劉 潤(rùn)，李天亮，練繼建，李紅濤，黃 磊

(1.天津大學(xué) 水利工程仿真與安全國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，天津 300350；2.中國(guó)船級(jí)社海洋工程技術(shù)中心，天津 300457)

自1991年世界第一座海上風(fēng)電場(chǎng)在丹麥建成以來(lái)，海上風(fēng)能的開發(fā)利用已成為世界各國(guó)專家學(xué)者研究關(guān)注的熱點(diǎn)。海上風(fēng)電基礎(chǔ)作為海上風(fēng)電工程的重要組成部分經(jīng)歷著不斷優(yōu)化和創(chuàng)新的過(guò)程。目前單樁基礎(chǔ)因結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單、承載機(jī)理明確、施工安裝相對(duì)便利，在海上風(fēng)電工程中應(yīng)用最為廣泛。

在我國(guó)東南沿海，如福建、廣東等地，海域地質(zhì)條件較為復(fù)雜，基巖初露淺，故需采用嵌巖式單樁基礎(chǔ)。目前，諸多學(xué)者對(duì)于嵌巖樁的水平承載特性進(jìn)行了研究，主要研究手段有試驗(yàn)法、理論分析法、有限元計(jì)算法。試驗(yàn)法包括現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)和模型試驗(yàn)，在現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)方面，勞偉康等[1]通過(guò)大直徑柔性鋼管嵌巖樁的水平承載力現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)，分析了嵌巖樁在分級(jí)加荷條件下的樁身應(yīng)力、彎矩、水平位移等參數(shù)的變化規(guī)律。王建華等[2]根據(jù)嵌巖樁現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)結(jié)果得到樁身變形、內(nèi)力和地基抗力，分析了大直徑嵌巖樁的水平承載特性、樁巖共同作用性狀及套箱填砂對(duì)深水嵌巖樁水平承載力的影響。管金萍等[3]對(duì)6根不同樁徑、不同樁長(zhǎng)的嵌巖灌注樁進(jìn)行了樁頂無(wú)約束單向循環(huán)水平靜載試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)地基水平抗力系數(shù)隨著水平力和水平位移的增大逐漸減小。在模型試驗(yàn)方面，劉明維等[4]開展了水平循環(huán)荷載作用下的鋼管混凝土嵌巖樁承載特性試驗(yàn)，確定了鋼管和內(nèi)部混凝土的聯(lián)合承載規(guī)律及截面荷載分配規(guī)律。王多銀等[5]通過(guò)室內(nèi)模型試驗(yàn)研究發(fā)現(xiàn)大直徑嵌巖灌注樁大約在泥面線下5 cm處彎矩達(dá)到最大值，極易導(dǎo)致樁體的失穩(wěn)或巖土的漸進(jìn)破壞。最為經(jīng)典的理論分析方法為p—y曲線法[6-8]，通常結(jié)合現(xiàn)場(chǎng)或模型試驗(yàn)結(jié)果，對(duì)地基初始剛度和極限抗力Pu進(jìn)行研究，在此基礎(chǔ)上提出更為合理的修正p—y曲線[9-10]。有限元方法可以考慮多種影響因素對(duì)承載力的影響，因此在嵌巖樁的水平承載特性研究中得到了廣泛應(yīng)用[11-14]。

綜上所述，水平承載特性是嵌巖樁研究的熱點(diǎn)問(wèn)題，對(duì)于樁—土或樁—巖直接接觸的研究已較為完善，但嵌巖樁在安裝過(guò)程中通常采用灌漿材料填充樁和巖石之間的空隙，目前對(duì)于含有灌漿材料影響的嵌巖樁水平承載力研究較少。文中采用數(shù)值分析法，建立三維樁—灌漿—巖計(jì)算模型，系統(tǒng)研究了樁—巖間填有灌漿材料條件下影響嵌巖樁水平承載力的因素，指出灌漿材料的拉應(yīng)力是控制嵌巖樁水平極限承載力的關(guān)鍵。

1 水平極限承載力的確定標(biāo)準(zhǔn)

現(xiàn)有單樁水平承載力的確定方法可分為兩大類：一類為規(guī)范法，即規(guī)范中規(guī)定了極限抗力的取值方法；另一類為經(jīng)驗(yàn)法，即根據(jù)不同研究得到的規(guī)律判斷樁的水平極限承載力。

規(guī)范法規(guī)定單樁的水平極限承載力由靜載荷試驗(yàn)獲得。《建筑樁基技術(shù)規(guī)范》(JGJ 94—2008)[15]規(guī)定對(duì)于鋼筋混凝土預(yù)制樁、鋼樁、樁身正截面配筋率不小于0.65%的灌注樁，可根據(jù)靜載試驗(yàn)結(jié)果取地面處水平位移為10 mm(對(duì)于水平位移敏感的建筑物取水平位移6 mm)所對(duì)應(yīng)的荷載的75%為單樁水平承載力特征值?！洞a頭結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》(JTS 167—2018)[16]規(guī)定，樁的承載力應(yīng)根據(jù)不同受力情況，分別按樁身結(jié)構(gòu)強(qiáng)度和地基土對(duì)樁的支撐能力進(jìn)行計(jì)算，并取二者之小值。

在經(jīng)驗(yàn)法中，樁基水平承載力的確定標(biāo)準(zhǔn)則更是眾說(shuō)不一。針對(duì)海上風(fēng)電單樁，朱斌等[17]認(rèn)為水平荷載作用下大直徑單樁基礎(chǔ)的破壞或失效一般表現(xiàn)為樁身屈服或變形超限，將加載點(diǎn)處樁身位移達(dá)到0.1D(D為樁身直徑)時(shí)對(duì)應(yīng)的荷載作為水平承載力。董愛民[18]基于數(shù)值分析法對(duì)樁的承載特性所進(jìn)行的研究中采用樁頂處水平位移S=0.05D作為控制標(biāo)準(zhǔn)，即位移S=0.05D時(shí)樁頂所受荷載為樁的水平承載力。

上述判斷標(biāo)準(zhǔn)均針對(duì)深厚土層中的摩擦樁，而嵌巖樁在安裝過(guò)程通常采用灌漿料將樁與圍巖連接，當(dāng)灌漿材料發(fā)生開裂時(shí)，對(duì)樁的水平承載特性影響較大，甚至引起樁體發(fā)生失穩(wěn)破壞。因此，針對(duì)嵌巖樁提出以灌漿材料破壞或樁身屈服對(duì)應(yīng)的最小泥面處位移作為嵌巖樁達(dá)到極限承載力的判斷標(biāo)準(zhǔn)。

2 水平承載特性影響因素分析

2.1 有限元模型的建立

結(jié)合海上風(fēng)電工程實(shí)例，采用ABAQUS有限元軟件建立嵌巖樁計(jì)算模型。其中嵌巖樁總長(zhǎng)為40 m(包括嵌固段和懸臂段)，樁徑D=4 m，壁厚80 mm。樁身底部嵌入全風(fēng)化凝灰?guī)r和中風(fēng)化凝灰?guī)r。巖體采用Mohr-Coulomb彈塑性模型。具體參數(shù)如表1所示。

表1 土質(zhì)參數(shù)

有限元模型底部邊界為z向位移約束，周側(cè)同時(shí)施加x向和y向位移約束。為減少邊界效應(yīng)，模型直徑取100 m，大于10倍樁徑，高度取60 m。樁體由鋼管套和混凝土芯兩部分組成，混凝土芯填充在鋼管內(nèi)部，頂部與泥面齊平。鋼管和混凝土芯分別采用彈塑性本構(gòu)模型和混凝土塑性損傷模型，兩者采用綁定約束條件。嵌巖樁樁身外部與全風(fēng)化凝灰?guī)r和中風(fēng)化凝灰?guī)r間建立灌漿環(huán)，灌漿環(huán)厚度為0.15 m，采用C35混凝土塑性損傷模型模擬水泥灌漿材料。鋼管、混凝土芯及灌漿環(huán)的相關(guān)參數(shù)見表2。有限元模型如圖1所示(由于模型具有對(duì)稱性，取一半進(jìn)行展示)。

表2 有限元計(jì)算參數(shù)

圖1 有限元模型

為了更好地模擬灌漿環(huán)與周邊巖體的摩擦接觸及法向分離現(xiàn)象，采用Coulomb摩擦接觸，接觸界面法向采用硬接觸，切向采用罰函數(shù)來(lái)實(shí)現(xiàn)對(duì)樁與灌漿環(huán)及灌漿環(huán)與巖體間摩擦效應(yīng)的模擬，摩擦系數(shù)取值為0.4，并設(shè)置界面接觸后可分離。鋼管套與混凝土芯、灌漿環(huán)在法線方向采用硬接觸，切向采用罰函數(shù)接觸條件，摩擦系數(shù)分別取0.5和0.4[19-20]。

2.2 模型驗(yàn)證

為驗(yàn)證所述有限元方法分析嵌巖樁水平承載特性的可行性，以王建華等[2]開展的水平荷載下大直徑嵌巖樁承載力特性試驗(yàn)(S3樁)作為驗(yàn)證試驗(yàn)。建立嵌巖樁模型，樁長(zhǎng)40 m，直徑2.8 m，壁厚40 mm，入泥深度為12.2 m，其中嵌巖長(zhǎng)度5.7 m。地基直徑為40 m，高32 m。鋼管套與樁芯混凝土的材料參數(shù)如表3所示，土質(zhì)參數(shù)如表4所示，有限元模型如圖2所示(由于模型具有對(duì)稱性，取一半進(jìn)行展示)。模型中材料本構(gòu)及邊界條件等均與2.1節(jié)一致。

圖2 有限元模型

表3 有限元計(jì)算參數(shù)

表4 土質(zhì)參數(shù)

按照試驗(yàn)要求，在樁頭施加342 kN的水平荷載對(duì)嵌巖樁模型進(jìn)行計(jì)算，提取樁身水平變形與試驗(yàn)測(cè)量值進(jìn)行對(duì)比，如圖3所示。樁頭和樁端對(duì)應(yīng)的縱坐標(biāo)值分別為0和-40。由圖3可知，試驗(yàn)值與模型計(jì)算值較為一致，表明文中材料模型及建模方法能較好地反映嵌巖樁水平承載特性。

圖3 樁身水平變形

2.3 嵌巖深度的影響

考慮到全風(fēng)化凝灰?guī)r的物理力學(xué)性質(zhì)接近土體，因此，文中提到的嵌巖深度均指嵌入中風(fēng)化凝灰?guī)r中的樁基深度。分別設(shè)置嵌巖深度H=5 m、8 m、11 m、14 m，即對(duì)樁位于泥面以下15 m、18 m、21 m、24 m的工況進(jìn)行分析。在泥面處加載水平位移S=0.1 m，得到泥面處的水平承載力—位移曲線，見圖4。

圖4 水平承載力位移曲線

由圖4可知，水平承載力隨位移的增加而增大，呈線性關(guān)系。當(dāng)水平位移增長(zhǎng)到約5 mm時(shí)，承載力發(fā)生突變現(xiàn)象，其原因?yàn)楣酀{環(huán)發(fā)生了破壞，如圖5所示。以灌漿環(huán)受拉應(yīng)力大于等于抗拉強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值2.2 MPa或灌漿環(huán)受壓應(yīng)力大于等于抗壓強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值23.4 MPa作為灌漿環(huán)的破壞依據(jù)。圖5中虛線表示中風(fēng)化凝灰?guī)r與全風(fēng)化凝灰?guī)r的交界面。

圖5 灌漿環(huán)開始破壞時(shí)的應(yīng)力云圖

由圖5可知，不同嵌巖深度下，隨著水平位移的加載，灌漿環(huán)均發(fā)生受拉破壞，受拉破壞區(qū)域主要集中在全風(fēng)化凝灰?guī)r與中風(fēng)化凝灰?guī)r的交界面，破壞位置較為固定，受嵌巖深度的影響較弱。灌漿環(huán)發(fā)生破壞時(shí)樁的水平承載力及泥面處的水平位移如圖6所示。

由圖6可知，H=14 m時(shí)水平承載力較H=5 m時(shí)減小約5.3%。泥面處水平位移均在4.59～5.47 mm內(nèi)變化，故水平方向發(fā)生較小位移時(shí)，灌漿環(huán)即發(fā)生破壞。

圖6 灌漿環(huán)破壞時(shí)的水平承載力和水平位移

當(dāng)泥面處水平位移加載到一定值時(shí)，樁身出現(xiàn)屈服，如圖7所示，圖中虛線表示中風(fēng)化凝灰?guī)r與全風(fēng)化凝灰?guī)r的交界面，實(shí)線表示泥面位置(全風(fēng)化凝灰?guī)r頂面)，下文所示樁身應(yīng)力云圖中線條含義均與圖7一致。

由圖7可知，嵌巖樁樁身屈服應(yīng)力最大值始終發(fā)生在全風(fēng)化凝灰?guī)r與中風(fēng)化凝灰?guī)r的交界面，不受嵌巖深度的影響。分析其原因?yàn)闃渡淼撞渴苤酗L(fēng)化凝灰?guī)r的嵌固作用影響較大，樁猶如豎直放在地基中的彈性地基梁一樣工作，在泥面處水平位移及兩側(cè)巖體的作用下，樁體以巖層交界面附近為中心，發(fā)生明顯的變形，如圖8所示，故樁體在巖層交界面處發(fā)生應(yīng)力集中，對(duì)應(yīng)位置產(chǎn)生破壞。整個(gè)變形呈波狀曲線，該曲線沿樁長(zhǎng)向樁端處逐漸消失。此種破壞模式與入土深度較大時(shí)長(zhǎng)樁承受水平荷載的破壞模型類似。

圖7 樁身開始屈服時(shí)的應(yīng)力云圖

圖8 樁體破壞模式

各樁身應(yīng)力開始達(dá)到屈服強(qiáng)度時(shí)對(duì)應(yīng)的泥面處水平位移如圖9所示。

由圖9可知，在樁身開始達(dá)到屈服強(qiáng)度時(shí)，對(duì)應(yīng)的泥面處水平位移值隨嵌巖深度的增大而減小，在文中研究的嵌巖深度H=5～14 m范圍內(nèi)，可采用指數(shù)函數(shù)的形式描述二者之間的關(guān)系，擬合曲線如圖中虛線所示，擬合公式為：

S=0.02e(-H/7.49)+0.07

(1)

式中：S為水平位移，H為嵌巖深度。

對(duì)比圖6和圖9可知，嵌巖樁在相同嵌巖深度條件下，灌漿環(huán)發(fā)生受拉破壞時(shí)對(duì)應(yīng)的泥面處水平位移值遠(yuǎn)小于樁身達(dá)到屈服強(qiáng)度時(shí)所需的水平位移值，這是由于鋼管樁的抗拉極限強(qiáng)度(284 MPa)遠(yuǎn)大于灌漿材料的抗拉極限強(qiáng)度(2.2 MPa)。因此，應(yīng)將灌漿環(huán)發(fā)生破壞作為嵌巖樁水平極限承載力的判斷標(biāo)準(zhǔn)。

圖9 樁身開始屈服時(shí)水平位移與嵌巖深度的關(guān)系

提取樁體達(dá)到水平承載極限狀態(tài)時(shí)泥面以下的樁身水平位移，得到樁身變形形態(tài)示意，見圖10。

由圖10可知，樁身水平變形受嵌巖段影響較大。從泥面到全風(fēng)化凝灰?guī)r與中風(fēng)化凝灰?guī)r的交界面區(qū)域，樁身水平變形近似呈線性減小的趨勢(shì)，該變化形式一直延伸到全風(fēng)化凝灰?guī)r向下約1 m的位置。當(dāng)入泥深度大于11 m時(shí)，嵌巖樁樁身水平變形較小，受中風(fēng)化凝灰?guī)r的嵌固作用明顯。對(duì)比H=5 m和H=14 m兩種不同嵌巖深度的樁底水平變形可知，嵌巖深度較小時(shí)，樁底發(fā)生的與泥面處相反方向的水平變形較為明顯，隨著嵌巖深度的不斷增大，該趨勢(shì)逐漸減弱，即樁底受巖石限制作用增強(qiáng)，水平變形逐漸趨近于0。

圖10 樁身水平變形

2.4 樁身直徑的影響

以圖1中的模型為基礎(chǔ)，嵌巖深度H=5 m，建立樁徑D=4 m、6 m、8 m、10 m的嵌巖樁模型進(jìn)行分析，混凝土芯和灌漿環(huán)的直徑隨樁身變化進(jìn)行改變，其他參數(shù)均保持不變。圖11為不同樁徑影響下的水平承載力—位移曲線。

圖11 水平承載力—位移曲線

由圖11可知，水平承載力受樁徑變化影響較大。在水平位移較小時(shí)，各嵌巖樁泥面處水平抗力差值較小，隨著水平位移的增大，水平抗力差值逐漸增大。當(dāng)水平位移S=0.1 m時(shí)，直徑為10 m的嵌巖樁與直徑4 m的嵌巖樁相比，其水平承載力增大約415%。

在泥面處施加較小的水平位移時(shí)，灌漿環(huán)首先發(fā)生開裂，灌漿環(huán)開始發(fā)生破壞時(shí)的云圖如圖12所示。

圖12 灌漿環(huán)開始破壞時(shí)的應(yīng)力云圖

由圖12可知，樁徑較小時(shí)(如D=4 m)，中風(fēng)化凝灰?guī)r對(duì)交界面以下部分灌漿環(huán)嵌固作用顯著，灌漿環(huán)的開裂發(fā)生在中風(fēng)化凝灰?guī)r與全風(fēng)化凝灰?guī)r的交界面附近，而隨著樁徑的增大，樁本身的抗彎剛度增加，導(dǎo)致嵌固點(diǎn)位置下移，當(dāng)D=10 m時(shí)，灌漿環(huán)開始發(fā)生破壞的區(qū)域位于全風(fēng)化凝灰?guī)r的內(nèi)部。

圖13為不同樁徑條件下，嵌巖樁灌漿環(huán)開始發(fā)生受拉破壞時(shí)對(duì)應(yīng)的水平承載力和泥面處水平位移。

圖13 灌漿環(huán)破壞時(shí)的水平承載力和水平位移

由圖13可知，灌漿環(huán)開始發(fā)生破壞時(shí)，泥面處對(duì)應(yīng)的水平位移隨樁徑的增大而增大，受樁徑影響較為明顯。D=10 m時(shí)，水平位移較D=4 m時(shí)增大約32.7%，約為0.45D(D=4 m)。在嵌巖深度影響下，水平承載力隨樁徑的增大而增大，二者呈現(xiàn)線性關(guān)系，如圖中虛線所示：

Hult=4.97D-16.99

(2)

式中：Hult為水平承載力，D為樁徑。

隨著水平位移的進(jìn)一步增大，樁身開始屈服，如圖14所示。

圖14 樁身開始屈服時(shí)的應(yīng)力云圖

由圖14可知，在文中的計(jì)算工況下，樁身開始屈服時(shí)，其屈服破壞區(qū)域主要集中在中風(fēng)化凝灰?guī)r與全風(fēng)化凝灰?guī)r的交界面附近，該破壞位置不受樁徑增大而改變。

圖15為樁身開始達(dá)到屈服強(qiáng)度時(shí)，對(duì)應(yīng)的泥面處水平位移與樁徑之間的關(guān)系。

由圖15可知，在文中的計(jì)算工況下，樁身達(dá)到屈服強(qiáng)度時(shí)，對(duì)應(yīng)水平位移隨樁徑的增大而增大，可采用指數(shù)函數(shù)的形式描述二者之間的關(guān)系，擬合曲線如圖中虛線所示，擬合公式如下：

圖15 樁身開始屈服時(shí)水平位移與樁徑的關(guān)系

S=A1e(-D/B1)+C1

(3)

式中：S為水平位移，D為樁徑，A1、B1、C1為擬合參數(shù)。

結(jié)合圖13和圖15可知，灌漿環(huán)發(fā)生受拉破壞時(shí)對(duì)應(yīng)的水平位移遠(yuǎn)小于樁身開始屈服時(shí)對(duì)應(yīng)的水平位移值。

提取不同樁徑條件下，嵌巖樁達(dá)到水平承載極限狀態(tài)時(shí)泥面以下的樁身變形進(jìn)行分析，如圖16所示。

由圖16可知，嵌巖樁達(dá)到水平承載極限狀態(tài)時(shí)，樁徑對(duì)樁身水平變形的影響較大。隨著入泥深度的增大，不同樁徑的水平變形在同一深度處的差值逐漸減小。當(dāng)入泥深度達(dá)到11 m時(shí)，即樁身嵌入中風(fēng)化凝灰?guī)r內(nèi)1 m時(shí)，嵌巖樁樁身的水平變形均接近于0。在入泥深度11 m到15 m范圍內(nèi)，各個(gè)樁之間的水平位移差值較小，此時(shí)，水平位移受樁徑影響較小，中風(fēng)化凝灰?guī)r對(duì)樁身變形的限制作用較明顯。

圖16 樁身水平變形

2.5 樁身壁厚的影響

以圖1中有限元模型為基礎(chǔ)，分別建立D=4 m，H=5 m，壁厚T=50 mm，60 mm，70 mm，80 mm的嵌巖樁模型進(jìn)行分析。圖17為不同壁厚嵌巖樁水平承載力與位移之間的關(guān)系。

由圖17可知，在水平位移較大時(shí)，水平抗力受壁厚影響較為明顯。水平抗力隨著水平位移的增大而增大，但增長(zhǎng)速率逐漸減緩。壁厚越大，同一水平位移下水平荷載越大。當(dāng)水平位移S=0.1 m時(shí)，T=50～80 mm 的嵌巖樁，水平承載力在28.68～41.03 MN間變化。

圖17 水平承載力—位移曲線

水平位移較小時(shí)，灌漿環(huán)便發(fā)生破壞。灌漿環(huán)開始發(fā)生破壞時(shí)的云圖如圖18所示。

圖18 灌漿環(huán)開始破壞時(shí)的應(yīng)力云圖

由圖18可知，灌漿材料開始發(fā)生破壞時(shí)，其拉應(yīng)力最大值始終集中在中風(fēng)化凝灰?guī)r和全風(fēng)化凝灰?guī)r交界面附近，破壞位置不受嵌巖樁壁厚的變化發(fā)生改變。灌漿環(huán)發(fā)生破壞時(shí)樁的水平承載力及泥面處的水平位移如圖19所示。

圖19 灌漿環(huán)破壞時(shí)的水平承載力和水平位移

由圖19可知，在文中的計(jì)算工況下，灌漿環(huán)開始發(fā)生破壞時(shí)，對(duì)應(yīng)的泥面處水平位移不隨壁厚的增大而改變。樁身水平承載力隨壁厚的增大而增大，二者呈線性關(guān)系，如圖中虛線所示，公式如下：

Hult=0.016T-3.25

(4)

式中：Hult為水平承載力，T為壁厚。

隨著泥面處水平位移的進(jìn)一步增大，樁身開始達(dá)到屈服強(qiáng)度，應(yīng)力云圖如圖20所示。由圖20可知，壁厚的改變不影響樁身屈服破壞的位置。樁身開始發(fā)生屈服破壞時(shí)，破壞位置均發(fā)生在全風(fēng)化凝灰?guī)r與中風(fēng)化凝灰?guī)r的交界面附近。圖21為樁身開始達(dá)到屈服強(qiáng)度時(shí)，對(duì)應(yīng)的水平位移與壁厚的關(guān)系。

圖20 樁身開始屈服時(shí)的應(yīng)力云圖

由圖21可知，樁身開始達(dá)到屈服強(qiáng)度時(shí)，對(duì)應(yīng)水平位移隨嵌巖樁壁厚的增大無(wú)明顯變化規(guī)律。壁厚在50～80 mm之間變化時(shí)，T=80 mm對(duì)應(yīng)的水平位移較大，為7.93 cm，較T=60 mm時(shí)增大約6.5%。

對(duì)比圖19和圖21可知，在泥面處發(fā)生水平變位時(shí)，灌漿環(huán)先于樁身發(fā)生破壞，由第1節(jié)提出的嵌巖樁承載極限判斷標(biāo)準(zhǔn)可知，不同壁厚影響下嵌巖樁的水平承載力為灌漿環(huán)發(fā)生破壞時(shí)對(duì)應(yīng)的水平承載力。提取不同壁厚條件下的嵌巖樁達(dá)到承載極限狀態(tài)時(shí)的樁身位移進(jìn)行分析，如圖22所示。

圖21 樁身開始屈服時(shí)水平位移與壁厚的關(guān)系

圖22 樁身水平變形

由圖22可知，樁身水平變形受樁身壁厚的影響較弱，不同壁厚條件下各樁的水平變形曲線幾乎重疊。均表現(xiàn)為在入泥深度0～11 m時(shí)，水平位移隨入泥深度的增大呈現(xiàn)線性減小的變化趨勢(shì)；當(dāng)入泥深度大于等于11 m時(shí)，樁身水平變形由于中風(fēng)化凝灰?guī)r的限制作用，隨入泥深度的增加，其變形減小的速率逐漸變緩；在入泥深度約12 m時(shí)，水平位移變?yōu)?；當(dāng)入泥深度大于等于12 m時(shí)，水平位移朝著與泥面水平變形相反的方向變化。

2.6 樁身傾斜的影響

以圖1中有限元模型為基礎(chǔ)，建立樁身傾斜1.5°的嵌巖樁有限元計(jì)算模型，泥面處水平位移施加方向與樁身傾斜方向一致，其中D=4，H=5 m，T=80 mm，同時(shí)建立相同條件的直樁模型和樁身傾斜-1.5°的模型進(jìn)行對(duì)比分析。為了更好地區(qū)分發(fā)生1.5°傾斜和-1.5°傾斜的嵌巖樁計(jì)算模型，將二者分別簡(jiǎn)稱為正斜樁和負(fù)斜樁。圖23為泥面處水平位移與水平荷載的關(guān)系。

圖23 水平承載力—位移曲線

由圖23可知，在水平位移較大時(shí)，樁身發(fā)生傾斜的方向?qū)ζ渌娇沽Φ挠绊戄^小，同一水平位移下斜樁的水平抗力明顯大于直樁，以S=0.1 m時(shí)為例，直樁的水平承載力為41.03 MN，約為正斜樁和負(fù)斜樁的94.9%和93.2%。對(duì)嵌巖樁外部的灌漿材料進(jìn)行分析，直樁、正斜樁和負(fù)斜樁的灌漿環(huán)分別在S=5.46 mm、5.32 mm和5.07 mm時(shí)發(fā)生受拉破壞，破壞時(shí)的應(yīng)力云圖如圖24所示。

圖24 灌漿環(huán)開始破壞時(shí)的應(yīng)力云圖

由圖24可知，樁身發(fā)生1.5°傾斜后，灌漿材料的受拉破壞區(qū)域同樣發(fā)生在中風(fēng)化凝灰?guī)r與全風(fēng)化凝灰?guī)r的交界面附近，且傾斜樁和直樁之間的受拉破壞應(yīng)力相差較小。灌漿環(huán)開始發(fā)生受拉破壞時(shí)，由泥面處加載點(diǎn)的水平抗力得到正斜樁、負(fù)斜樁和直樁的水平承載力分別為4.55 MN、4.17 MN和4.49 MN，故承載力從小到大依次為負(fù)斜樁、直樁，正斜樁。

隨著水平位移的進(jìn)一步增大，當(dāng)加載點(diǎn)處水平位移S=7.83 cm，9.07 cm和9.00 cm時(shí)，直樁S1和斜樁I1、I2樁身開始達(dá)到屈服強(qiáng)度時(shí)應(yīng)力云圖如圖25所示，對(duì)應(yīng)的水平承載力分別為35.03 MN、41.05 MN和41.78 MN，正斜樁和負(fù)斜樁較直樁分別增大約17.2%、19.3%。

圖25 樁身開始屈服時(shí)的應(yīng)力云圖

由圖25可知，樁身發(fā)生1.5°傾斜后，樁身開始發(fā)生屈服破壞時(shí)的應(yīng)力最大值同樣集中在全風(fēng)化凝灰?guī)r和中風(fēng)化凝灰?guī)r的交界面附近。

對(duì)比直樁和斜樁在水平荷載作用下的承載規(guī)律可知，灌漿環(huán)先于樁身發(fā)生破壞，故應(yīng)以灌漿環(huán)發(fā)生破壞作為嵌巖樁達(dá)到水平承載極限狀態(tài)的判定標(biāo)準(zhǔn)。

分析灌漿環(huán)達(dá)到水平承載極限狀態(tài)時(shí)，直樁和斜樁的樁身位移，如圖26所示。

圖26 樁身水平變形

由圖26可知，斜樁的水平位移受傾斜方向的不同影響較小，其數(shù)值在泥面處明顯大于直樁，正斜樁在泥面處的水平位移約為直樁的1.7倍；各樁身水平位移隨入泥深度的增加逐漸減小，其速率在入泥深度約11 m時(shí)減緩，直樁與斜樁的水平位移差值也逐漸減?。恢睒逗托睒对跇抖颂幍乃轿灰凭咏?，受中風(fēng)化凝灰?guī)r的嵌固作用顯著。

3 結(jié) 語(yǔ)

圍繞海上風(fēng)電嵌巖樁受力特性，采用有限元軟件建立了多種因素影響下的嵌巖樁水平受荷模型，揭示了嵌巖深度、樁基直徑、壁厚和樁身傾斜度與水平承載特性的關(guān)系，得出如下結(jié)論：

1)當(dāng)嵌巖樁嵌固段圍巖完整、單軸抗壓強(qiáng)度較高時(shí)，圍巖對(duì)嵌巖樁的約束作用顯著，較小的樁頂水平向位移即可導(dǎo)致灌漿材料發(fā)生受拉破壞，破壞時(shí)對(duì)應(yīng)泥面處水平位移均小于8 mm，而樁身發(fā)生屈服破壞時(shí)對(duì)應(yīng)的泥面處水平位移通常大于7 cm。因此建議將灌漿材料破壞作為確定嵌巖樁水平極限承載力的標(biāo)準(zhǔn)。

2)增大嵌巖樁直徑和壁厚，均能使單樁的水平承載力提高，與增大嵌巖樁壁厚相比，增加其直徑更為有效。

3)當(dāng)嵌巖樁的初始傾斜方向與發(fā)生水平位移的方向一致時(shí)，樁身傾斜將導(dǎo)致其水平承載力增大，反之則減小。

4)巖層性質(zhì)的差異導(dǎo)致對(duì)樁基嵌固作用的不同，因此嵌巖樁灌漿環(huán)或樁身的屈服常發(fā)生于軟硬巖層的交界面附近，實(shí)際工程中可通過(guò)加強(qiáng)該位置的灌漿材料強(qiáng)度或樁壁厚度提高樁基水平承載力。