DOI：10.3969/j.issn.10001565.2024.02.001

摘" 要：海上風(fēng)電基礎(chǔ)除承受復(fù)雜組合荷載作用外，也受波流沖刷作用.為探討局部沖刷對(duì)砂土地基中V-H聯(lián)合加載下單樁-摩擦盤復(fù)合基礎(chǔ)承載特性的影響，基于自行設(shè)計(jì)的室內(nèi)水槽試驗(yàn)裝置，完成了一系列沖刷及模型載荷試驗(yàn)，獲得了復(fù)合基礎(chǔ)沖刷前后的荷載-位移曲線，經(jīng)無量綱化處理與曲線擬合，得到復(fù)合基礎(chǔ)承載包絡(luò)線及其簡(jiǎn)化計(jì)算公式.計(jì)算結(jié)果表明：局部沖刷作用使復(fù)合基礎(chǔ)的豎向及橫向抗力明顯降低，削弱程度分別約12.1%和26.9%.進(jìn)一步分析表明：存在一個(gè)最優(yōu)預(yù)加豎向荷載（V），其對(duì)復(fù)合基礎(chǔ)的極限橫向承載力起到最顯著的增強(qiáng)效果；此外，局部沖刷作用導(dǎo)致V-H聯(lián)合受荷單樁-摩擦盤復(fù)合基礎(chǔ)的承載包絡(luò)線明顯向內(nèi)收縮，所提出的簡(jiǎn)化計(jì)算公式可供工程應(yīng)用參考.

關(guān)鍵詞：海上風(fēng)電基礎(chǔ)；單樁-摩擦盤復(fù)合基礎(chǔ)；局部沖刷；組合荷載；承載力包絡(luò)線

中圖分類號(hào)：TU473""" 文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A""" 文章編號(hào)：10001565（2024）02011309

Local scour effects on bearing capacities of monopile-wheel composite foundations under combined V-H loads in sandy deposit

ZOU Xinjun1，2， TU Xinyao1， CHEN Shun1

（1. College of Civil Engineering， Hunan University， Changsha 410082， China; 2. Key Laboratory of Building Safety and Energy Efficiency， Hunan University， Ministry of Education， Changsha 410082， China）

Abstract： The foundations of offshore wind turbines （OWTs） are often subjected not only to complex combination loads， but also subjected to the local scouring. To investigate the effects of the local scouring on the bearing characteristics of the monopile-friction wheel composite foundations under combined V-H loads， a series of indoor model tests are carried out based on indoor water tank test devices. The load-displacement curves are obtained for the composite foundations with and without scouring. After dimensionless treatment and curve fitting process， the envelopes of the bearing capacities and the corresponding simplified formulas are also obtained. The results show that： the vertical and horizontal bearing capacity of the composite foundation can be reduced by about 12.1% and 26.9%， respectively. Further analysis shows that there exists an optimal pre-vertical load （V） which significantly enhances the ultimate lateral bearing capacity of the composite foundation. Additionally， the envelope shrinks inward under scouring conditions. The proposed empirical formulas can be used as a reference for engineering practice.

Key words： offshore wind turbines foundation; monopile-friction wheel composite foundation; local scouring; combined loads; bearing capacity envelope

收稿日期：20230912；修回日期：20231224

基金項(xiàng)目：

國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目（52178329）

第一作者：鄒新軍（1975—），男，湖南大學(xué)教授，博士生導(dǎo)師，博士，主要從事樁基礎(chǔ)設(shè)計(jì)計(jì)算理論與應(yīng)用研究.

E-mail： xjzouhd@hnu.edu.cn

隨著世界局勢(shì)的變化，能源緊缺以及碳排放等問題日益嚴(yán)重，傳統(tǒng)的化石能源已不能適應(yīng)全球經(jīng)濟(jì)的迅猛發(fā)展［1-2］.可再生能源的開發(fā)不僅減輕了二氧化碳排放造成的全球溫室效應(yīng)，也降低了對(duì)傳統(tǒng)化石能源的依賴.風(fēng)能因其穩(wěn)定性、技術(shù)相對(duì)成熟等優(yōu)點(diǎn)成為有前途的可持續(xù)、綠色清潔能源的選擇之一［3］.單樁-摩擦盤復(fù)合基礎(chǔ)這一新型基礎(chǔ)形式受到了國(guó)內(nèi)外關(guān)注，因其結(jié)合了單樁基礎(chǔ)抗傾覆與重力式基礎(chǔ)抗風(fēng)浪的優(yōu)點(diǎn)，還起到了防沖板的作用，在減緩基礎(chǔ)局部沖刷方面起到了顯著作用［4-5］.

針對(duì)單樁-摩擦盤復(fù)合基礎(chǔ)，國(guó)內(nèi)外已經(jīng)進(jìn)行了大量針對(duì)性研究.單樁-摩擦盤復(fù)合基礎(chǔ)的橫向承載特性已經(jīng)被許多學(xué)者通過室內(nèi)試驗(yàn)及數(shù)值模擬等手段進(jìn)行探索，鄒新軍等［4］、Wang等［6-7］和Zou等［8］從復(fù)合基礎(chǔ)的幾何尺寸、地層及不同荷載組合作用等因素進(jìn)行了深入探討，結(jié)果表明增大摩擦盤盤徑能夠顯著提高復(fù)合基礎(chǔ)的承載特性，尤其當(dāng)摩擦盤盤徑超過樁身入土深度1/2以上時(shí)，摩擦盤的作用更顯著.Zou等［9］通過PIV技術(shù)進(jìn)一步揭示了砂土地基中單樁-摩擦盤復(fù)合基礎(chǔ)在V-H-M聯(lián)合作用下的破壞機(jī)理和承載力表現(xiàn)，結(jié)果表明增加摩擦盤盤徑比增加樁基樁長(zhǎng)對(duì)復(fù)合基礎(chǔ)橫向抗力的貢獻(xiàn)更顯著.對(duì)于多層土而言，Wang等［3］、鄒新軍等［4］探討了上黏下砂地層中復(fù)合基礎(chǔ)的橫向承載性能，發(fā)現(xiàn)上部黏土厚度在0.1～0.7倍樁身入土深度時(shí)，黏土層厚度對(duì)復(fù)合基礎(chǔ)的承載特性有顯著影響，隨黏土層厚度增加，復(fù)合基礎(chǔ)橫向承載力下降.Wang等［7］、Zou等［8］通過室內(nèi)模型試驗(yàn)以及數(shù)值模擬等手段，進(jìn)一步探討了V-H（豎向-水平）荷載組合作用下復(fù)合基礎(chǔ)的承載響應(yīng)，結(jié)果表明，預(yù)加豎向荷載對(duì)復(fù)合基礎(chǔ)的橫向抗力先起到促進(jìn)作用，而當(dāng)預(yù)加豎向荷載超過一定值則起到削弱作用.

對(duì)于海上風(fēng)電基礎(chǔ)，復(fù)雜的波流作用對(duì)基礎(chǔ)沖刷的影響是不容忽視的，基礎(chǔ)周圍受到的地基土的侵蝕作用極大程度上影響了基礎(chǔ)的承載行為.基于此，眾多學(xué)者針對(duì)沖刷問題做了大量研究.沖刷作用及其所采用的沖刷防護(hù)形式影響著樁基的橫向承載性能，承載力的下降率同水流流向相關(guān)，但與偏心荷載無關(guān)［10］.Ghortis等［10］指出，樁基的承載行為受到海底可能出現(xiàn)的沖刷坑形態(tài)的影響十分顯著，建議修改p-y曲線來考慮該變化.Zhang等［11］進(jìn)行了室內(nèi)沖刷試驗(yàn)，考察了單樁基礎(chǔ)在護(hù)圈的保護(hù)下，其沖刷特性的變化特征，發(fā)現(xiàn)護(hù)圈對(duì)單樁基礎(chǔ)周圍的土體起到保護(hù)作用且相對(duì)沖刷深度顯著減小.Guo等［12］研究了沖刷作用下單樁基礎(chǔ)與筒型基礎(chǔ)破壞包絡(luò)線的差異，結(jié)果表明沖刷深度對(duì)包絡(luò)線的影響最大.然而，對(duì)于考慮局部沖刷影響下復(fù)合基礎(chǔ)V-H組合受荷的研究還十分有限.

基于此，本文設(shè)計(jì)完成了幾組室內(nèi)水槽模型試驗(yàn)，獲得了單向流作用下樁-盤復(fù)合基礎(chǔ)局部沖刷坑的形態(tài).此外，通過沖刷前后砂土地基中單樁-摩擦盤復(fù)合基礎(chǔ)V-H聯(lián)合加載室內(nèi)模型測(cè)試，據(jù)此探討了局部沖刷對(duì)復(fù)合基礎(chǔ)V-H聯(lián)合承載特性的影響，得到了相應(yīng)的承載力包絡(luò)線及其簡(jiǎn)化公式，以期為單樁-摩擦盤復(fù)合基礎(chǔ)的設(shè)計(jì)及工程應(yīng)用提供參考.

1" 模型試驗(yàn)

1.1" 試驗(yàn)及測(cè)量設(shè)備

本試驗(yàn)在課題組自行設(shè)計(jì)的鋼化玻璃試驗(yàn)水槽（5.8 m×0.48 m×0.5 m）中進(jìn)行，如圖1所示.該水槽系統(tǒng)主要包括3個(gè)部分：1）用來模擬海床的盛土槽，1.4 m×0.48 m×0.7 m，盛土槽頂部與水槽底部標(biāo)高保持一致；2）加載及變形監(jiān)測(cè)裝置；3）水流模擬裝置，試驗(yàn)所需水流通過水泵及循環(huán)管道在水槽內(nèi)產(chǎn)生穩(wěn)定的循環(huán)單向水流.為了減小湍流，在距離進(jìn)水口1 m處設(shè)置一個(gè)方形格柵導(dǎo)流槽，300 mm×480 mm×400 mm，以穩(wěn)定水流方向.試驗(yàn)過程中槽內(nèi)水深定為200 mm.

水平荷載及豎向荷載均通過氣缸施加在加載盤上（如圖1），氣缸分別固定在水平及豎向的反力架上，加載點(diǎn)位于泥面以上450 mm，加載盤上的固定球鉸用以保證加載過程中水平及豎向荷載始終保持水平及豎直.水平位移及豎向位移分別通過固定在獨(dú)立支架上的位移激光計(jì)測(cè)得.

模型試驗(yàn)的幾何尺寸參考某海上風(fēng)電基礎(chǔ)的實(shí)際尺寸［4］，以1∶100的幾何相似比縮小確定試驗(yàn)?zāi)Ｐ突A(chǔ)的幾何尺寸，樁徑Dp=30 mm，樁入土深度Lp=380 mm，樁壁厚Tp=2 mm，摩擦盤盤徑Dw=200 mm，摩擦盤盤厚tw=13 mm.摩擦盤與單樁的連接通過預(yù)先固定在摩擦盤上的盤領(lǐng)（外徑78 mm，內(nèi)徑35 mm，高50 mm）由螺栓固定.模型樁采用6061-T6鋁合金管樁.為避免水流進(jìn)入樁內(nèi)影響試驗(yàn)，在模型樁底部進(jìn)行封底處理，并涂抹環(huán)氧樹脂進(jìn)行防水處理.摩擦盤及盤領(lǐng)采用實(shí)心鋁制作，摩擦盤中心預(yù)留直徑略大于模型樁直徑的孔洞以便模型樁的安裝.

1.2" 土層填筑及基礎(chǔ)安裝

本試驗(yàn)所需砂床由硅砂制成，填筑前將所需干砂全部倒入蓄滿水的箱子中，砂土需始終保持被淹沒的狀態(tài)充分飽和備用.通過分層填筑法填筑砂土，每50 mm為一層.每填筑一層，需平整床面，隨后用邊長(zhǎng)20 cm、質(zhì)量4.5 kg的方板以落距5 cm擊實(shí)40次［13］.填筑完畢經(jīng)取樣測(cè)試，部分代表性土體參數(shù)見表1.

盛土槽中每一組試驗(yàn)埋設(shè)2個(gè)復(fù)合基礎(chǔ)模型，模型樁的安裝步驟如下：1）在泥面定位摩擦盤的位置并將其安放到位，通過水平尺調(diào)整摩擦盤的平整度且需控制與砂土的良好接觸；2）利用鐵錘將模型樁沿摩擦盤中心的預(yù)留孔洞緩慢貫入到指定埋深，貫入過程通過鉛錘線調(diào)整豎直度；3）使用螺栓將模型樁與摩擦盤固定，使其不能相互滑動(dòng)［23］.復(fù)合基礎(chǔ)安裝完畢后，在水槽中注水至規(guī)定的200 mm深，最后靜置48 h待試驗(yàn).復(fù)合基礎(chǔ)的邊界效應(yīng)設(shè)置［4，13］：摩擦盤邊緣與垂直水流方向的盛土槽壁的距離大于3 Dp，摩擦盤邊緣與水流流向的盛土槽壁的距離大于1.4 Dw，樁底與盛土槽底部的距離大于7 Dp，在這種設(shè)置下可認(rèn)為樁-土、樁-水流相互作用的邊界效應(yīng)基本可以忽略.

1.3" 加載方案

在進(jìn)行沖刷試驗(yàn)之前，對(duì)水槽內(nèi)的流速分布進(jìn)行了測(cè)定.水槽內(nèi)水流流速的測(cè)量由Ponolflow-VA型流速儀測(cè)量，測(cè)量位置位于復(fù)合基礎(chǔ)上游10 Dp處，圖2為水槽中實(shí)測(cè)的流速分布.共進(jìn)行了3組流速測(cè)定，得到了符合冪函數(shù)分布規(guī)律的流速分布趨勢(shì)，與Zhao等［14］所進(jìn)行室內(nèi)單向流沖刷所測(cè)得的流速分布的規(guī)律具有一致性.

通過式（1）和式（2）計(jì)算試驗(yàn)所用的砂土的臨界希爾茲數(shù)的起動(dòng)流速［5］.

θcr=0.301+1.2D*+0.055×［1-exp（-0.020D*）］，（1）

D*=［g（s-1）/ν2］1/3d50，（2）

式（1）～式（2）中，θcr為臨界希爾茲數(shù)；D*為無量綱直徑；g為重力加速度（9.8 m/s2）；s為泥沙比重，取2.645；ν為水的黏性系數(shù)，取10-6 m2/s；d50為平均粒徑，取0.35 mm.通過式（3）～（5）得到不同水深下泥沙的希爾茲數(shù)［5］.

θs=τsρg（s-1）d50=U2fsg（s-1）d50，（3）

τs=ρCDU2，（4）

CD={κ/［ln（z0s/h）+1］}2，（5）

式中，θs為摩擦引起的臨界希爾茲數(shù)；τs為剪應(yīng)力；Ufs為摩阻流速；CD為對(duì)數(shù)關(guān)系；U為垂直平均流速；κ為卡曼系數(shù)（0.4）；z0s為粗糙高度，取z0s=d50/12；h為水深.經(jīng)計(jì)算，本文室內(nèi)水槽試驗(yàn)的沖刷狀態(tài)為動(dòng)床沖刷.

室內(nèi)水槽試驗(yàn)分為2部分進(jìn)行，第1部分為水流沖刷試驗(yàn)，第2部分為考慮沖刷前后的荷載試驗(yàn).為探究預(yù)加豎向荷載對(duì)復(fù)合基礎(chǔ)橫向抗力的影響，加載方案共設(shè)置5組，如表2所示，每組試驗(yàn)均考慮靜水（無沖刷狀態(tài)）及沖刷穩(wěn)定后的狀態(tài).1～2組分別測(cè)試沖刷前后復(fù)合基礎(chǔ)水平極限承載力Hu和豎向極限承載力Vu；3～5組試驗(yàn)測(cè)試不同預(yù)加豎向荷載對(duì)橫向承載力的影響.Vu1和 Vu2分別表示無沖刷狀態(tài)及沖刷穩(wěn)定狀態(tài)后復(fù)合基礎(chǔ)的豎向極限承載力.

加載方法：試驗(yàn)加載過程采用慢速維持荷載法.加載過程中，荷載穩(wěn)定的依據(jù)以每5 min的加載變形量小于等于0.01 mm控制，樁-盤復(fù)合基礎(chǔ)的極限承載力取相應(yīng)的荷載-位移曲線發(fā)生明顯突變所對(duì)應(yīng)的荷載值.每一組試驗(yàn)的過程中，先對(duì)“1”號(hào)模型進(jìn)行加載（圖1）；加載完成后，移除該模型樁并將周圍的砂土平整；之后，對(duì)“2”號(hào)模型樁進(jìn)行沖刷，直至穩(wěn)定狀態(tài)，參考鄒新軍等［13］的研究過程，水流作用90 min后沖刷深度基本趨于穩(wěn)定，本文沖刷時(shí)間定為120 min；沖刷穩(wěn)定后停止水流循環(huán)系統(tǒng)對(duì)“2”號(hào)模型進(jìn)行加載.

圖3展示了單樁-摩擦盤復(fù)合基礎(chǔ)在單向流作用下，沖刷穩(wěn)定后相應(yīng)的沖刷坑形態(tài).可以看出，沖刷坑從摩擦盤下游兩側(cè)開始發(fā)展，兩個(gè)沖刷坑沿水流流向?qū)ΨQ分布，每個(gè)沖刷坑總體呈現(xiàn)出橄欖球的形態(tài)特征.沿水流流向，沖刷坑寬度從摩擦盤邊緣開始先拓寬，隨后寬度減小，相應(yīng)的最大沖刷深度對(duì)應(yīng)沖刷坑寬度最大位置處.此外，在2個(gè)沖刷坑的中間位置以及摩擦盤上游發(fā)現(xiàn)有泥沙沉積現(xiàn)象，下游2個(gè)沖刷坑間呈現(xiàn)出狹長(zhǎng)的堆積區(qū)間，而上游的堆積在摩擦盤邊緣位置.此外，下游沖刷坑靠近摩擦盤邊緣的區(qū)域，摩擦盤下側(cè)土體部分缺失.對(duì)比魏凱等［5］所進(jìn)行防沖板減緩沖刷的試驗(yàn)中防沖板位于泥面上的工況，與圖3中樁-盤復(fù)合基礎(chǔ)沖刷坑的形成位置及發(fā)展規(guī)律有著相同的特點(diǎn)，即沖刷坑在基礎(chǔ)下游邊緣開始發(fā)展，最終呈現(xiàn)橢球狀的形態(tài)特征.

2.2" 單一荷載作用下復(fù)合基礎(chǔ)承載力特性

為探究V-H組合加載對(duì)復(fù)合基礎(chǔ)承載力的響應(yīng)，先探究了單一荷載作用下復(fù)合基礎(chǔ)的極限承載力.圖4展示了豎向荷載及水平荷載作用下對(duì)應(yīng)的沉降及水平位移曲線.豎向極限荷載的判定依據(jù)海上樁基豎向極限荷載以0.05 Dp的控制標(biāo)準(zhǔn)［4］，水平極限承載力以水平荷載-位移曲線的拐點(diǎn)為依據(jù).從圖4a、b可以看出，豎向極限荷載在靜水狀態(tài)時(shí)為861.66 N，沖刷后為757.47 N，相應(yīng)的下降率達(dá)到約12.1%；而在橫向荷載作用下，水平極限承載力對(duì)應(yīng)靜水狀態(tài)及沖刷后分別為260 N及190 N，相較于靜水狀態(tài)，沖刷后的極限抗力下降了約26.9%.由此表明，沖刷作用對(duì)復(fù)合基礎(chǔ)豎向抗力的影響遠(yuǎn)小于橫向抗力，結(jié)合圖3中沖刷坑所發(fā)展的范圍，可以看出，摩擦盤周圍土體對(duì)復(fù)合基礎(chǔ)橫向抗力的作用是十分明顯的，由于沖刷作用導(dǎo)致摩擦盤周圍的表層土被剝蝕，摩擦盤部分“失效”，盤-土間的相互作用大大削弱，即盤-土間的接觸壓力迅速下降.此外，沖刷作用對(duì)豎向及橫向荷載的影響不同，而V-H組合荷載作用下，兩者之間的耦合關(guān)系也不清晰，因此考慮沖刷作用對(duì)兩者耦合的關(guān)系是十分必要的.

2.3" 預(yù)加豎向荷載對(duì)復(fù)合基礎(chǔ)橫向承載力的影響

圖5展示了不同預(yù)加豎向荷載下復(fù)合基礎(chǔ)的水平荷載-位移曲線，圖5a、b分別對(duì)應(yīng)靜水及沖刷后相應(yīng)的狀態(tài).可以看出，無論是否考慮沖刷狀態(tài)，隨預(yù)加豎向荷載的增加，復(fù)合基礎(chǔ)的橫向極限承載力先增長(zhǎng)后下降，即當(dāng)預(yù)加豎向荷載從0增加到0.6 Vu間，基礎(chǔ)橫向抗力相應(yīng)提高，說明豎向荷載對(duì)復(fù)合基礎(chǔ)的橫向承載力起到增強(qiáng)作用；而當(dāng)預(yù)加豎向荷載達(dá)到0.9 Vu時(shí)，相應(yīng)的橫向抗力反而削弱，甚至小于不施加豎向荷載的情況.例如，當(dāng)預(yù)加豎向荷載從0增加到0.9 Vu時(shí)，靜水狀態(tài)相應(yīng)的極限橫向抗力分別提高了38.46%，53.85%，-34.62%（下降），沖刷后相應(yīng)的極限橫向抗力分別提高了31.57%，42.11%，-42.11%（下降）.出現(xiàn)這種現(xiàn)象的原因在于，在預(yù)加豎向荷載增加的情況下，摩擦盤與地基土間的相互作用增強(qiáng)，在抵抗水平荷載時(shí)，摩擦盤盤底能提供更大的水平抗力與恢復(fù)力矩，從而提高了復(fù)合基礎(chǔ)的水平承載力；然而隨預(yù)加豎向荷載繼續(xù)增加，摩擦盤底部土體進(jìn)入彈塑性狀態(tài)，在橫向荷載作用下，摩擦盤下塑性區(qū)迅速發(fā)展，與此同時(shí)，P-Δ效應(yīng)也同時(shí)發(fā)揮，故復(fù)合基礎(chǔ)的橫向承載力被削弱.此外，相較于靜水狀態(tài)，沖刷坑存在時(shí)，復(fù)合基礎(chǔ)的橫向抗力下降明顯，圖5c展示了不同豎向荷載作用下，復(fù)合基礎(chǔ)的極限橫向抗力及相應(yīng)的增長(zhǎng)率.進(jìn)一步可以觀察到，預(yù)加豎向荷載在0～0.3 Vu對(duì)橫向抗力的提升作用最顯著，0.3～0.6 Vu次之.值得注意的是，靜水狀態(tài)相較于沖刷后，相應(yīng)的變化率更大.鄒新軍等［4］進(jìn)行的室內(nèi)模型試驗(yàn)也發(fā)現(xiàn)了相似的規(guī)律，存在一個(gè)最優(yōu)豎向荷載使得復(fù)合基礎(chǔ)的橫向抗力有最明顯的提高.

圖6是在極限橫向荷載作用下復(fù)合基礎(chǔ)周圍土體破壞的形態(tài)，圖6a、b分別對(duì)應(yīng)靜水及沖刷后的狀態(tài).可以觀察到，橫向荷載作用下，摩擦盤向荷載作用方向發(fā)生側(cè)移及旋轉(zhuǎn)，使得摩擦盤前側(cè)嵌入砂土中，進(jìn)而前側(cè)土體發(fā)生隆起；而加載方向后側(cè)摩擦盤與土體發(fā)生脫離，形成了明顯的脫開區(qū)域.值得注意的是，復(fù)合基礎(chǔ)受到?jīng)_刷作用后，由于沖刷坑的存在，加載方向前側(cè)的隆起區(qū)域明顯縮小，僅在2沖刷坑間有較明顯的隆起現(xiàn)象被觀察到，而后側(cè)脫空區(qū)增大.在這一情況下，摩擦盤前側(cè)土體部分“失效”，基礎(chǔ)的承載力隨之下降，與前文所述的承載力規(guī)律相互印證.

2.4" V-H組合承載力包絡(luò)線

由圖5a、b中的荷載-位移曲線，經(jīng)整理得到了靜水及沖刷后不同預(yù)加豎向荷載下復(fù)合基礎(chǔ)橫向極限承載力.經(jīng)無量綱化處理后，參考文獻(xiàn)［4，13］所考慮V-H組合荷載作用及考慮波流沖刷作用采用的擬合公式，通過曲線擬合得到了圖7所示的復(fù)合基礎(chǔ)V-H組合荷載作用承載力包絡(luò)線以及式（6）（7）對(duì)應(yīng)的復(fù)合基礎(chǔ)承載力包絡(luò)線擬合公式，其中式（6）（7）分別對(duì)應(yīng)無沖刷狀態(tài)及沖刷狀態(tài).

HHu-0.87×VVu0.88×1.54-2.68×VVu2.82=1，（6）

1.37×HHu-1.61×VVu1.015×0.87-2.31×VVu2.80=1.（7）

由圖7可見，沖刷坑存在的情況下，包絡(luò)線明顯向內(nèi)收縮，進(jìn)一步驗(yàn)證了沖刷作用削弱了復(fù)合基礎(chǔ)的承載力.進(jìn)一步研究發(fā)現(xiàn)，當(dāng)預(yù)加豎向荷載在0～0.6 Vu范圍內(nèi)（沖刷狀態(tài)時(shí)為0～0.55 Vu），復(fù)合基礎(chǔ)的橫向承載力上升明顯，隨預(yù)加豎向荷載繼續(xù)增加，承載力則迅速下降.實(shí)際應(yīng)用時(shí)，應(yīng)先確定復(fù)合基礎(chǔ)所處的沖刷狀態(tài)，先確定復(fù)合基礎(chǔ)在單一荷載作用（豎向荷載及水平荷載）所對(duì)應(yīng)的極限承載力，然后將實(shí)際作用的荷載（豎向荷載與水平荷載）代入式（6），若等式左邊小于1，則表明滿足設(shè)計(jì)要求，若大于1，需優(yōu)化設(shè)計(jì)直至滿足要求；滿足式（6）后，需進(jìn)行式（7）的驗(yàn)算，以驗(yàn)證是否滿足沖刷坑存在的情況.誠(chéng)然，式（6）（7）未考慮水流力與V-H組合加載共同作用的情況，此外，沖刷坑的存在范圍也僅僅是復(fù)合基礎(chǔ)的一側(cè).

3" 結(jié)論

通過對(duì)砂土地基中V-H聯(lián)合作用下新型單樁-摩擦盤復(fù)合基礎(chǔ)的室內(nèi)模型載荷系列試驗(yàn)，探討了局部沖刷對(duì)這種新型復(fù)合基礎(chǔ)承載特性的影響，得如下主要結(jié)論：

1）局部沖刷使砂土中樁-盤復(fù)合基礎(chǔ)摩擦盤周圍的土體被剝蝕，沖刷坑主要在摩擦盤下游沿水流流向發(fā)展，在下游2個(gè)沖刷坑中間的狹長(zhǎng)區(qū)域以及摩擦盤上游邊緣處有泥沙堆積現(xiàn)象出現(xiàn).

2）局部沖刷作用對(duì)樁-盤復(fù)合基礎(chǔ)豎向極限承載力的影響小于橫向極限承載力的影響.沖刷坑存在時(shí)，豎向極限承載力降幅約為12.1%，而橫向極限承載力的降幅約26.9%，這與摩擦盤-地基土的相互作用相關(guān).

3）不同預(yù)加豎向荷載對(duì)樁-盤復(fù)合基礎(chǔ)橫向抗力的影響非單一，當(dāng)預(yù)加豎向荷載從0增加到0.6 Vu時(shí)，預(yù)加豎向荷載對(duì)復(fù)合基礎(chǔ)的橫向抗力起到增強(qiáng)作用，而當(dāng)預(yù)加豎向荷載超過0.6 Vu后，這種增強(qiáng)作用迅速降低，超過0.8 Vu后甚至低于未施加豎向荷載時(shí)的工況，即存在1個(gè)最優(yōu)的預(yù)加豎向荷載值，該值對(duì)復(fù)合基礎(chǔ)橫向抗力的提升作用最顯著.

4）提出了考慮靜水及沖刷后2種狀態(tài)下V-H組合作用下樁-盤復(fù)合基礎(chǔ)的承載力包絡(luò)線，包絡(luò)線的形狀與沖刷狀態(tài)無關(guān)，而沖刷作用下包絡(luò)線明顯出現(xiàn)內(nèi)縮現(xiàn)象；此外，提出包絡(luò)線擬合公式可用于實(shí)際工程設(shè)計(jì)中考慮局部沖刷作用的復(fù)合基礎(chǔ)的承載力驗(yàn)算.

誠(chéng)然，受水槽系統(tǒng)的限制，僅考慮了單向流作用下的沖刷坑形態(tài)，多向流及多種荷載組合等其他更為復(fù)雜因素的影響有待進(jìn)一步的探討.

參" 考" 文" 獻(xiàn)：

［1］" 鄒新軍，周長(zhǎng)林.上砂下黏地基中豎向力-扭矩聯(lián)合受荷單樁承載特性［J］.湖南大學(xué)學(xué)報(bào)（自然科學(xué)版），2022，49（9）：126-135.DOI：10.16339/j.cnki.hdxbzkb.2022104.

［2］" 鄒新軍，徐洞斌，王亞雄.近海復(fù)雜環(huán)境下的H-M-T受荷樁內(nèi)力位移分析［J］.防災(zāi)減災(zāi)工程學(xué)，2014，34（6）：736-741. DOI： 10.13409/j.cnki.jdpme.2014.06.012.

［3］" WANG Y， ZOU X， ZHOU M， et al. Capacity and failure mechanism of monopile-wheel hybrid foundation in clay-overlaying-sand deposits under combined V-HM loadings［J］. Marine Structures， 2023， 90： 103443. Doi： 10.1016/j.marstruc.2023.103443

［4］" 鄒新軍，王奕康，周密.上硬下軟地層中樁盤復(fù)合基礎(chǔ)V-H承載特性［J］.哈爾濱工業(yè)大學(xué)學(xué)報(bào)，2022，54（2）：145-153. DOI：10.11918/202012048

［5］" 魏凱，王順意，裘放，等.海上風(fēng)電單樁基礎(chǔ)海流局部沖刷及防護(hù)試驗(yàn)研究［J］.太陽(yáng)能學(xué)報(bào)，2021，42（9）：338-343. DOI：10.19912/j.0254-0096.tynxb.2019-0959.

［6］" WANG Y， ZOU X， ZHOU M， et al. Failure mechanism and lateral bearing capacity of monopile-friction wheel hybrid foundations in soft-over-stiff soil deposit［J］. Marine Georesources amp; Geotechnology， 2022， 40（6）： 712-730. DOI： 10.1080/1064119X.2021.1934615

［7］" WANG Y， ZOU X， HU J. Bearing capacity of single pile-friction wheel composite foundation on sand-over-clay deposit under VHM combined loadings［J］. Applied Sciences， 2021， 11（20）： 9446. DOI： 10.3390/ app11209446

［8］" ZOU X， WANG Y， ZHOU M， et al. Simulation of monopile-wheel hybrid foundations under eccentric lateral load in sand-over-clay［J］. Geomechanics and Engineering， 2022， 28（6）： 585-598. DOI：10.12989/gae.2022.28.6.585

［9］" ZOU X， JIANG Y， WANG Y. Failure mechanism of single pile-friction footing hybrid foundation under combined V-H-M loadings by PIV experiments and FE method［J］. Ocean Engineering， 2023， 280： 114461. DOI： 10.1016/j.oceaneng.2023.114461

［10］" CHORTIS G， ASKARINEJAD A， PRENDERGAST L J， et al. Influence of scour depth and type on p-y curves for monopiles in sand under monotonic lateral loading in a geotechnical centrifuge［J］. Ocean Engineering， 2020， 197： 106838.

［11］" ZHANG Q， TANG G， LU L， et al. Scour protections of collar around a monopile foundation in steady current［J］. Applied Ocean Research， 2021， 112： 102718. DOI： 10.1016/j.apor.2021.102718

［12］" GUO X， LIU J， YI P， et al. Effects of local scour on failure envelopes of offshore monopiles and caissons［J］. Applied Ocean Research， 2022， 118： 103007. DOI： 10.1016/j.apor.2021.103007

［13］" 鄒新軍，曹雄，周長(zhǎng)林.砂土地基中受水流影響的豎向力-水平力聯(lián)合受荷樁承載特性模型試驗(yàn)研究［J］.巖土力學(xué)，2020，41（06）：1855-1864. DOI： 10.16285/j.rsm. 2019.1125

［14］" ZHAO M， CHENG L， ZANG Z. Experimental and numerical investigation of local scour around a submerged vertical circular cylinder in steady currents［J］. Coastal Engineering， 2010， 57（8）： 709-721. Doi：10.1016/j. coastaleng.2010.03.002

（責(zé)任編輯：王蘭英）