李家樂，張 勇，王雪菲，王 琛

（1.河北工業(yè)大學(xué)土木與交通學(xué)院，天津 300401；2.同濟(jì)大學(xué)土木工程學(xué)院，上海 200092）

隨著社會(huì)經(jīng)濟(jì)的發(fā)展，能源的消耗日益劇增，能源的問題逐漸被人們重視。在人類生存的地球上，海洋面積約占整個(gè)地球面積的67%，這就使得海上資源的開發(fā)成為必然，海上風(fēng)能作為一種綠色、廉價(jià)、可持續(xù)再生的清潔能源，備受世界各國的關(guān)注［1-4］。

在海上風(fēng)電場的建設(shè)過程中，風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)是其中非常重要的一部分，海上風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)的成本約占整個(gè)風(fēng)電場建造、安裝費(fèi)用的35%［5］，海上風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)主要可分為：重力式基礎(chǔ)、筒形基礎(chǔ)、單樁鋼管基礎(chǔ)、三角架基礎(chǔ)、多角架基礎(chǔ)、多樁基礎(chǔ)和浮式基礎(chǔ)等［6-8］。其中單樁基礎(chǔ)具有結(jié)構(gòu)型式簡單、制作方便、施工速度快等優(yōu)點(diǎn)［9］，是目前海上風(fēng)電場建設(shè)中應(yīng)用最多的基礎(chǔ)形式。據(jù)歐洲海上風(fēng)電2017年統(tǒng)計(jì)數(shù)據(jù)顯示，歐洲共有3 720臺(tái)單樁基礎(chǔ)海上風(fēng)機(jī)，占并網(wǎng)發(fā)電風(fēng)機(jī)總數(shù)的81.7%（如圖1）［10］。

圖1 海上風(fēng)電基礎(chǔ)形式分布情況Fig.1 Distribution of basic forms of offshore wind power

鋼管樁基礎(chǔ)具有承載力大、穿透土層性能好、抗彎性能優(yōu)、制作簡單、施工方便、打樁安全、易于運(yùn)輸?shù)缺姸鄡?yōu)點(diǎn)而被廣泛應(yīng)用于多種海上風(fēng)電場的建造中［11-12］。國內(nèi)外學(xué)者通過理論分析、現(xiàn)場試驗(yàn)和數(shù)值模擬對(duì)鋼管樁的承載特性、受力機(jī)理進(jìn)行了大量的研究。在試驗(yàn)研究中，龔維明等［13］、王小龍等［14］分別通過現(xiàn)場試驗(yàn)、模型試驗(yàn)對(duì)水平荷載作用下大直徑鋼管樁土作用機(jī)理進(jìn)行了研究，提出了更合理的樁基水平受力變形分析方法及樁土界面受力機(jī)理；Sivaraman等［15］基于現(xiàn)場荷載試驗(yàn)，對(duì)側(cè)向荷載作用下樁的特性進(jìn)行了評(píng)估，并提出了用于預(yù)測樁周土受側(cè)向荷載影響的荷載位移曲線的特定方程。在數(shù)值分析方面，Kim等［16］運(yùn)用三維有限元分析的方法對(duì)水平荷載作用下黏土中的樁土相互作用進(jìn)行了研究，發(fā)現(xiàn)嚴(yán)格考慮真實(shí)的三維合力影響的三維有限元分析可以在一定程度上克服現(xiàn)有p-y曲線法的局限性；Abdelhalim等［17］基于與試驗(yàn)校正的有限元數(shù)值模型對(duì)砂土中單樁基礎(chǔ)的水平承載特性進(jìn)行了分析，發(fā)現(xiàn)隨著土層厚度的增大樁體的水平位移也逐漸增加，水平極限荷載逐漸減?。籎ose等［18］運(yùn)用ANSYS軟件建立數(shù)值模型，通過考慮樁土相互作用分析了單樁在砂土中的橫向響應(yīng)，研究表明樁身位移和樁身傾角與土體性質(zhì)、樁長以及樁徑有關(guān)。

隨著海上風(fēng)電場逐步向深水化、離岸化發(fā)展［19-20］，單樁式基礎(chǔ)需要承受更大的極限荷載，這需要通過增大鋼管樁的直徑來提高其承載力。然而，不斷增大管樁直徑極大增加了材料成本并且對(duì)施工工藝也提出了更高的要求，傳統(tǒng)的單樁基礎(chǔ)無法完全滿足新一代的海上風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)設(shè)計(jì)要求，因此，一些學(xué)者提出了針對(duì)單樁基礎(chǔ)的改進(jìn)方案，在控制直徑的同時(shí)有效提高基礎(chǔ)的承載特性，以滿足工程需求。Bienen等［21］提出了帶翼板的單樁基礎(chǔ)，通過離心機(jī)試驗(yàn)研究驗(yàn)證了其承載特性的優(yōu)勢，在相同外力作用下樁頭水平位移下降了50%。Wang等［22］提出了外加摩擦盤的單樁基礎(chǔ)形式，在海上風(fēng)機(jī)的應(yīng)用中明顯提高了基礎(chǔ)的極限承載力，為傳統(tǒng)單樁的3～4倍。

本文提出了內(nèi)部加裝約束盤的新型單樁鋼管基礎(chǔ)，這種基礎(chǔ)形式通過在鋼管樁內(nèi)部加裝不同開口形式的約束盤，增大土塞效應(yīng)以提高基礎(chǔ)的承載性能。學(xué)者們基于土塞作用機(jī)理研究了傳統(tǒng)單樁基礎(chǔ)的承載特性機(jī)理［23-25］，相關(guān)研究表明，當(dāng)開口管樁打入砂土中時(shí)，在樁下沉的過程中會(huì)在管樁內(nèi)部形成土塞，決定了樁基礎(chǔ)在極限狀態(tài)下失效模式的漸進(jìn)演化過程［25］，完全堵塞的開口鋼管樁的端阻力和閉口管樁相似，其承載力明顯提升［26］。Li等［27］開展了一系列50g的離心機(jī)試驗(yàn)，驗(yàn)證了內(nèi)部加裝約束盤的新型單樁鋼管基礎(chǔ)的豎向承載特性，分析結(jié)果表明，相對(duì)于開口管樁，加裝單孔和四孔約束盤的管樁豎向極限荷載均有不同程度的提高：樁徑為0.95m時(shí)，分別提高33%和61%；樁徑為1.27m時(shí)，分別提高100%和167%；樁徑為1.90m時(shí)，分別提高57%和97%，該帶單孔約束盤的樁基礎(chǔ)已成功應(yīng)用于俄亥俄州塔斯卡羅瓦斯河一橋梁建設(shè)，設(shè)計(jì)總樁長為13.64m，約束盤設(shè)置在距樁腳6.10m處，施工過程中運(yùn)用傳統(tǒng)打樁方法完成安裝，施工后樁基極限承載力提高至原來的140%，安裝過程的施工報(bào)告見文獻(xiàn)［27］。

這種帶約束盤的新型單樁基礎(chǔ)從試驗(yàn)及現(xiàn)場工程角度驗(yàn)證了其可行性，然而相關(guān)研究均是針對(duì)其豎向承載特性開展。海上風(fēng)機(jī)是輕質(zhì)結(jié)構(gòu)物，豎向載荷主要由塔柱及上部葉片的自重提供，而在工作狀態(tài)下會(huì)受到來自風(fēng)、浪、流聯(lián)合作用產(chǎn)生的較大水平荷載，因此，海上風(fēng)電基礎(chǔ)的水平承載特性是設(shè)計(jì)中需要考慮的主要問題，DNV（Det Norske Veritas AS）規(guī)定風(fēng)機(jī)傾角超過0.5°視為失穩(wěn)［28］。因此，對(duì)于新型單樁基礎(chǔ)的水平承載特性的研究是亟需解決的關(guān)鍵科學(xué)問題。

本文基于一系列離心機(jī)模型試驗(yàn)，研究內(nèi)部加裝約束盤的新型單樁基礎(chǔ)的水平承載特性，采用ABAQUS有限元軟件建立加裝約束盤的新型單樁鋼管基礎(chǔ)，考慮樁基礎(chǔ)材料非線性以及樁土之間的相互作用，揭示內(nèi)部加裝約束盤的新型單樁基礎(chǔ)水平承載特性機(jī)理，建立樁身旋轉(zhuǎn)中心與內(nèi)部加裝約束盤開孔形式的相關(guān)分析方法。

1 離心機(jī)試驗(yàn)

1.1 試驗(yàn)?zāi)Ｐ?/h3>

試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷纳喜亢喕Y(jié)構(gòu)是根據(jù)我國江蘇響水一3MW風(fēng)機(jī)進(jìn)行縮尺而來，縮尺比例為1（離心機(jī)50g）：6（原型），上部結(jié)構(gòu)在離心機(jī)中的縮尺模型參照文獻(xiàn)［29］，離心試驗(yàn)中所用的加裝約束盤的新型鋼管樁基礎(chǔ)如圖2所示，包括具有相同開口面積的2種不同形狀的約束盤，即單孔約束盤和四孔約束盤，鋼管樁直徑不變?yōu)?.95m，單孔約束盤的開口孔徑為四孔約束盤孔徑的2倍，是模型樁徑的1/2，即四孔約束盤孔徑為模型樁徑的1/4，樁壁厚0.045m。加裝約束盤的設(shè)置將促進(jìn)樁內(nèi)土塞的形成，增強(qiáng)土塞效應(yīng)提高樁基礎(chǔ)的整體承載特性。作為對(duì)比試驗(yàn)研究，傳統(tǒng)的開口管樁基礎(chǔ)及閉口管樁基礎(chǔ)在相同的條件下進(jìn)行試驗(yàn)，管樁的直徑與新型管樁保持一致?？紤]到土壤容器對(duì)高度的限制和降低容器邊界效應(yīng)對(duì)試驗(yàn)的影響，將鋼管樁埋深設(shè)置為4m，約束盤置于樁底上2m處，為鋼管樁埋深的50%，接近于前文所述現(xiàn)場施工設(shè)計(jì)。本文中敘述的模型尺寸及后文的分析結(jié)果均為離心機(jī)放大50倍后的原型尺寸。

圖2 離心試驗(yàn)中新型單樁基礎(chǔ)Fig.2 Innovative monopile foundation models in centrifuge test

1.2 試驗(yàn)裝置

試驗(yàn)依托凱斯西儲(chǔ)大學(xué)20g-ton土工離心機(jī)開展，設(shè)備具體參數(shù)可參考文獻(xiàn)［30］，該離心機(jī)最大靜載加速度為200g，懸臂半徑為1.37m。用于離心實(shí)驗(yàn)的剛性容器的內(nèi)部尺寸經(jīng)過離心試驗(yàn)放大后的原型尺寸為27.6m（長）×12m（寬）×8.9m（高），容器的寬度是樁徑的12.6倍，可有效降低容器邊界效應(yīng)對(duì)試驗(yàn)的影響。試驗(yàn)砂土選用標(biāo)準(zhǔn)的二氧化硅砂，這種類型的硅砂粒徑較小，有利于離心實(shí)驗(yàn)減小尺寸效應(yīng)影響［31］。離心機(jī)試驗(yàn)中采取砂雨法進(jìn)行制備，固定高度將硅砂分層撒入土箱，控制相對(duì)密度為70%，屬于密砂，蒸餾水從土箱底部慢速滴入，水面沒過土層，在土樣制備后保持真空48h達(dá)到飽和狀態(tài)，每個(gè)離心機(jī)試驗(yàn)采用相同的制備方式，保持試驗(yàn)結(jié)果的一致性。土層最終厚度為7.5m，其中內(nèi)摩擦角為30°，由室內(nèi)直剪試驗(yàn)測得［29］，與文獻(xiàn)中記載的硅砂內(nèi)摩擦角范圍（28.6°～31.6°）一致［32-34］。有效重度為5.3kN·m-3，由環(huán)刀法測得，試驗(yàn)中土體處于完全飽和狀態(tài)，以模擬樁基礎(chǔ)實(shí)際工作的海洋環(huán)境。離心機(jī)內(nèi)設(shè)有一特殊設(shè)計(jì)的水平加載試驗(yàn)裝置如圖3所示，水平荷載施加高度位于土面以上3m的樁身處，加載方式為采用線性力的加載方法進(jìn)行加載至破壞，當(dāng)離心機(jī)旋轉(zhuǎn)至50g后施加水平荷載，在200s內(nèi)從零單調(diào)增加到1 000kN，模擬擬靜力加載狀態(tài)，在試驗(yàn)中沒有出現(xiàn)明顯的孔隙水壓力變化，這種加載方式在之前的研究中進(jìn)行過論證［29，35］，試驗(yàn)條件為完全排水狀態(tài)［36］。

圖3 離心試驗(yàn)加載裝置及傳感器布置Fig.3 Lateral loading system and sensor system in centrifuge test

2 有限元模型

鋼管樁有限元模型的尺寸依據(jù)試驗(yàn)?zāi)Ｐ统叽缛鐖D4，即塔柱長13m，直徑0.5m，頂部質(zhì)量塊尺寸為1.750m×1.750m×0.625m。鋼管樁直徑0.95m，樁長8.65m，入土樁長4m。著重研究下部基礎(chǔ)中鋼管樁，風(fēng)機(jī)的機(jī)艙和葉片用質(zhì)量塊代替。由于結(jié)構(gòu)為圓柱形，土體亦取為圓柱體。為消除邊界效應(yīng)的影響，土體的直徑取為6m，厚度取為20m。管樁內(nèi)部約束盤和管樁為一個(gè)整體部件，采用旋轉(zhuǎn)的方式建立；土體和土塞為一個(gè)整體部件，采用拉伸的方式建模；塔筒和上部質(zhì)量塊為2個(gè)不同的部件，同樣采用拉伸的方式建立。每個(gè)部件均采用ABAQUS軟件通用的建模方法：把整個(gè)數(shù)值模型（如材料屬性、接觸方式、邊界條件、荷載等）都直接定義在幾何模型上，然后在分部件進(jìn)行網(wǎng)格的劃分。在處理復(fù)雜區(qū)域（部件接觸區(qū)域）時(shí)，先簡單地劃分粗網(wǎng)格，得到初步的數(shù)值結(jié)果，然后在適當(dāng)?shù)膮^(qū)域細(xì)化網(wǎng)格。在模型網(wǎng)格劃分中，對(duì)于種子布設(shè)時(shí)，部件之間的接觸面布設(shè)相同的種子數(shù)，以便于模型計(jì)算時(shí)更好收斂，使結(jié)果更加準(zhǔn)確。

圖4 單樁基礎(chǔ)有限元模型示意圖Fig.4 Schematic diagram of finite element model of monopile

2.1 材料參數(shù)

樁基簡化為線彈性模型，土體是彈塑性的，采用非線性本構(gòu)模型，即摩爾-庫侖模型；樁、盤、上部結(jié)構(gòu)均采用完全彈塑性材料，本研究數(shù)值模擬所用土體的各參數(shù)均與室內(nèi)試驗(yàn)資料一致，模型材料屬性匯總見表1，土體材料屬性見表2。

表1 模型材料屬性Tab.1 Material properties of models

表2 土體材料屬性Tab.2 Soil properties

2.2 接觸與邊界條件

各接觸面間的接觸方式設(shè)置為：土基與樁之間采用摩爾-庫侖摩擦罰函數(shù)形式，摩擦系數(shù)取為0.3；約束盤和鋼管樁是一體；塔柱與樁、頂部質(zhì)量塊與塔柱采用綁定約束，土體和土基實(shí)際為一個(gè)整體，不考慮土塞底部與土基的剪應(yīng)力作用，在建模時(shí)為了便于設(shè)置土基與管樁之間的接觸條件將土塞和土基分開建模成為2個(gè)部件，也設(shè)置為綁定約束，與離心機(jī)試驗(yàn)情況一致。在整個(gè)模型中規(guī)定重力的方向?yàn)閆軸正方向。

2.3 單元選擇與網(wǎng)格劃分

室內(nèi)試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷牟考喉敳抠|(zhì)量塊、塔柱、樁、約束盤、土體和土塞等均采用六面體八節(jié)點(diǎn)線性減縮積分單元-C3D8R來進(jìn)行模擬。在水平方向?qū)⒄麄€(gè)模型劃分為4個(gè)區(qū)域，所有模型部件均采用結(jié)構(gòu)網(wǎng)格來劃分，土體、土塞由邊界到中心網(wǎng)格由疏到密；在豎直向，土體劃分為2個(gè)區(qū)域。單元總數(shù)在130 000～140 000之間。圖5為加裝單孔約束盤和加裝四孔約束盤的單樁鋼管基礎(chǔ)模型的網(wǎng)格劃分示意圖。

圖5 新型單樁基礎(chǔ)網(wǎng)格劃分示意圖Fig.5 Schematic diagram of meshing for innovative monopiles

3 數(shù)值模型驗(yàn)證

在有限元模型結(jié)果分析之前，首先基于新型單樁基礎(chǔ)離心機(jī)試驗(yàn)結(jié)果驗(yàn)證數(shù)值模型可靠性，加裝單孔約束盤和四孔約束盤的單樁基礎(chǔ)荷載位移曲線對(duì)比如圖6所示，數(shù)值計(jì)算得出的2種帶約束盤樁基礎(chǔ)曲線形狀與相應(yīng)的離心機(jī)試驗(yàn)結(jié)果相近，在初始彈性階段后基礎(chǔ)快速達(dá)到極限承載力，在極值點(diǎn)后，水平位移繼續(xù)累積而水平載荷保持不變，觀察發(fā)現(xiàn)，盡管在初始剛度階段數(shù)值計(jì)算與試驗(yàn)曲線存在差異，但二者在達(dá)到極限載荷時(shí)對(duì)應(yīng)的水平位移相近，對(duì)應(yīng)極限承載力數(shù)值也較為一致，數(shù)值模型能夠可靠描述基礎(chǔ)的極限水平承載特性，尤其是在破壞位置的樁-土相互作用。進(jìn)一步討論數(shù)值模型與離心試驗(yàn)結(jié)果初始剛度的差異，其主要原因在于數(shù)值分析和離心機(jī)試驗(yàn)中加載方式及安裝方式的區(qū)別。在有限元數(shù)值計(jì)算與分析中，一般通過位移控制方法進(jìn)行加載，能較準(zhǔn)確地得到基礎(chǔ)的荷載-位移曲線［37］。然而，離心機(jī)模型試驗(yàn)中采用荷載控制方法進(jìn)行水平加載，由于設(shè)備的限制，加載系統(tǒng)的伺服裝置對(duì)荷載的傳遞有些許滯后性，在小位移區(qū)域的剛度很難準(zhǔn)確測得，造成了初始位移較小而響應(yīng)剛度較大的現(xiàn)象。另外，樁基礎(chǔ)安裝方式對(duì)其初始剛度也存在影響，在離心機(jī)試驗(yàn)中使用靜壓方式安裝，而在數(shù)值模型中是“wish-in-place”的方法進(jìn)行安裝［38］，忽略了安裝過程對(duì)樁周土體的擾動(dòng)情況。有限元模擬法將函數(shù)定義在簡單的幾何形狀的單元區(qū)域上，不考慮整個(gè)定義域的復(fù)雜邊界條件，與離心試驗(yàn)邊界條件略有差別。本文主要研究新型樁基礎(chǔ)在極限狀態(tài)下的水平承載特性，并且針對(duì)不同約束盤形狀進(jìn)行橫向?qū)Ρ?，基于這個(gè)目標(biāo)，上述有限元數(shù)值模型具有可行性。下文將依據(jù)此種建模方式建立數(shù)值模型，討論新型單樁鋼管基礎(chǔ)和傳統(tǒng)單樁鋼管基礎(chǔ)的承載性能的優(yōu)劣以及在相同水平受荷條件下不同樁型樁體旋轉(zhuǎn)中心的變化。

圖6 內(nèi)置約束盤的單樁基礎(chǔ)水平荷載-位移曲線Fig.6 Lateral load-displacement curves of mono?piles with restriction plates

4 傳統(tǒng)單樁鋼管基礎(chǔ)和新型單樁鋼管基礎(chǔ)承載性能對(duì)比

4.1 極限承載力的確定方法

在實(shí)際工程設(shè)計(jì)中常以變形作為判斷標(biāo)準(zhǔn)確定基礎(chǔ)的極限承載力，即當(dāng)荷載-位移曲線的斜率接近零時(shí)判斷地基達(dá)到了極限平衡狀態(tài)，表明在荷載不變的情況下基礎(chǔ)的位移也會(huì)持續(xù)增大，在極限狀態(tài)時(shí)，基礎(chǔ)水平位移對(duì)應(yīng)的水平荷載即定為此種樁基礎(chǔ)的極限承載力［37］，超過極限點(diǎn)后，基礎(chǔ)開始產(chǎn)生大變形破壞，發(fā)生整體失穩(wěn)。

4.2 水平荷載作用下樁基礎(chǔ)的承載特性

利用ABAQUS軟件建模進(jìn)行數(shù)值分析時(shí)，采用位移加載的方式在下部基礎(chǔ)樁體上距土體面3m處施加水平位移荷載，得到新型單樁鋼管基礎(chǔ)水平位移和水平荷載的關(guān)系曲線。將傳統(tǒng)單樁開口鋼管基礎(chǔ)、單樁閉口鋼管基礎(chǔ)、加裝單孔約束盤的單樁鋼管基礎(chǔ)、加裝四孔約束盤的單樁鋼管基礎(chǔ)分別建立數(shù)值模型在相同的條件下加載，將4種樁基礎(chǔ)的水平位移和水平荷載關(guān)系進(jìn)行對(duì)比如圖7所示。

圖7 4種樁基礎(chǔ)的水平荷載-位移曲線Fig.7 Lateral load-displacement curves of four monopiles

加裝單孔約束盤的單樁鋼管基礎(chǔ)、加裝四孔約束盤的單樁鋼管基礎(chǔ)與傳統(tǒng)單樁開口鋼管基礎(chǔ)和單樁閉口鋼管基礎(chǔ)在水平位移加載的前期，水平力呈線性增加，樁基礎(chǔ)變形處于彈性階段，只有可恢復(fù)的彈性變形；隨著水平位移荷載的逐漸增加，水平荷載的增長速率呈減小趨勢，此時(shí)，樁基礎(chǔ)變形由可恢復(fù)的彈性變形和不可恢復(fù)的塑性變形組成。對(duì)于傳統(tǒng)單樁開口鋼管基礎(chǔ)，水平位移-水平荷載曲線存在比較明顯的拐點(diǎn)和極值點(diǎn)。當(dāng)基礎(chǔ)水平位移大于0.25m時(shí)，傳統(tǒng)開口鋼管樁基礎(chǔ)變形達(dá)到破壞階段失去承載能力，而基礎(chǔ)水平承載力達(dá)到極限狀態(tài)后水平位移荷載繼續(xù)增大時(shí)基礎(chǔ)的水平承載力有略微下降的趨勢。

從圖7可以看出，在相同的水平位移荷載下，帶有單孔約束盤和帶有四孔約束盤的單樁鋼管基礎(chǔ)的水平承載能力略微小于樁底為封閉的單樁鋼管基礎(chǔ)，但明顯大于開口鋼管樁基礎(chǔ)，在同為開口的樁型中約束盤的加裝明顯提高了基礎(chǔ)的水平承載能力，尤其是加裝了四孔約束盤的樁基礎(chǔ)對(duì)基礎(chǔ)水平承載能力的改善更為顯著。另外，當(dāng)基礎(chǔ)水平位移繼續(xù)增大時(shí)，加裝單孔約束盤和加裝四孔約束盤基礎(chǔ)的水平承載力繼續(xù)增大，并且加裝四孔約束盤的樁基礎(chǔ)水平承載力的增長速率大于加裝單孔約束盤基礎(chǔ)水平承載力的增長速率。

4.2.1 極限承載特性

為了更好解釋4種不同樁型基礎(chǔ)的水平承載性能的差異，單獨(dú)取出各個(gè)基礎(chǔ)的水平極限荷載進(jìn)行對(duì)比分析，本文定義樁基礎(chǔ)變形破壞時(shí)的承載力，即在水平位移-水平荷載曲線中斜率為零時(shí)所對(duì)應(yīng)的水平荷載，為相應(yīng)基礎(chǔ)的水平極限荷載。

從表3可以看出，樁底為開口的單樁鋼管基礎(chǔ)的水平極限荷載最小，加裝單孔約束盤的單樁鋼管基礎(chǔ)、加裝四孔約束盤的單樁鋼管基礎(chǔ)和樁底為閉口的單樁鋼管基礎(chǔ)的水平極限荷載都明顯比樁底為開口的單樁鋼管基礎(chǔ)大。加裝單孔約束盤基礎(chǔ)的水平極限荷載是其1.24倍，加裝四孔約束盤基礎(chǔ)的水平極限荷載是其1.50倍，樁底為閉口的單樁基礎(chǔ)水平極限荷載是其1.60倍。由此可以看出，在水平承載性能方面，加裝約束盤的新型單樁鋼管基礎(chǔ)明顯優(yōu)于傳統(tǒng)的單樁開口鋼管基礎(chǔ)，尤其是加裝四孔約束盤的單樁基礎(chǔ)水平承載性能更是優(yōu)越，這是由于在鋼管樁內(nèi)部加裝約束盤開孔形式的不同所致，雖然開口面積相等，但由于四孔約束盤每個(gè)孔的面積更小，對(duì)土塞效應(yīng)的增強(qiáng)作用更大。雖然閉口鋼管樁基礎(chǔ)的水平承載性能最優(yōu)，但其樁底阻力過大，給打樁過程增加了難度［39］，相較于開口管樁及帶約束盤的新型樁基礎(chǔ)安裝成本更高。由此，綜合水平承載力分析結(jié)果以及工程施工難易程度可知，加裝約束盤的開口鋼管樁在水平承載性能和實(shí)際施工過程中具有明顯的優(yōu)勢。

表3 不同樁基礎(chǔ)水平極限荷載及其對(duì)應(yīng)水平位移樁基礎(chǔ)水平極限力Tab.3 Ultimate lateral capacity and their corre?sponding lateral displacements of different pile foundations with different kinds of opening types

4.2.2 土壓力分布

為了更好說明加裝約束盤的作用，圖8描述了約束盤下土壓力的分布情況，在水平加載方向一側(cè)作用于約束盤底部的土壓力較大，這是由于樁基礎(chǔ)在水平荷載作用下產(chǎn)生了旋轉(zhuǎn)破壞，約束盤壓縮管樁內(nèi)部土體，加強(qiáng)土塞效應(yīng)，雖然2種約束盤開孔面積相等，但開孔形式不同，單孔約束盤上的土壓力較四孔約束盤上的土壓力偏小，管壁及約束盤的擠密作用沒有四孔約束盤明顯，觀察可見，四孔約束盤中間部分也承受了一部分土壓力，但這部分土壓力較小，作用不明顯，主要承載作用為與管樁內(nèi)部側(cè)壁接觸的約束盤底土壓力作用。2種約束盤土壓力大小及分布的不同，說明加裝不同約束盤對(duì)管樁土塞效應(yīng)的增強(qiáng)程度也有差別。加裝四孔約束盤對(duì)土塞效應(yīng)的增強(qiáng)更顯著，使其承載特性更接近于閉口管樁，增強(qiáng)了開口管樁的水平承載力，導(dǎo)致加裝四孔約束盤的鋼管樁基礎(chǔ)水平承載力相較于加裝單孔約束盤的鋼管樁基礎(chǔ)更大，這也與上述有限元模型計(jì)算結(jié)果有較好的吻合。

圖8 單孔約束盤和四孔約束盤下土壓力分布示意圖Fig.8 Schematic diagram of earth pressure distri?bution under single-hole restraint plate and four-hole restraint plate

4.3 水平荷載作用下新型樁基礎(chǔ)的破壞模式

在揭示新型樁基礎(chǔ)極限承載特性的基礎(chǔ)上，通過有限元模型分析研究了加裝約束盤的單樁基礎(chǔ)與傳統(tǒng)樁基礎(chǔ)在破壞模式及失效機(jī)理方面的區(qū)別，為離心機(jī)試驗(yàn)提供微觀漸進(jìn)演化失效過程的補(bǔ)充。圖9描述了不同樁型在相同加載條件下破壞時(shí)刻的樁身位移矢量圖，如圖所示4種樁基礎(chǔ)在水平極限狀態(tài)下均為旋轉(zhuǎn)破壞，圖中整個(gè)塑性變形區(qū)域中樁身位移為零的點(diǎn)即為樁基的旋轉(zhuǎn)中心位置，在圖中已重點(diǎn)標(biāo)出。由圖可知：①在水平荷載作用下，不同樁型單樁鋼管基礎(chǔ)內(nèi)部均形成了明顯的圓形旋轉(zhuǎn)破壞面，而且旋轉(zhuǎn)中心大致位于泥面線以下埋深的75%。②4種不同的單樁鋼管基礎(chǔ)內(nèi)部均形成靠近地表的楔型破壞區(qū)域和靠近樁底端的旋轉(zhuǎn)擾流破壞區(qū)域，這種破壞模式在浙江大學(xué)洪義的研究中也有類似的敘述［40］。③對(duì)于旋轉(zhuǎn)中心的位置，4種樁基礎(chǔ)的旋轉(zhuǎn)中心在豎直方向上深度相似，而在水平方向則顯示出更明顯區(qū)別，傳統(tǒng)開口鋼管樁基礎(chǔ)旋轉(zhuǎn)中心位于樁身中軸線附近，閉口鋼管樁的旋轉(zhuǎn)中心略向左偏移，相比來說，加裝單孔約束盤的單樁鋼管基礎(chǔ)的旋轉(zhuǎn)中心則向左側(cè)偏移較大，旋轉(zhuǎn)中心位于背力面?zhèn)缺谏希友b四孔約束盤的單樁鋼管基礎(chǔ)在水平方向上同樣顯示較大偏移，與閉口管樁位置較為相似。鋼管樁內(nèi)部加裝約束盤后，土塞效應(yīng)的增強(qiáng)致使其承載特性及破壞模式類似于閉口管樁，這個(gè)現(xiàn)象對(duì)于四孔約束盤情況更為明顯。

圖9 單樁基礎(chǔ)破壞模式Fig.9 Failure modes of pile foundations

5 結(jié)論

基于離心機(jī)模型試驗(yàn)研究了海上風(fēng)機(jī)新型加裝約束盤的單樁基礎(chǔ)在極限狀態(tài)下的水平承載特性，試驗(yàn)結(jié)果驗(yàn)證了有限元模型，從而進(jìn)一步分析了約束盤的存在對(duì)樁體變形的約束作用，分析其不同參數(shù)對(duì)單樁鋼管基礎(chǔ)承載特性的影響，對(duì)比分析新型樁基礎(chǔ)相較于傳統(tǒng)單樁鋼管基礎(chǔ)的水平承載性能優(yōu)勢，具體研究結(jié)論如下：

（1）相對(duì)于傳統(tǒng)開口鋼管樁基礎(chǔ)，加裝約束盤后的新型鋼管樁基礎(chǔ)水平極限荷載有明顯的提高，加裝單孔約束盤基礎(chǔ)的水平極限荷載是其1.24倍，加裝四孔約束盤基礎(chǔ)的水平極限荷載是其1.50倍。

（2）傳統(tǒng)單樁鋼管基礎(chǔ)和新型單樁鋼管基礎(chǔ)在水平荷載作用下失穩(wěn)破壞模式是由基礎(chǔ)底部圓形破壞區(qū)以及樁兩側(cè)的主、被動(dòng)破壞區(qū)組成，且基礎(chǔ)發(fā)生旋轉(zhuǎn)破壞的旋轉(zhuǎn)中心大致位于泥面線以下埋深的75%。

（3）新型單樁鋼管基礎(chǔ)在鋼管樁內(nèi)部加裝約束盤后增強(qiáng)了土塞效應(yīng)，使基礎(chǔ)發(fā)生旋轉(zhuǎn)破壞的旋轉(zhuǎn)中心相較于傳統(tǒng)鋼管基礎(chǔ)有橫向的偏移。

作者貢獻(xiàn)聲明：

李家樂：研究思路及論文內(nèi)容把控，論文審閱及修改。

張 勇：數(shù)值模型建立及分析，論文初稿撰寫。

王雪菲：試驗(yàn)方案設(shè)計(jì)及開展，試驗(yàn)結(jié)果分析，論文審閱。

王 琛：協(xié)助進(jìn)行試驗(yàn)，提供相關(guān)資料及數(shù)據(jù)。