孫艷國，許成順，杜修力，王丕光，席仁強，孫毅龍

北京工業(yè)大學城市與工程安全減災教育部重點實驗室，北京 100124

近年來世界各國海上風力發(fā)電產(chǎn)業(yè)得到快速發(fā)展，為能源短缺以及環(huán)境污染等問題提供了有效的解決方法. 隨著近海海上風電場的規(guī)劃完備，海上風電場逐漸向深遠海發(fā)展[1]. 深遠海相對近海環(huán)境更加惡劣，這對海上風電的基礎結構提出了更高的要求[2]. 目前，已建成的近海風電場主要以大直徑單樁基礎為主，約占80.8%，其直徑D在6～10 m之間[3-4].

一方面，海上風電場逐漸向深遠海發(fā)展時，受到大直徑鋼管樁的制造技術以及施工中入樁技術的限制，單樁基礎已無法滿足深遠海海上風電場的建設需求. 為解決大直徑鋼管樁不再適合用于深遠海場地的問題，多樁式導管架支撐結構逐漸得到應用[5]. 但導管架基礎結構造價較高且施工周期較長，經(jīng)濟性不高. Veers等在《Grand challenges in the science of wind energy》中指出，探索專門適用于海上風電的支撐結構將是海上風電發(fā)展的重要挑戰(zhàn)之一[6].

另一方面，海上風電支撐結構主要承受風荷載、波浪荷載、海流荷載以及風機運行產(chǎn)生的水平荷載，并將荷載傳遞給基礎. 為滿足風機正常運行要求，現(xiàn)有DNVGL-ST-0126以及IEC61400-3等海上風電基礎設計規(guī)范規(guī)定，基礎在泥面處永久性轉角不超過0.25°，短暫性轉角不超過0.5°[7-8].基礎變形過大可能導致上部風機無法正常運行，因此提高海上風電基礎的承載性能對海上風電結構的穩(wěn)定性十分重要.

為保證海上風電基礎有較好承載性能，眾多學者提出多種新型復合基礎并對其承載性能進行了研究. Yang和Li等提出了一種適用于海上風電的傘形復合基礎，并對這種基礎進行了承載力性能、沖刷特性等系列研究[9-10]. Wang等對樁-平臺復合基礎進行了離心機試驗以及數(shù)值模擬研究，研究結果表明樁-平臺復合基礎相對單樁基礎有較高的承載力[11]. Anastasopoulos和Theofilou提出一種樁-平臺復合基礎的建造方法并對樁-平臺復合基礎進行承載機理以及環(huán)境荷載作用下動態(tài)響應研究，研究結果表明樁-平臺基礎抗彎承載力要比單樁基礎和平臺兩者的抗彎承載力之和大[12].Lehane等通過離心機試驗研究發(fā)現(xiàn)樁-平臺復合基礎中平臺可以將彎矩荷載傳遞到地基中，同時樁-平臺復合基礎要比單樁基礎或單個平臺的抗彎承載力有較大提高[13]. Stone等通過在單樁周圍添加平臺結構提高基礎承載力并進行模型試驗研究，試驗結果表明相對單樁基礎，復合基礎的水平剛度和水平極限承載力均有一定程度的提高，同時指出復合基礎的水平承載力由樁的水平抗力以及平臺與地基土摩擦力提供[14]. 朱東劍對筒型基礎與單樁相結合的新型復合基礎進行承載機理研究[15]. 劉潤等探究了樁-筒復合基礎共同承載機理，研究結果表明筒直徑對復合基礎水平向承載性能影響最大[16]. Chen等研究樁-筒復合基礎的承載性能，研究結果表明樁-筒復合基礎的抗彎承載力比單樁和單個筒基礎兩者的抗彎承載力之和大[17]，這與文獻[12]的研究結論相同. 綜上所述，在單樁周圍附加平臺結構或筒結構組成新型復合基礎能夠提高海上風電基礎的承載性能，是提高海上風電基礎承載性能的一種優(yōu)選方案. 現(xiàn)有研究成果表明復合基礎相對單樁基礎有較好的承載性能，但針對復合基礎結構尺寸對承載性能的影響關注較少.

本文運用有限元軟件ABAQUS，建立了飽和黏土場地中單樁基礎、樁-平臺復合基礎以及樁-筒復合基礎數(shù)值模型，對不同尺寸的基礎進行豎向荷載V、水平荷載H以及彎矩荷載M作用下承載性能對比研究，為復合基礎結構優(yōu)化設計提供依據(jù).

1 有限元模型

1.1 計算模型

單樁、樁-平臺復合基礎以及樁-筒復合基礎結構形式如圖1所示. 樁與附加平臺結構之間以及樁與附加筒結構之間采用綁定接觸.

圖1 單樁、樁- 平臺復合基礎、樁- 筒復合基礎示意圖Fig.1 Monopile, pile-plate composite foundation, and pile-bucket composite foundation

眾多學者采用基于Tresca屈服準則的理想彈塑性本構模型模擬飽和黏土的力學行為[18]. 本文研究中土體采用此模型，模型材料參數(shù)與文獻[19]取為一致，分析中采用勻質土體，土體有效重度為γ'=6 kN·m-3，不排水抗剪強度 Su=5 kPa，土體彈性模量Es=500Su，泊松比λs=0.49[19]. 土體單元類型采用六面體八節(jié)點雜交單元（C3D8RH）. 樁、平臺結構以及筒結構采用線彈性本構模型，鋼材密度γ=7800 kg·m-3. 將基礎結構視為剛體，彈性模量Eb=109Su，泊松比λb=0.3，采用六面體八節(jié)點線性減縮積分單元（C3D8R）模擬. 基礎與土體之間采用綁定接觸. 為驗證本文有限元模型的可靠性，對文獻[19]中相同尺寸的筒型基礎進行水平和豎向的各單向極限承載力研究，計算結果如圖2所示，圖2中Ab為文獻[19]中筒基礎上部的表面積，Hult為水平極限承載力. 由圖2可看出，本文的數(shù)值計算結果與Mehravar等人[19]的計算結果吻合較好，說明本文模型具有一定的可靠性.

圖2 有限元模型驗證Fig.2 Validation of the model

本文研究中將大直徑鋼管樁作為基礎的主要結構，平臺結構或筒型結構作為單樁基礎的附加結構以提高單樁基礎的承載能力. 鋼管樁尺寸固定，直徑D=5 m，壁厚t1=0.05 m，入土深度l=30 m.平臺厚度t2=0.1 m，平臺直徑L=2D、3D、4D. 同樁-平臺復合基礎進行對比，筒直徑變化規(guī)律與平臺直徑L變化規(guī)律一致，筒入土深度B=0.4D、1.2D、2D，筒結構壁厚t3=0.05 m. 對模型進行編號，僅單樁表示為PILE；樁-平臺復合基礎用‘P+平臺直徑’表示，例如P10表示平臺直徑為10 m的復合基礎；樁-筒復合基礎用‘P+筒的直徑+筒的入土深度’表示，例如P10B6表示筒的直徑為10 m且筒的入土深度為6 m的復合基礎.

為確保有限元計算結果的有效性，對網(wǎng)格數(shù)量進行敏感性分析，最終確立網(wǎng)格劃分方法. 圖3所示為筒直徑為20 m，筒入土深度為2 m時樁-筒復合基礎以及周圍土體的有限元網(wǎng)格. 為避免邊界效應對計算結果的影響，通過多次試算得到了合適的邊界取值范圍，最終確定土體高度為60 m (12D)，直徑為100 m (20D).

圖3 P20B2有限元網(wǎng)格Fig.3 Finite element mesh of P20B2

1.2 極限承載力的確定

如圖1所示，在泥面處基礎的中心點建立參考點RP作為荷載加載點，豎向荷載V、水平荷載H以及彎矩荷載M通過位移控制法進行施加. 復合基礎各單向極限承載力通過位移-荷載曲線中兩條切線的交點獲得[20]. 以水平極限承載力為例，圖4為平臺直徑為10 m時樁-平臺復合基礎在水平荷載作用下水平極限承載力Hult確定方法. 為方便計算結果的對比分析，所得基礎各單向極限承載力通過幾何尺寸以及飽和黏土抗剪切強度進行量綱一處理，如表1所示，表中A=πD2/4.

表1 荷載及位移符號規(guī)定Table 1 Sign conventions for loads and displacements

圖4 極限承載力確定(P10)Fig.4 Determination of the ultimate bearing capacity

2 復合基礎豎向承載特性對比分析

2.1 樁-平臺復合基礎承載特性對比

樁-平臺復合基礎豎向位移-荷載曲線以及平臺直徑對基礎豎向極限承載力的影響如圖5所示.

豎向荷載作用下，樁-平臺復合基礎相對單樁基礎豎向承載力有較大的提高. 對圖5(a)中荷載位移曲線采用兩條切線交點的方法得到各個基礎的豎向極限承載力，大直徑單樁基礎豎向極限承載力為2.1 MN，平臺直徑為10、15和20 m時，由樁-平臺復合基礎的豎向極限承載力分別為3.1、4.7和7.9 MN. 相對單樁基礎，樁-平臺復合基礎豎向極限承載力分別提高了46.8%、124.8%、273.8%.隨著平臺直徑的增加，樁-平臺復合基礎豎向極限承載力呈指數(shù)型增加，圖5(b)所示. 分析結果表明樁-平臺復合基礎相對單樁基礎有較好的豎向承載性能，當附加平臺的直徑為4倍的單樁基礎直徑時，復合基礎豎向極限承載力是單樁基礎的3.7倍多.

樁-平臺復合基礎相對于單樁基礎豎向極限承載力提高系數(shù)dLcv如圖5(c)所示，對其進行擬合:

式中，dLcv=Vult/Vult(PILE). 圖5(c)所示，提出的豎向極限承載力提高系數(shù)dLcv公式與數(shù)據(jù)擬合良好.提高系數(shù)dLcv與平臺直徑以及樁的直徑有關，且隨著平臺直徑的增加呈指數(shù)型增大.

圖5 樁-平臺復合基礎豎向承載特性. （a）v-V圖；（b）豎向極限承載力與平臺直徑的關系；（c）樁-平臺復合基礎豎向極限承載力提高系數(shù)Fig.5 Vertical bearing characteristics of pile-plate composite foundations: (a) v-V; (b) relationship between vertical ultimate bearing capacity and diameter of the plate; (c) improvement coefficient of the vertical ultimate bearing capacity of the pile-plate composite foundation

2.2 樁-筒復合基礎豎向承載特性

圖6為樁-筒復合基礎豎向承載特性與基礎尺寸的關系. 圖6(a)為筒結構直徑為10 m時不同入土深度情況下豎向承載力隨位移變化關系. 圖6(b)為樁-筒復合基礎豎向極限承載力與筒入土深度的關系. 從圖6(b)中可以發(fā)現(xiàn)，隨著筒直徑的增加，樁-筒復合基礎豎向極限承載力逐漸增加. 例如，通過兩條切線交點的方法分別得到P10B6豎向極限承載力為3.80 MN，P15B6豎向極限承載力為6.01 MN，P20B6豎向極限承載力為14.75 MN.如圖6(c)所示，將樁-筒復合基礎豎向極限承載力除以相同直徑的平臺時樁-平臺復合基礎豎向極限承載力得到承載力提高系數(shù)dBcv，結果顯示隨著筒結構入土深度的增加，承載力提高系數(shù)dBcv先增加然后逐漸平緩，即承載力提高系數(shù)存在一個臨界值，到達臨界值后，增加筒結構入土深度難以對復合基礎豎向承載力有所提高，設計時應該引起注意.

圖6 樁-筒復合基礎豎向承載性能對比. （a）v-V圖；（b）樁-筒復合基礎豎向極限承載力與筒直徑的關系；（c）樁-筒復合基礎豎向極限承載力提高系數(shù)Fig.6 Vertical bearing characteristics of pile-bucket composite foundations: (a) v-V; (b) relationship between vertical ultimate bearing capacity and diameter of the bucket; (c) improvement coefficient of the vertical ultimate bearing capacity of the pile-bucket composite foundation

通過單樁基礎、樁-平臺復合基礎、樁-筒復合基礎豎向承載性能的對比研究，可以得到以下結論：單樁基礎周圍增加平臺結構或筒結構，這兩種附屬結構將更多的豎向荷載傳遞給地基，增加附屬結構的直徑可以顯著提高基礎的豎向承載力. 但筒結構壁厚較小，增加筒結構的入土深度無法增加基礎的面積，因此同直徑時增加筒結構的入土深度對基礎的豎向承載力影響較小.

3 復合基礎水平承載特性對比分析

3.1 樁-平臺復合基礎水平承載特性

圖7為樁-平臺復合基礎水平承載特性與基礎尺寸的關系. 水平荷載作用下，樁-平臺復合基礎的水平承載力相對單樁基礎有較大的提高，樁-平臺復合基礎水平極限承載力隨著平臺直徑的增加呈指數(shù)型增加，如圖7(b)所示. 同理，通過極限承載力確定方法可以得到單樁基礎水平極限承載力為3.58 MN；平臺直徑為10、15和20 m時，樁-平臺復合基礎的水平極限承載力分別為4.19、5.31和7.06 MN. 樁-平臺復合基礎豎向極限承載力相對單樁基礎分別提高了17.32%、48.42%和97.35%.

圖7 樁-平臺復合基礎水平承載特性. （a）h-H圖；（b）水平極限承載力與平臺直徑的關系；（c）樁-平臺復合基礎水平極限承載力提高系數(shù)Fig.7 Horizontal bearing characteristics of pile-plate composite foundations: (a) h-H; (b) relationship between horizontal ultimate bearing capacity and diameter of the plate; (c) improvement coefficient of the horizontal ultimate bearing capacity of the pile-plate composite foundation

樁-平臺復合基礎相對于單樁基礎水平極限承載力提高系數(shù)如圖7(c)所示，對其進行擬合:

式中：dLch=Hult/Hult(PILE)，Hult為樁-平臺復合基礎的水平極限承載力，Hult(PILE)為單樁基礎的水平極限承載力. 從圖中可以發(fā)現(xiàn)，擬合公式能夠很好地反應樁-平臺復合基礎相對于單樁基礎水平極限承載力提高系數(shù)的變化趨勢，提高系數(shù)dLch隨著平臺直徑的增加呈指數(shù)型增大.

3.2 樁-筒復合基礎水平承載特性

圖8為樁-筒復合基礎水平承載性能與基礎尺寸的關系圖. 圖8(a)為筒結構直徑為15 m時不同入土深度時位移-荷載關系圖，結果表明樁-筒復合基礎水平承載力相對單樁基礎以及相同直徑的平臺時樁-平臺復合基礎有較大的提升；且隨著入土深度的增加，樁-筒復合基礎水平承載力逐漸提高. 例如，通過水平極限承載力確定方法可以得到P15水平極限承載力為5.31 MN，P15B2水平極限承載力為5.81 MN，P15B6水平極限承載力為6.82 MN，P15B10水平極限承載力為7.68 MN. P15B10水平極限承載力是單樁基礎的2.15倍，是P15復合基礎的1.48倍. 如圖8(b)所示，樁-筒復合基礎水平極限承載力隨著筒結構的入土深度增加呈直線型增加.

圖8(c)將樁-筒復合基礎水平極限承載力與相同直徑的平臺時樁-平臺復合基礎水平極限承載力相除得到提高系數(shù)dBch，通過擬合可以得到提高系數(shù)的公式：

圖8 樁-筒復合基礎水平承載性能對比. （a）h-H圖；（b）樁-筒復合基礎水平極限承載力；（c）樁-筒復合基礎水平極限承載力提高系數(shù)Fig.8 Horizontal bearing characteristics of pile-bucket composite foundations: (a) h-H; (b) relationship between horizontal ultimate bearing capacity and diameter of the plate; (c) improvement coefficient of the horizontal ultimate bearing capacity of the pile-plate composite foundation

式中，dBch=Hult/Hult(PILE). 由擬合公式可知，樁-筒復合基礎水平極限承載力提高系數(shù)dBch與筒的直徑和筒的入土深度相關. 當筒結構入土深度一定時，提高系數(shù)dBch與筒結構直徑呈線性增加關系；當筒結構直徑一定時，提高系數(shù)dBch與筒結構的入土深度呈線性增加關系. 樁-筒復合基礎的水平極限承載力提高系數(shù)dBch與筒的直徑、筒的入土深度呈雙參數(shù)線性增加關系.

通過對單樁基礎、樁-平臺復合基礎、樁-筒復合基礎水平承載性能的對比研究，可以得到以下結論：單樁基礎周圍增加平臺結構或筒結構，可以增加基礎與土體的接觸面積，顯著提高基礎的水平承載力. 隨著筒結構入土深度的增加，基礎與土體的接觸面積加大，樁-筒復合基礎的水平承載性能顯著提高. 海上風電基礎主要承受水平荷載，單樁基礎附加筒結構可以更好地滿足基礎承載性能的要求.

4 復合基礎抗彎承載特性對比分析

4.1 樁-平臺復合基礎抗彎承載特性

圖9為樁-平臺復合基礎抗彎承載特性與平臺直徑的關系. 結果顯示，樁-平臺復合基礎抗彎承載力隨著平臺直徑增大逐漸增大. 通過對圖9(a)進行雙切線法可以得到單樁基礎抗彎極限承載力為72.7 MN·m，P10復合基礎抗彎極限承載力為83.7 MN·m，P15復合基礎抗彎極限承載力為98.7 MN·m，P20復合基礎抗彎極限承載力為128.7 MN·m，P15復合基礎抗彎極限承載力是單樁基礎的1.36倍. 樁-平臺復合基礎抗彎極限承載力隨著平臺的直徑增加呈指數(shù)型增加.

圖9 樁-平臺復合基礎抗彎承載性能對比. （a）θ-M圖；（b）樁-平臺復合基礎抗彎極限承載力；（c）樁-平臺復合基抗彎極限承載力提高系數(shù)Fig.9 Bending bearing characteristics of pile-plate composite foundations: (a) θ-M; (b) relationship between ultimate bending capacity and diameter of the plate; (c) improvement coefficient of the ultimate bending capacity of the pile-plate composite foundation

將樁-平臺復合基礎抗彎極限承載力除以單樁基礎抗彎極限承載力，通過擬合可以得到以下公式：

式中，dLcm=Mult/Mult(PILE). 圖9(c)所示，提出的抗彎極限承載力提高系數(shù)dLcm公式與數(shù)據(jù)擬合良好. 系數(shù)dLcm與平臺直徑以及樁的直徑有關，且隨著平臺直徑的增加呈指數(shù)型增大.

4.2 樁-筒復合基礎抗彎承載特性

圖10為樁-筒復合基礎抗彎承載特性與筒結構入土深度和直徑的關系. 圖10(a)以筒結構直徑為15 m時不同入土深度情況下轉角-彎矩圖為例，樁-筒復合基礎抗彎承載力相對單樁基礎以及P15樁-平臺復合基礎有很大的提升. 如圖10(b)所示，隨著筒結構入土深度的增加，樁-筒復合基礎的抗彎極限承載力先增加然后趨于平緩. P10B10、P15B10、P20B10樁-筒復合基礎抗彎極限承載力分別為 93.7、115.9 和 155.7 MN·m，分別是單樁基礎抗彎極限承載力的1.29倍、1.59倍、2.14倍，計算結果表明附加筒結構可以提高單樁基礎的抗彎承載力. 同時隨著附加筒結構直徑增加，筒結構的入土深度對基礎抗彎承載力的影響逐漸減小. 當筒結構直徑相同時，樁-筒復合基礎的抗彎承載力相對樁-平臺復合基礎的抗彎承載力的提高程度都是先隨著入土深度的增加先逐漸增加當達到一定入土深度時增加趨勢逐漸變緩慢.

圖10 樁-筒復合基礎抗彎承載性能. （a）θ-M圖；（b）樁-筒復合基礎抗彎極限承載力；（c）樁-筒復合基礎抗彎極限承載力提高系數(shù)Fig.10 Bending bearing characteristics of pile-bucket composite foundations: (a) θ-M; (b) relationship between ultimate bending capacity and diameter of the bucket; (c) improvement coefficient of the ultimate bending capacity of the pile-bucket composite foundation

將樁-筒復合基礎抗彎極限承載力與相同直徑的平臺時的樁-平臺復合基礎抗彎極限承載力相除得到提高系數(shù)dBcm，對不同筒的直徑情況變化規(guī)律進行擬合，得到下面3個計算公式：

式中：dBcm10為P10B相對P10的抗彎極限承載力提高系數(shù)，dBcm15為P15B相對P15的抗彎極限承載力提高系數(shù)，dBcm20為P20B相對P20的抗彎極限承載力提高系數(shù). 由結果顯示，樁-筒復合基礎抗彎極限承載力相對相同直徑的平臺時的樁-平臺復合基礎抗彎極限承載力的提高系數(shù)dBcm隨著筒結構入土深度的增加逐漸增大然后逐漸平緩，即承載力提高系數(shù)存在一個臨界值，到達臨界值后，增加筒結構入土深度難以對復合基礎抗彎承載力有所提高，這與豎向承載力提高系數(shù)dBcv規(guī)律相似.

通過對單樁基礎、樁-平臺復合基礎、樁-筒復合基礎抗彎承載性能的對比研究，可以得到以下結論：單樁基礎周圍增加平臺結構或筒結構，可以增加基礎抗彎剛度，提高基礎的抗彎承載性能.隨著筒結構入土深度的增加，樁-筒復合基礎的抗彎極限承載力相對同直徑的平臺的樁-平臺復合基礎的抗彎極限承載力先增加，當筒結構入土深度達到一定深度時逐漸平穩(wěn)，說明筒結構入土深度對樁-筒復合抗彎承載力的影響存在一個限值，在基礎選型時應進行優(yōu)化設計.

5 復合基礎破壞包絡線

海上風電基礎主要受水平荷載H、豎向荷載V以及彎矩荷載M等多種荷載復合作用，破壞包絡線可以清楚地表現(xiàn)復合荷載作用下基礎的極限承載特性. 基礎的破壞包絡線通常采用Swipe加載法或Probe加載法獲得[21-22]. 本文研究中采用以位移控制的Swipe加載法確定基礎的破壞包絡線.Swipe加載法最早由Tan在離心機模型試驗確定基礎的包絡線時提出[23]. 以位移控制的Swipe加載法主要包含2個加載步驟：首先，在基礎荷載加載點上沿著i方向施加位移ui達到i方向極限承載力；然后，保持i方向位移ui不變，沿著j方向施加位移uj達到j方向極限承載力，沿著j方向形成的荷載加載軌跡可以作為在i-j荷載空間內基礎的破壞包絡線.

5.1 V-H加載條件下破壞包絡線

采用位移控制的Swipe加載法，分別得到V-H復合加載條件下飽和黏土中不同基礎的破壞包絡線，如圖11所示. 研究結果表明，樁-平臺復合基礎比單樁基礎的包絡線空間寬闊；而且隨著平臺直徑的增加，樁-平臺復合基礎的包絡線逐漸向外擴張. 同時，在V-H復合荷載作用下，樁-筒復合基礎的包絡線相對單樁基礎以及相同直徑的平臺時樁-平臺復合基礎的包絡線空間更大，且隨著筒結構入土深度的增加，包絡線沿著H荷載方向逐漸向上擴張.

圖11 V-H加載條件下基礎的破壞包絡線. （a）樁-平臺復合基礎；（b）筒直徑為10 m時樁-筒復合基礎；（c）筒直徑為15 m時樁-筒復合基礎；（d）筒直徑為20 m時樁-筒復合基礎Fig.11 V-H failure envelopes of (a) pile-plate composite foundations; (b) pile-bucket composite foundations (the diameter of the bucket is 10 m); (c)pile-bucket composite foundations (the diameter of the bucket is 15 m); (d) pile-bucket composite foundations (the diameter of the bucket is 20 m)

5.2 V-M加載條件下破壞包絡線

圖12為樁-筒復合基礎、樁-平臺復合基礎、單樁基礎在V-M荷載復合加載條件下破壞包絡線對比研究. 隨著樁-平臺復合基礎中平臺直徑的增加，包絡線逐漸向外擴張. 樁-筒復合基礎在V-M荷載空間內包絡線相對單樁基礎包絡線的空間更大. 當筒結構直徑相同時，隨著筒結構的入土深度增加，樁-筒復合基礎在V-M荷載空間內包絡線向外擴張.

圖12 V-M加載條件下基礎的破壞包絡線. （a）樁-平臺復合基礎；（b）筒直徑為10 m時樁-筒復合基礎；（c）筒直徑為15 m時樁-筒復合基礎；（d）筒直徑為20 m時樁-筒復合基礎Fig.12 V-M failure envelopes: (a) pile-plate composite foundation; (b) pile-bucket composite foundation (the diameter of the bucket is 10 m); (c)pile-bucket composite foundation (the diameter of the bucket is 15 m); (d) pile-bucket composite foundation (the diameter of the bucket is 20 m)

5.3 包絡線參數(shù)敏感性分析

為研究對包絡線的影響，通過改變基礎尺寸對破壞包絡線進行參數(shù)敏感性分析. 單樁基礎入土深度為30 m不變，單樁基礎的直徑分別取5、6、8和 9 m，編號分別為 PILE5、PILE6、PILE8、PILE9；樁-平臺復合基礎中平臺直徑為15 m，單樁直徑為5 m，樁入土深度分別取20、25和30 m，編號分別為 L20P15、L25P15、L30P15；樁-筒復合基礎中筒直徑為15 m，筒入土深度為6 m，單樁直徑為5 m，樁入土深度分別取20、25和30 m，編號分別為 L20P15 B6、L25P15B6、L30P15 B6. 圖 13為在V-H、V-M復合荷載作用下不同尺寸的基礎的破壞包絡線對比圖. 計算結果表明，隨著單樁直徑的增加，單樁基礎的包絡線空間逐漸變大，基礎承載性能逐漸提高. 樁-平臺復合基礎中隨著樁入土深度增加，包絡線沿著H荷載方向或M荷載方向逐漸變大，在V荷載方向變化較小. 樁-筒復合基礎中隨著樁入土深度增加，包絡線沿著H荷載方向或M荷載方向逐漸變大，在V荷載方向變化較小，在M荷載方向變化明顯，說明單樁入土深度對樁-筒復合基礎的抗彎承載性能影響較大.

由圖13可知，在破壞包絡線空間相近的情況下，樁-平臺復合基礎和樁-筒復合基礎可以減小單樁的入土深度以及單樁的直徑.

圖13 破壞包絡線參數(shù)敏感性分析. （a）V-H；（b）V-MFig.13 Parameter sensitivity analysis of failure envelopes: (a) V-H; (b) V-M

6 結論

（1）樁-平臺復合基礎的承載性能與平臺直徑有關，隨著平臺直徑的增加，樁-平臺復合基礎的豎向極限承載力、水平極限承載力和抗彎極限承載力相對單樁基礎的增加趨勢都呈指數(shù)型. 單樁基礎上附加平臺結構可以極大的提高基礎承載性能.

（2）樁-筒復合基礎的承載性能與筒的直徑和入土深度有關，隨著筒型結構入土深度的增加，樁-筒復合基礎豎向極限承載力的變化相對較小，樁-筒復合基礎的水平極限承載力與筒的直徑、筒的入土深度呈雙參數(shù)線性增加關系. 隨著筒型結構入土深度的增加，樁-筒復合基礎抗彎極限承載力相對相同直徑的平臺時樁-平臺復合基礎的抗彎極限承載力先增加，當達到一定入土深度時增加趨勢變緩.

（3）V-H復合加載和V-M復合加載條件下，樁-平臺復合基礎和樁-筒復合基礎的破壞包絡線比單樁基礎的空間更廣，表明承載性能更好.

（4）大直徑單樁上附加平臺結構或附加筒結構能夠較大的提高基礎的承載性能，研究結果可以為海上風電基礎的選型和優(yōu)化設計提供依據(jù).