浙江大学学报(工学版)

浙江大学学报(工学版), 2026, 60(4): 812-821 doi: 10.3785/j.issn.1008-973X.2026.04.013

土木工程、交通工程

植入式嵌岩导管架基础传力规律与承载特性

袁宗浩,, 姚云龙, 何奔, 梁玉旺

1. 浙江工业大学 土木工程学院，浙江 杭州 310023

2. 中国电建集团华东勘测设计研究院有限公司，浙江 杭州 311122

Force transmission law and load-bearing characteristics of implantable rock-socketed jacket foundation

YUAN Zonghao,, YAO Yunlong, HE Ben, LIANG Yuwang

1. College of Civil Engineering, Zhejiang University of Technology, Hangzhou 310023, China

2. PowerChina Huadong Engineering Co. Ltd, Hangzhou 311122, China

收稿日期: 2025-04-7  

基金资助: 浙江省科技计划项目“尖兵领雁+X”研发攻关计划(2024C03031)；国家自然科学基金资助项目(52378376，52271294)；浙江省属高校基本科研业务费项目-科技类(RF-B2023007)；国家资助博士后研究人员计划(GZC20252134)；浙江省自然科学基金资助项目(LQN26E080026).

Received: 2025-04-7  

Fund supported: 浙江省科技计划项目“尖兵领雁+X”研发攻关计划(2024C03031)；国家自然科学基金资助项目(52378376，52271294)；浙江省属高校基本科研业务费项目-科技类(RF-B2023007)；国家资助博士后研究人员计划(GZC20252134)；浙江省自然科学基金资助项目(LQN26E080026).

作者简介 About authors

袁宗浩（1990—），男，教授，博士，从事土动力学、海洋桩基研究.orcid.org/0000-0002-5723-7194.E-mail：yuanzh@zju.edu.cn , E-mail：yuanzh@zju.edu.cn

摘要

为了系统揭示内外侧双灌浆层植入式嵌岩导管架的传力机制与承载特性，以广西海上风电项目为背景，基于项目原型数据与地勘资料，构建经试验与理论验证的有限元模型，研究不同荷载条件下剪力键竖向传力贡献度及桩身剪力弯矩演化规律，并阐明地层特性对三桩导管架承载性能的影响机制. 结果表明：剪力键承担了90%以上的竖向荷载传递，末端剪力键在承荷阶段贡献大，而顶端剪力键在传荷阶段和受拉时作用显著；当地层强度达到一定值后，导管架基础承载能力主要由导管架基础本身特性决定；嵌岩条件下破坏模式由“滑移破坏”转变为“应力破坏”. 此外，高弹性模量地基中桩身剪力在嵌岩段附近迅速转为负值，转变位置与弯矩峰值位置一致；低模量地基中剪力和弯矩反转发生于灌浆连接段末端；地基弹性模量越大，桩身剪力与弯矩趋零所需埋深越浅. 研究成果可为类似工程中植入式嵌岩导管架基础设计提供理论依据与参考.

关键词： 导管架基础 ; 破坏模式 ; 植入式嵌岩桩 ; 剪力键 ; 传力规律

Abstract

A finite element model validated by experimental and theoretical verification was established based on prototype data and geological survey information, with reference to an offshore wind power project in Guangxi, to systematically reveal the force transmission mechanism and bearing characteristics of the implantable rock-socketed jacket with double grouting layers on the inner and outer sides. The vertical force transmission contributions of shear keys and the evolution of shear force and bending moment in the pile under different loading conditions were investigated, clarifying the influence mechanism of formation characteristics on the bearing performance of the three-pile jacket. The results indicated that the shear keys bore over 90% of the vertical load transfer. Specifically, the end shear keys made a major contribution during the bearing phase, while the top shear keys played a significant role in the load transfer phase and under tensile conditions. When the formation strength reached a certain value, the bearing capacity of the jacket foundation became primarily governed by its own characteristics. Under rock-socketed conditions, the failure mode shifted from “sliding failure” to “stress failure”. Additionally, in high elastic modulus foundations, the pile shear force rapidly transitioned to negative values near the rock-socketed section, coinciding with the peak bending moment location. In low modulus foundations, shear force and bending moment reversal occurred at the end of the grouted connection segment. The greater the elastic modulus of the foundation, the shallower the burial depth required for the pile shear force and bending moment to approach zero. The research findings can provide a theoretical basis and reference for the design of implantable rock-socketed jacket foundations in similar projects.

Keywords： jacket foundation ; destruction mode ; implantable rock-socketed pile ; shear key ; force transmission law

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本文引用格式

袁宗浩, 姚云龙, 何奔, 梁玉旺. 植入式嵌岩导管架基础传力规律与承载特性. 浙江大学学报(工学版)[J], 2026, 60(4): 812-821 doi:10.3785/j.issn.1008-973X.2026.04.013

YUAN Zonghao, YAO Yunlong, HE Ben, LIANG Yuwang. Force transmission law and load-bearing characteristics of implantable rock-socketed jacket foundation. Journal of Zhejiang University(Engineering Science)[J], 2026, 60(4): 812-821 doi:10.3785/j.issn.1008-973X.2026.04.013

我国南部沿海地区海床地质条件以强风化岩为主，植入式嵌岩桩深嵌入岩体当中，能为风机提供稳定支撑，因此在该地区，植入式嵌岩桩基础为工程人员的首选[1].当前针对海上风机导管架基础的研究涵盖了静动力承载特性[2-4]、群桩效应[5]、冲刷效应[6-7]、优化设计[8-9]、疲劳分析[10-11]、水动力分析[12]、桩土相互作用[13]等各方面. 然而，对于植入式嵌岩导管架的研究较少. 雷传等[14]开展了竖向承载力方面的研究，发现提高嵌岩深度可以提高基础竖向承载能力，提高侧摩阻力承载占比，过小的嵌岩深度会导致基础应力较大. 侯斯嘉等[15]基于广西工程实际开展考虑建设角度的植入式嵌岩导管架基础风振响应分析，结果表明工程建设中应该避免三桩导管架基础建设角度与主风向平行或垂直，45°方向建设相对更安全.

以往研究多集中在非嵌岩导管架，或未研究传力规律，而同时考虑剪力键、内外侧灌浆、嵌岩等复杂条件的植入式嵌岩导管架的传力机制尚不明确. 综合以上研究，以广西防城港某海上风电项目为依托，基于三桩导管架基础结构原型数据与地勘资料，在ABAQUS中建立导管架基础三维有限元分析模型. 将关键传力部位（灌浆连接段）的数值模拟结果与试验结果进行对比验证，并将数值模拟所得桩身挠度曲线与Winkler理论计算所得曲线进行对比. 最终通过经验证的模型，研究双灌浆层的植入式嵌岩导管架基础中导管架-内侧灌浆-桩-外侧灌浆间的传力规律和单调荷载作用下导管架基础在不同地层中的承载特性.

1. 理论基础

1.1. 混凝土塑性损伤模型理论

混凝土塑性损伤(concrete damaged plasticity, CDP)模型是描述混凝土在荷载作用下的塑性变形和损伤演化过程的数学模型[16]，如图1所示. 在单轴受拉时，应力未达到失效应力σt0前为弹性阶段，材料力学性能由弹性模量E0表征；当应力超过σt0后进入软化阶段，按(1−dt)E0的退化刚度卸载. 在单轴受压时，应力未达到初始屈服应力σc0前为弹性阶段；应力超过σc0后，直至达到极限应力σcu，此阶段为强化阶段；应力超过σcu后进入软化阶段，按(1−dc)E0的退化刚度卸载. 其中dt和dc分别为混凝土受拉损伤因子和受压损伤因子，取值范围为0~1.0，0表示无损伤，1.0表示完全损伤.

图 1

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图 1   混凝土塑性损伤模型

Fig.1   Plastic damage model of concrete


1.2. Morison方程

Morison等[17]提出Morison方程，用于计算波浪荷载加在结构上的力. 当前，与波长相比尺度较小（即D/Lw<0.2，D为构件直径，Lw为波长）的细长柱体在计算波浪力时仍采用Morison方程，本研究导管架管直径最大为1.7 m，波长为121 m，因此适用. 波浪载荷主要由惯性力和拖拽力组成，其表达式如下：

$ f={f}_{\text{D}}+{f}_{\text{I}}=\dfrac{1}{2}{C}_{\text{D}}{\rho }_{\text{w}}D{u}_{x}\left| {u}_{x}\right|+{C}_{\text{M}}{\rho }_{\text{w}}\dfrac{{\text{π}} {D}^{2}}{4}\dfrac{\partial {u}_{x}}{\partial t} . $

式中：f为波浪荷载，fD为拖曳力，fI为惯性力，CD为拖曳力系数，ρw为海水密度，D为管柱直径，ux为任意高度波浪水质点的水平速度，CM为惯性力系数，$ \dfrac{\partial {u}_{x}}{\partial t} $为任意高度波浪水质点的水平加速度.

2. 有限元模型建立与验证

2.1. 本构模型

灌浆材料本构采用CDP模型，应用ABAQUS中的CDP模型需要输入材料受压应力-应变、受拉应力-应变曲线参数，本研究采用余志武等[18-19]提出的本构模型与计算方法，此计算方法对于C140以下的混凝土各项力学性能指标的计算适用性较好. 损伤因子则采用刘巍等[20]的计算方法. 土体本构采用摩尔-库伦模型，桩、导管架结构则采用双线性随动强化模型[21].

2.2. 结构尺寸

基于广西风电场项目现场情况，采用ABAQUS建立如图2所示有限元模型，桩径、桩长和埋深分别为2.2、27.5、25.3 m. 灌浆连接段剖面图如图2(a)所示，外侧灌浆（灰色）厚度为30 cm，内侧灌浆（蓝色）厚度为18.5 cm，灌浆深度与桩入泥深度相同；外侧灌浆料强度为C50，内测灌浆强度为C120，灌浆采用混凝土塑性损伤模型，灌浆层与岩石之间为绑定接触，与其他土层为摩擦接触，摩擦系数为0.4[22]. 灌浆料与桩之间为摩擦接触，摩擦系数为0.4[23]. 网格采用C3D8R单元，模型网格如图2(b)所示.

图 2

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图 2   ABAQUS有限元模型示意图

Fig.2   Schematic diagram of ABAQUS finite element model


2.3. 模型可靠性验证

灌浆连接段作为导管架与桩之间传力的关键部位，对风机正常运转意义重大，因此须对导管架基础灌浆连接段进行模拟验证. 通过ABAQUS软件模拟文献[24]海上风电基础灌浆连接段轴心受压缩尺模型试验中的CL-S65组，灌浆连接段如图3所示.

图 3

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图 3   灌浆连接段

Fig.3   Grouted connection


试验中灌浆连接段缩尺试件尺寸参数信息如表1所示. 试验中，在加载初期荷载以60 kN的增量增加，尽可能以类似于位移控制的方式缓慢增加荷载，并且在每个增量步中均是等试样处于静态平衡后才继续加压. 在数值模拟时，简化加载模式为绑定钢管上端于一点逐步施加竖向位移荷载直至破坏，得到荷载-位移曲线和灌浆料受拉损伤的空间分布特征.

表 1   缩尺试件设计参数

Tab.1  Design parameters of scaled specimen

尺寸参数数值/mm尺寸参数数值/mm
剪力键高度3.56灌浆厚度38.5
剪力键宽度10外管直径609
剪力键间距65内管直径508
灌浆长度520钢管厚度12

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荷载Fz-位移Dx曲线对比如图4所示，数值模拟与试验结果的总体走势相似，可以发现：随荷载增大，荷载位移曲线斜率变小，呈非线性增长，逐渐达到峰值荷载；数值模拟峰值荷载为5229 kN，试验峰值荷载为5395 kN，误差为3.1%，在合理接受误差范围之内. 荷载-位移曲线前段误差的产生是由于模拟采用连接段顶部绑定点处位移代表竖向位移，而试验则通过将LVDT位移传感器安装在桩和套筒上测量它们之间的平均相对位移，两者在位移数据处理方式上存在差异，但是这对荷载随位移的变化规律及最终的极限承载力影响较小.

图 4

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图 4   荷载-位移曲线对比

Fig.4   Comparison of load-displacement curves


图5(a)给出了缩尺模型试验中灌浆连接段的失效形态，可以发现裂缝主要发生在剪力键附近，灌浆体内开裂方向在25°~65°，界面滑移位移持续增大导致剪力键附近发生挤压破碎. 通过对比有限元数值模拟结果（见图5(b)），可以看出，灌浆料受拉损伤参数的空间分布特征和试验中裂纹扩张情况较吻合，均是从一侧剪力键处开始向另一侧剪力键扩展，为建立包含灌浆连接段在内的植入式嵌岩导管架模型提供了有力支持.

图 5

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图 5   灌浆连接段破坏时的裂缝形态

Fig.5   Fracture morphology when grouting connection section fails


采用Winkler弹性地基梁理论得到植入式嵌岩桩桩身挠度曲线. 具体获得方法如下.

弹性地基梁以弯曲挠度位移函数y(z)为基本未知量，其基本控制方程为

$ {E}{I}_{\mathrm{T}}\dfrac{{\text{d}}^{\text{4}}{y}}{\text{d}{{z}}^{\text{4}}}{+k(z)y(z)=0}. $

式中：EIT为植入式嵌岩桩各分段的抗弯刚度其中E表示弹性模量，IT表示截面惯性矩.

$ E I_{\mathrm{T}} = \left\{\begin{array}{ll}\sum_{i=1}^3 E_i \dfrac{{\text{π}}}{64}\left(D_i^4-d_i^4\right), & 0 \; {\mathrm{m}} \leqslant z \leqslant 2.2\; {\mathrm{m}}; \\ \sum_{i=1}^4 E_i \dfrac{{\text{π}}}{64}\left(D_i^4-d_i^4\right), & -4.6 \; {\mathrm{m}} \leqslant z< 0 \; {\mathrm{m}}; \\ \sum_{i=3}^4 E_i \dfrac{{\text{π}}}{64}\left(D_i^4-d_i^4\right) , & -25.3 \; {\mathrm{m}} \leqslant z< -4.6\; {\mathrm{m}}. \end{array}\right. $

式中：i=1，2，3，4分别代表导管架桩、内部灌浆、桩和外部灌浆；E为弹性模量；D为外径；d为内径；z为深度.

$ k(z)=\left\{\begin{array}{ll} 0 ,& z \geqslant 0 \;\mathrm{m}; \\ \dfrac{E_{\text {soil}, 1}}{1-v_{\text {soil}, 1}^2}, & -2.2 \;\mathrm{m} \leqslant z< 0 \;\mathrm{m} ;\\ \dfrac{E_{\text {soil}, 2}^2}{1-v_{\text {soil}, 2}^2} ,& -4.4\; \mathrm{m} \leqslant z< -2.2\; \mathrm{m} ;\\ \dfrac{E_{\text {soil}, 3}^2}{1-v_{\text {soil}, 3}^2}, & -11.4 \;\mathrm{m} \leqslant z< -4.4 \;\mathrm{m}; \\ \dfrac{E_{\text {soil}, 4}^2}{1-v_{\text {soil}, 4}^2}, & z< -11.4\; \mathrm{m}.\end{array}\right. $

式中：Esoil,i、νsoil,i分别为第i层土体的弹性模量和泊松比.

当边界条件为z=−2.2 m时，有

$ \left.E I_{\mathrm{T}, 1} \frac{{\mathrm{d}}^3 y_1}{{\mathrm{d}} z^3}\right|_{z=2.2}=-\left.Q_0, \quad E I_{\mathrm{T}, 1} \frac{{\mathrm{d}}^2 y_1}{{\mathrm{d}} z^2}\right|_{z=2.2}=M_0 .$

在z=0、−2.2、−4.4、−4.6、−11.4 m处，位移、转角、剪力、弯矩连续，在−25.3 m处位移转角为0.

各参数取值如表2所示.

表 2   弹性地基梁求解参数

Tab.2  Elastic foundation beam solution parameters

iE/GPaD/md/mEsoil/MPaνsoil
1206.0001.701.5412.40.39
246.8582.071.7040.00.33
3206.0002.202.072000.00.30
435.0002.502.202500.00.25

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式(2)通解形式如下：

$ \begin{split}y(z) =& {\mathrm{e}}^{\beta z}(A \cos \;(\beta z)+B \sin \;(\beta z))+ \\& {\mathrm{e}}^{\beta z}(C \cos\; (\beta z)+D \sin\; (\beta z)).\end{split} $

式中：A、B、C、D为待定参数.

$ {\beta=}\sqrt[\text{4}]{\dfrac{{k(z)}}{{4E}{I}_{\mathrm{T}}}}. $

联立式(1)~(7)，并结合各分段边界条件，代入数值模拟中植入式嵌岩导管架基础（此处模拟中各部件仅考虑弹性），桩1顶部剪力Q0=1 MN，弯矩M0=1 MN·m，得到植入式嵌岩桩y(z)曲线，将其与数值模拟所得到曲线进行对比，如图6所示. 可以发现，2条曲线拟合较好，两者桩顶位移分别为2.96 mm（模拟值）与3.09 mm（理论值），模拟值与理论值相差4.2%，进一步验证了包含灌浆连接段在内的植入式嵌岩导管架模型建立的正确性.

图 6

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图 6   桩身挠度曲线

Fig.6   Pile deflection curve


3. 环境荷载下基础传力规律

3.1. 土层参数

根据现场情况，土层参数如表3所示. 其中，$\rho $、c、$\varphi $分别表示质量密度、黏聚力和内摩擦角.

表 3   机位土层参数

Tab.3  Soil layer parameters of machine position

土层z/m$\rho $/kg·m−3νc/kPa$\varphi $/(°)E/MPa
淤泥质土2.216500.391310.512.4
全风化砂岩4.424000.332138.040.0
强风化砂岩11.424000.3011033.02000.0
中风化砂岩55.024000.2560034.02500.0

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3.2. 荷载条件

极限状态 (ultimate limit state, ULS)工况和正常使用极限状态 (serviceability limit state, SLS)工况下的导管架塔筒底部风机极限荷载采用静力加载，具体值见表4. 其中，Mx、My、Mz分别为x、y、z方向的弯矩，Fx、Fy、Fz分别为x、y、z方向的集中力.

表 4   风机极限荷载

Tab.4  Wind turbine ultimate load

工况Mx/(kN⋅m)My/(kN⋅m)Mz/(kN⋅m)Fx/ kNFy/kNFz/ kN
ULS837239476−5760246624−10982
SLS−38141139264841060−111−7572

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波流荷载通过修改inp文件进行动力加载，首先通过AQUA模块得到静水环境，再根据WAVE模块输入的Stokes波理论，计算每个时间步长内结构物浸水节点处的速度与加速度，最后通过DLOAD指定波浪荷载作用区域（单元集）、施加荷载类型、幅值、外径及拖曳力/惯性力系数. 计算过程中所采用的参数如下. 水位为21.59 m，波高为7.01 m，周期为9.40 s，施加时间为30.55 s（3.25个周期），此时波浪荷载达到峰值.

荷载施加已考虑荷载分项系数和组合系数[25]，具体施加示意图如图7所示，导管架顶部My远大于Mx，Fy远小于Fx，波浪荷载沿x坐标轴正方向施加，导管架#1号位受拉，#2号位受压，#3号位受压，导管架位移朝x轴正方向发展.

图 7

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图 7   荷载施加示意图

Fig.7   Schematic diagram of load application


3.3. 嵌岩导管架基础竖向传力规律研究

嵌岩导管架基础传力顺序依次为导管架、内侧灌浆、桩、外侧灌浆、土. 竖向荷载主要由钢管表面与灌浆料间的摩阻力和依靠剪力键与浆体间挤压产生的轴向承载力承担. 从摩阻力、剪力键轴向承载力以及各剪力键贡献度出发，依次研究导管架腿-内侧灌浆、内侧灌浆-桩顶、桩-外侧灌浆传力规律.

3.3.1. 导管架腿-内侧灌浆传力规律

图8(a)、(b)分别为工况ULS下导管架腿z向接触反力Rc（即剪力键轴向承载力）和竖向摩阻力Qs随加载时间的变化. 导管架腿#3所受竖向摩阻力最大，其最大值为1.45 MN，导管架腿#1和腿#2的摩阻力约为0.23 MN. 两图对比可以发现，导管架腿1的摩阻力约占剪力键轴向承载力与竖向摩阻力两者之和的2.5%，导管架腿#2和腿#3的摩阻力分别约占两者之和的4.4%和7.1%，因此在导管架腿传递竖向荷载给内侧灌浆时，剪力键至少发挥了90%的作用.

图 8

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图 8   导管架腿-内侧灌浆竖向荷载传递

Fig.8   Vertical load transfer from jacket leg to inner grouting


在ULS和SLS工况下，在导管架腿的剪力键传递竖向荷载时各剪力键贡献度ηsk如图9所示. 图中#1受拉，#2和#3受压，发现各导管架腿均是前2个剪力键贡献度较大，相加占合力的35%~40%，这是由于邻近荷载作用点优先承担大部分荷载.

图 9

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图 9   导管架腿剪力键作用

Fig.9   Shear key action of jacket leg


3.3.2. 内侧灌浆-桩顶传力规律

图10(a)、(b)分别为工况ULS下桩顶内侧z向接触反力Rc和竖向摩阻力Qs随加载时间的变化. 两图对比可以发现，桩1、桩2、桩3摩阻力约占剪力键轴向承载力与竖向摩阻力两者之和的3.3%、0.3%、0.8%，内侧灌浆在传递竖向荷载给桩顶时，剪力键至少发挥了95%的作用.

图 10

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图 10   内侧灌浆-桩顶摩阻力

Fig.10   Inner grouting - pile top friction resistance


两工况下桩顶剪力键在承担竖向荷载时各剪力键贡献度ηsk如图11所示. 可以发现：桩2和桩3末端2个剪力键贡献度较大，相加占合力的32%~35%，其余剪力键贡献度较小；桩1除末端2个剪力键贡献度较大外，首个剪力键贡献度也较大，中间小，两端相加约占合力的40%. 末端剪力键贡献度高是由于其靠近嵌岩部分，位于高刚度区域，且变形小机械咬合作用显著. 桩1顶端剪力键贡献度较高则是由于受拉桩顶端剪力键较早承受拉力，拉力方向朝上，会在顶部累积抵消，同时又由于桩顶剪力键远离嵌岩段，无法提供足够承载力，导致首个剪力键处承担了约15%的传递荷载.

图 11

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图 11   桩顶剪力键作用

Fig.11   Shear key action of pile top


3.3.3. 桩-外侧灌浆传力规律

两工况下桩底剪力键在传递竖向荷载时发挥的作用由桩底各剪力键贡献度展现，如图12所示. 可以发现：三桩下端前3个剪力键贡献度较大，相加占合力的50%~65%，然后贡献度逐渐减小. 反映出因邻近荷载作用点，靠近上端的桩底剪力键承担了大部分荷载.

图 12

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图 12   桩底剪力键作用

Fig.12   Shear key action of pile bottom


3.4. 嵌岩导管架基础横向传力规律研究

嵌岩导管架基础横向传力规律可由桩身剪力弯矩分布规律反映. 三桩剪力随高程变化如图13(a)所示. 可以发现：桩1、桩2和桩3剪力有相同变化规律. 在泥面处以上，桩为悬臂梁结构，桩身受到内侧灌浆分布荷载作用，剪力随高程下降而增大，到泥面处时桩3剪力最大；从泥面至泥面以下1.5倍桩径，受外侧灌浆和内侧灌浆共同作用，剪力先减小再增大；再从1.5倍桩径至2.5倍桩径，剪力迅速转向变为负值，这一方面是由于在灌浆连接段底部附近地基土层变为强风化砂岩，地基弹性模量大大提升，约束了内侧灌浆的变形，另一方面是因为内侧灌浆为平衡自身的弯矩需要一个较大的水平向力对其进行支承，而相反内侧灌浆也会给桩顶提供一个反作用力；从2.5倍桩径开始剪力逐渐减小，在该位置以下转换为外侧灌浆约束，没有内侧灌浆干扰，因此剪力逐渐减小，至泥面下6倍桩径左右剪力趋于0.

图 13

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图 13   桩身剪力和弯矩分布

Fig.13   Distribution of pile shear force and moment


三桩弯矩随高程变化如图13(b)所示，弯矩随高程下降先变大后变小，具体变化如下：桩身弯矩在全风化砂岩与强风化砂岩交界面附近达到最大，ULS工况下桩3弯矩值最大，对应弯矩为9.4 MN·m，然后三桩弯矩值呈非线性衰减，衰减至泥面下6倍桩径左右趋于0.

4. 单调荷载下基础承载和传力规律

广西海上风电示范项目风电场的风化岩层主要有砂岩、板岩和凝灰岩，为了研究嵌岩对基础承载能力和破坏模式的影响，建立单调荷载作用下的三桩导管架基础有限元模型，导管架顶部施加位移荷载2 m，分析步时间为1 s.

4.1. 土层参数

根据现场情况，各工况土层参数选取如表5所示. 其中，复合地层土层参数取2.1节环境荷载作用下的土层参数.

表 5   单调荷载作用下各工况土层参数

Tab.5  Soil parameters under monotonic loads

工况ρ/ (g·cm−3)φ/ (°)c /kPaE /MPav
复合地层—————
中砂1.9226330200.40
中风化砂岩2.45421440112500.26
中风化凝灰岩2.644214000160000.22
中风化板岩2.5140120027500.26

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4.2. 基础承载能力研究

各地层下导管架基础顶的荷载位移曲线如图14所示. 可以发现：中砂地层（非嵌岩）极限荷载约为14 MN，远小于嵌岩地层极限荷载. 采用中风化地层后，承载能力提高了约5.5倍. 此外，各中风化地层荷载位移曲线几乎完全重合，表明当地层强度达到一定值后，导管架基础的承载能力主要由导管架基础本身特性决定.

图 14

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图 14   导管架顶荷载位移曲线

Fig.14   Load-displacement curve at top of jacket


如图15所示为导管架基础破坏情况. 其中，U、U3为z方向的位移， S, Mises为von Mises应力. 如图15(a)所示，在中砂地层（非嵌岩）条件下，中砂地层侧向摩阻力较差，易导致桩1受拉力作用而被拔出，导管架基础破坏模式表现为“滑移破坏模式”. 如图15(b)所示，在复合地层（嵌岩）条件下，嵌岩提供的高侧摩阻力和端承力使得导管架基础在受力时主要表现为材料的屈服破坏，破坏模式为“应力破坏模式”.

图 15

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图 15   导管架基础破坏情况

Fig.15   Failure of jacket foundations


4.3. 桩身剪力弯矩分布规律

如图16所示为各工况下桩身剪力分布. 可以发现：当灌浆连接段范围内存在弹性模量较大的地基时，如工况0、2、3、4，桩身剪力在进入高弹性模量地基时迅速转变为负值；在地基弹性模量较小时（工况1），桩身剪力则在灌浆连接段末端附近迅速转为负值. 如图16(c)、(d)和(e)所示，分别在泥面以下4.0倍、3.0倍和4.5倍桩径处剪力趋于0，说明地基弹性模量值越大，桩身剪力值趋于0所需桩体埋深越少.

图 16

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图 16   各工况下桩身剪力分布

Fig.16   Shear distribution in pile under various conditions


如图17所示为各工况下桩身弯矩分布. 可以看出，相较于传统单灌浆嵌岩桩在岩土界面处形成弯矩最大值这一典型特征[26]，同时具备内外侧灌浆的植入式嵌岩桩弯矩最大值位置的确定依赖于地基弹性模量和内侧灌浆布置. 当地基弹性模量较大时，侧向约束大大制约了桩身横向位移，桩身弯矩最大值通常出现在岩土交界面附近，图17(a)为全风化砂岩与强风化砂岩交界处，图17(c)、(d)、(e)为泥面处；当地基弹性模量较小时，桩身弯矩最大值会出现在内侧灌浆底部高程附近，此时，由于地基提供的侧向支撑不足，桩身在内侧灌浆底部位置附近承受更大的弯矩来平衡自身的变形和应力分布.

图 17

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图 17   各工况下桩身弯矩分布

Fig.17   Moment distribution in pile under various conditions


5. 结　论

（1）在“导管架-内侧灌浆-嵌岩桩-外侧灌浆”体系的竖向传力中，剪力键承担了90%以上的荷载. 在承荷区（桩顶剪力键），紧邻嵌岩段的末端剪力键因机械咬合作用承担了主要荷载；在受拉（拉力方向朝上）状态下，承荷区的顶端首个剪力键会承担约15%的传递荷载，而传荷区（桩底及导管架腿处剪力键）的顶端2个剪力键会卸除35%~55%的传递荷载.

（2）非嵌岩条件下导管架基础承载性能由地层和导管架本身特性共同决定，嵌岩条件下基础承载性能主要取决于导管架本身特性，而非地层强度，且破坏模式由“滑移破坏”转变为“应力破坏”.

（3）在高弹性模量地基（如强风化砂岩、中风化砂岩、中风化凝灰岩、中风化板岩）中，桩身剪力在嵌岩段附近快速转为负值，与弯矩峰值位置重合；在低模量地基（如淤泥、全风化砂岩）中，剪力和弯矩反转则发生于灌浆连接段末端. 地基弹性模量越大，桩身剪力与弯矩趋零所需的埋深越浅.

本研究对环境荷载和单调荷载下的植入式嵌岩导管架基础的承载变形特性、传力规律和破坏模式进行研究分析，得出相关结论，但影响植入式嵌岩导管架基础传力规律的因素可能还有剪力键几何构造（如形状、间距、宽度和高度等）、灌浆连接段的非构造因素（如预应力的施加）以及内侧灌浆的位置分布等. 因此，未来还须结合工程实际案例，完善相关理论与设计方法.

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