梁板式桩筏基础现场测试分析

张延军 ，木林隆 ，钱建固 ，黄茂松

（1.同济大学 岩土与地下工程教育部重点实验室，上海 200092；2.同济大学 地下建筑与工程系，上海 200092）

1 引 言

随着风能作为一种重要可再生能源越来越受到全世界的重视并取得了飞速发展，关于陆上风机的研究也越来越多。风机基础是确保风电机组安全、稳定运行的关键之一，其主要承受上部风机自重和随机水平风荷载的作用。由于风向可以是任意方向，风机基础必须具有承受360°偏心随机水平荷载的的受力特点，因此风机一般设计为关于中心轴对称的结构。2007年中国水利水电规划设计院发布了《风电机组地基基础设计规范》[1]，对常见扩展基础、桩基础和岩石锚杆基础的设计方法和构造措施有了详细、统一的规定，而关于在地质条件不好、天然地基承载力不足或持力层埋深较大的地区采用的桩筏基础的设计，目前主要参考高耸结构基础设计方法或国外先进风机厂家图纸。

风电梁板式基础的设计主要参照工业与民用建筑中梁板式基础的设计方法和经验，因在民用建筑中梁板式基础的研究较多，也相对较为成熟。马人乐等[2]针对我国风力发电塔基础设计和施工中出现的问题，提出了根据不同地基土类别和具体情况进行合理改进和优化设计的建议，使基础受力更合理、更经济。王伟等[3]提出了一种竖向荷载作用下桩筏基础通用分析方法。王曙光[4]进行了竖向荷载下单跨梁板式筏形基础室内模型试验，通过分析试验数据得到了梁板式基础的荷载传递顺序及破坏性状，以及基底反力分布规律。利用该试验结果，王昆泰等[5]进一步分析了梁板式筏形基础下CFG桩复合地基的布桩方法。

风机基础是一种典型多向荷载耦合作用下的受力体系，新型梁板式桩筏风机基础的受力与变形特点非常复杂，耦合荷载作用下梁板式桩筏基础的受力情况较为复杂，该方面的研究也较少。Kitiyodom等[6]用数值方法针对水平荷载和竖向荷载耦合作用下的非均质土层中桩筏基础，估算了隧道开挖引起的地面弯矩作用下桩筏基础的基底沉降和基底反力大小及分布。汪宏伟等[7]基于Mindlin 解，假设筏板为完全刚性，提出了一种多向荷载同时作用下的桩筏基础简化计算方法，得到刚性桩筏基础的受力和变形的关系。武帅等[8]利用ANSYS 软件对实际梁板式筏形风机基础进行三维有限元计算，探讨了正常运行工况下风机基础及地基的应力和变形规律。汪宏伟等[7]利用其提出的简化方法，分析了耦合荷载作用下的风机基础的受力和变形特性。连柯楠等[9]在实际工程的基础上，通过有限元建模计算耦合荷载作用下梁板式基础管桩、肋梁和环梁的受力和变形特性，并将有限元计算得出的基础构件内力与规范设计方法计算结果进行对比分析，同时分析了风机基础桩土分担比，研究了耦合荷载作用下土体的承载作用。耦合作用下的风机基础受力特性的复杂性决定了目前大部分方法均为数值方法，而数值方法的正确性有待进一步验证。

本研究通过现场试验数据结果，重点讨论了风机基础在静止状态和正常运行状态工况下风机受力特性，并将实测值与设计值进行对比，对类似工程的设计具有借鉴意义。

2 工程概况

测试现场处于射阳港经济开发区的农牧公司附近。地基土主要为全新统海陆过渡相-海相淤涨沉积物，按其成因及沉积特征自上而下可划分为7 个大层，6 个亚层和1 个夹层，见表1。本工程总装机容量为51 MW，安装17 台华锐风电3.0 MW 风力发电机组，风机轮毂高度为90 m，轮转直径为121 m。风力发电机出口电压为690 V，每台风电机配置一台箱式变电站。风机基础采用八边形梁板式桩筏基础，通过基础环及中墩将上部塔筒、叶片自重及风荷载、风机动荷载传递到肋梁，再通过肋梁传递到环梁、筏板和桩。基础外接圆直径为21 m，基础中心预埋直径为4.3 m 圆形基础环，基础环上预设孔洞便于主梁钢筋插入后浇筑混凝土。基础埋深3.8 m，采用混凝土强度等级为C40，基础垫层采用C20素混凝土。桩基采用预制管桩，所有桩外径为0.6 m，内径为0.34 m，桩长44 m，筏板厚0.3 m。环梁截面分上下2 段，下段宽1.2 m，上段宽0.6 m，下段和上段高均为0.8 m，上下2 段轴线重合。肋梁截面尺寸：肋梁和基础环相交处为1.4 m×3.6 m；肋梁和环梁相交处为1.4 m×1.711 m。图1为测试基础示意图。

表1 地基土土层分布Table 1 Distribution of soil layer

图1 梁板式桩筏基础示意图Fig.1 Sketch of piled beam-raft foundation

3 梁板式桩筏基础现场试验

3.1 试验方案及测试过程

3.1.1 试验内容

在风机基础及下卧土层中分别埋设钢筋应力计和土压力盒，测试风电基础在施工过程和工作状态下桩顶轴力及基底土压力的大小，从而分析整个风机基础在施工过程和正常工作状态下的应力-应变规律。

3.1.2 试验设备

土压力盒型号为JDTYJ-20，测量范围为0～0.3 MPa；钢筋计型号为JDGJJ-10，测量范围为0～80 kN；测读仪采用型号为JDZX-2 振弦式测读仪。

3.1.3 试验设备埋设

土压力盒共13 个，在垫层铺设完毕之后埋设在垫层下，具体埋设位置如图2 所示。由图3 可见，钢筋计焊接在钢筋上，插入预制桩心，并浇入膨胀混凝土，每根桩内安钢筋计3 个，分7 根桩布设，共21 个。其中内环桩内钢筋计的埋设在基坑开挖过程中，吊装基础环之前，外环桩钢筋计的埋设在基坑开挖之后，基础底板浇筑完毕，绑扎基础主体钢筋的过程中。具体位置和个数见图2。

图2 土压力盒及桩内钢筋计分布(单位:mm)Fig.2 Distribution of earth pressure cells and reinforcement meters in piles(unit:mm)

图3 钢筋计焊接示意图Fig.3 Sketch of the weld of reinforcement meters

3.1.4 测试过程

在每个测试时间点测读并记录仪器频模值，具体测试时间点见表2。

表2 仪器测试时间Table 2 Time of measurement

3.1.5 测试结果

测试结果见表3、4。表3为单根钢筋应力，且均为与初始读数频模值差值换算所得，初始频模值为设备埋入基础之后而地板未浇筑之前测得仪器读数，为同一桩内3 个钢筋计读数取平均值之后计算的结果。桩及土压力盒编号见图2。

表3 桩内钢筋计测试结果Table 3 Measurement results of reinforcement meters

表4 基底土压力盒测试结果Table 4 Measurement results of earth pressure cells

3.2 试验结果及分析

3.2.1 基底土压力分析

图4为根据表4 拟合的土压力分布图。其中，细黑线表示的正八边形为次梁轮廓，斜线为肋梁轮廓。土压力盒编号标明了测点位置，竖线长度和红球纵坐标大小标明了各测点相应土压力大小。右侧彩色图谱同样表示土压力大小，颜色越深代表土压力越大。

图4 土压力分布(单位:kPa)Fig.4 Distribution diagram of soil pressure(unit:kPa)

由图4(a)为基础回填之后所测得的地基土压力分布拟合图可以看出，T10～T13 位置土压力较大，因上覆土体回填，肋梁间的筏板受土重作用最明显，变形最大。土压力最大值出现在T13 位置且数值较大，可能由施工其他因素造成。因为此时基础环直接作用在中心4 根桩上，而基础构造内部荷载较大，外部荷载较小，所以离中心越远土压力越小，也说明此时荷载主要由基础环附近的桩土承担。与中心呈轴对称的位置土压力大小相近。从中心到基础最外边，土压力先增大，后减小。图中离中心较远的T1、T5、T6、T9 处土压力相近且较小。位于正中心的T3 位置土压力也较小，是因为正中心处土压力主要来自基础和上覆土自重导致的基础受力变形。

直接粘贴为对象格式图片不清晰，本文均采用截屏或黏贴为图片的方式，效果较好，以下为可编辑的对象格式。图2为cad 绘图，图4为grapher 10绘图，图5为origin 8.5 绘图。

图4(b)为基础在上部塔筒吊装后的土压力分布图。与图4(a)比较可以看出，基底土压力分布规律一致，离中心较远的T1、T5、T6、T9 位置土压力大小基本不变，仅仅是离内圈4 根桩附近位置所测得的土压力值略为增加，可见塔筒部分自重荷载主要由桩基承担，土体承担较小。一部分原因是塔筒吊装完成后立即测量，土体变形尚未完成，所测得的土压力还有增大的可能。

图4(c)为风机调试完成后低速运行时基底土压力分布图。与图4(a)、4(b)相比，基底土压力分布规律基本一致，但数值较小。运行时，在水平风荷载和竖向自重荷载的耦合作用下，桩土荷载分担比有了较大的变化，桩承担了较大的荷载，从而导致基底土压力变小，从桩顶轴力变化也可以得到验证。

3.2.2 桩顶轴力分析

（1）计算过程

首先计算得到单根桩桩心钢筋内力，然后计算出单根桩内3 根钢筋计应变平均值 ε0，仅考虑轴心受压的情况，由钢筋与混凝土应变协调得到混凝土承担荷载，得到桩顶轴力，计算表达式为

式中：E1为插筋弹性模量；E2为混凝土弹性模量；E3为桩身预应力钢筋弹性模量；A1为桩内插筋单根钢筋截面面积；A2为单桩除去所有插筋截面积后的净截面面积；A3为桩身预应力钢筋单根钢筋截面面积。

（2）计算结果及分析

图5 中实心标注的PA、PB、PC、PD是内圈桩，空心标注的PE、PF、PG是外圈桩。以浇筑完底板为初始状态，所有测试数据减去初始状态数据绘图，可以看出，每一个施工阶段桩顶轴力的相对变化。由图中可以看出，内圈4 根桩桩顶轴力大小随施工进度的变化规律相同，外圈3 根桩桩顶轴力大小随施工进度的变化规律也一致。

图5 桩顶轴力分布Fig.5 Distribution diagram of the axial force of the top of piles

由于连接塔架用的基础环直接架设于内圈4 根桩上，内圈桩承担的荷载较大。浇完基础后，内圈桩轴力迅速增大，因基础为内圈较高的圆台，主要荷载均在内圈，基础的变形还未使外圈桩产生较大反力。回填后，由于基础变形，桩底土压力发挥，外侧桩承载力发挥，内侧桩轴力减小，与前述理论方法分析结论一致。吊装之后，内圈与外圈桩顶轴力均增加，因塔架与基础环相连，而基础环直接架设于内圈桩上，因此，内圈桩基轴力增长较为明显，说明塔筒荷载主要由桩基承担，这也可以从土压力增长不明显得到验证。运行后，基础开始发挥整体效应，内圈桩轴力降低，外圈桩轴力提高，不考虑偏心作用，内圈桩轴力减少总值为2 100 kN，外圈桩增长为2 400 kN。

外圈桩桩顶轴力大小则始终保持在一个水平，是因为基础环和塔筒直接作用在内圈4 根桩上，通过基础传递到外圈的荷载较小。

风机运行后，内圈桩顶轴力显著减小，外圈桩顶轴力仍有微小增大的趋势，这是因为基础环直接作用在内圈4 根桩上。风机运行前，基础环与中墩的相互作用较小，风机上部荷载主要由内圈桩承担，风机运行后，基础环与中墩之间产生相对位移，相互作用加强，基础环传递到中墩，中墩传递到肋梁的荷载增加，外圈桩承担的荷载增加，而基础环直接传递到内圈桩的荷载减小。基础环与中墩之间的相互作用有待进一步研究。

3.2.3 桩土分担比分析

（1）计算过程

基础为轴对称图形，认为对称位置桩桩顶轴力近似相等，由此估算桩承担竖向荷载值。

以基础中心为原点，半径分别为R1～R4 的圆将基础覆盖土体平面分为1 个圆和3 个圆环，共4个区域。近似认为每个区域土压力值相等，用区域内测点数据平均值为代表值。由此计算土体承担竖向荷载，具体计算结果见表5。

表5 土体承担荷载计算Table 5 Calculation of the load that the soil bears

（2）计算结果及分析

计算塔筒吊装完成后的桩土荷载分担比，结果见表6。

表6 桩土分担比计算Table 6 Calculation of the pile soil sharing

由表6 可以看出，风机静止时，在竖向荷载作用下土体承担荷载大小为7 403 kN，占竖向总荷载的23.01%。风机运行时，土体承担荷载大小为6 568 kN，占总荷载的34.20%。风机运行时土体承担荷载比例相对于风机静止时有所增大。所以，在风机基础设计过程中，适当考虑土体的承载作用是合理的。

4 与设计结果对比

依据《建筑桩基技术规范》[10]附录C，计算考虑水平荷载作用下承台基桩和土协同作用下的桩基内力和变形。规范计算方法假定：土体为弹性变形介质，其水平抗力系数随深度线性增加（M 法），地面处为0；桩顶与承台固接，承台为完全刚性。计算结果见表7。从表中可以看出，无论是吊装前还是吊装后，桩顶轴力最小值远小于承载力特征值和实际设计值，表明单桩抗拉偏于安全。吊装前最大桩顶轴力为1 996 kN，远大于承载力特征值1 620 kN和实测桩顶最大轴力1 606.9 kN，表明设计是偏于不安全的，可能是由于基础环与基础并未完全发挥整体效应造成。吊装后桩顶轴力最大值为1 689 kN与设计值接近，可见对于某根可能达到最大值的桩来说是偏于不安全的。但由图7 还可以看出，桩顶轴力出现最大值最可能为内圈4 根桩，除此之外，其他桩桩顶轴力均远小于极限承载力特征值或者设计最大值，可见对基础环与梁板式基础的连接应该加强。

表7 桩顶轴力对比Table 7 Contrast of the force of the top of piles

5 结 论

（1）基底土压力最大值出现在肋梁之间。

（2）最外圈桩基轴力和基础外边缘基底土压力主要来源于基础自重。

（3）风机运行前，基础环与中墩相互作用小，内圈桩承担主要荷载；风机运行后，基础环与中墩相互作用增强，内外圈桩整体受力，内圈桩轴力减小，外圈桩轴力增大，基础整体受力趋于均匀。基础环与中墩之间的相互作用有待进一步研究。

（4）基桩抗拉设计偏于安全，内圈基桩抗压设计偏于不安全。

（5）风机基础设计时，现在的设计方法不考虑土体的承载作用，计算结果偏于安全。

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