海上風機斜壁桶形基礎承載特性研究

劉金龍，陳陸望，汪東林，王吉利

(1. 合肥學院 建筑工程系, 安徽 合肥 230601; 2. 合肥工業(yè)大學 資源與環(huán)境工程學院, 安徽 合肥 230009; 3. 安徽建筑大學 土木工程學院, 安徽 合肥 230601; 4. 中國科學院 武漢巖土力學研究所, 湖北 武漢 430071)

海上風機斜壁桶形基礎承載特性研究

劉金龍1，陳陸望2，汪東林3，王吉利4

(1. 合肥學院 建筑工程系, 安徽 合肥 230601; 2. 合肥工業(yè)大學 資源與環(huán)境工程學院, 安徽 合肥 230009; 3. 安徽建筑大學 土木工程學院, 安徽 合肥 230601; 4. 中國科學院 武漢巖土力學研究所, 湖北 武漢 430071)

基于驗證的三維有限元方法，考察了斜壁桶形基礎的承載特性，得到了變形網(wǎng)格、位移增量分布、位移等值面分布等結果，探討了斜壁傾角與各極限承載力之間的定量關系。計算表明，桶形基礎發(fā)生豎向位移時，主要是桶體內(nèi)部和桶基正下方的土體發(fā)生沉降，而桶側的土體基本不發(fā)生沉降。桶形基礎受到水平荷載發(fā)生轉動時，轉動中心軸大致位于桶基底面內(nèi)，桶基水平承載力主要由桶內(nèi)土體和桶基外側中上部受壓側土體產(chǎn)生的抵抗反力構成。桶基因受到較大豎直向上荷載而失效時，桶內(nèi)土體和桶基外側靠近海床面附近土體產(chǎn)生了較大的向上位移。桶壁傾角β每增加1°，豎向抗壓極限承載力、豎向抗拔極限承載力、水平極限承載力分別提高12%、17.4%及3.8%。

斜壁桶形基礎; 三維有限元; 豎向抗壓極限承載力; 水平極限承載力; 豎向抗拔極限承載力

我國近海風能資源具有巨大的開發(fā)潛力，然而由于海洋環(huán)境較為惡劣、地質(zhì)條件異常復雜，導致海上風電工程建設的難度與投資風險大大增加。

目前海上風機基礎部分采用重力混凝土和鋼樁結構基礎[1- 3]。但在淺海區(qū)域，由于大型施工船舶無法進入，不具備打樁的施工環(huán)境，傳統(tǒng)的風電基礎形式不再適用，需發(fā)展一種更加高效與經(jīng)濟的新型基礎形式。

桶形基礎就是為適應海洋地質(zhì)條件而發(fā)展起來的一種基礎形式，其上部封閉、底部開口，因像倒扣在土中的圓桶而得名，可用于海上風電工程、淺海石油與天然氣資源開發(fā)、海上浮動式結構物的系泊工程等，被稱為“導管架基礎工程技術新時代的曙光”[4- 7]。已有多個海洋工程成功使用了直壁式桶形基礎[8- 12]。

事實上，為了把應力擴散到更大面積的桶底土層上，可以采用斜壁形式的桶形基礎。Zeinoddini M等[13]對斜壁桶形基礎的抗拉承載特性進行了研究，并分析了土體黏聚力、內(nèi)摩擦角、桶基直徑、桶壁斜率等對抗拉承載特性的影響。徐文強等[14- 15]對斜壁桶形基礎的承載力研究表明，隨著桶壁斜率的增加，豎向承載力增加幅度較大，而水平承載力增加幅度相對較小。桶壁傾斜增加了桶基貫入海床的施工難度，故這類基礎一般僅適用于土體強度較低、壓縮性較大的淤泥與淤泥質(zhì)土?？傮w上看，作為一種新型桶基基礎，目前對斜壁桶形基礎的研究較少，缺乏有效的試驗數(shù)據(jù)，特別是對其豎向抗壓、豎向抗拔、水平承載力的綜合研究較少。

為此，本文基于三維有限元分析方法，對斜壁桶形基礎的豎向抗壓承載力、豎向抗拔承載力、水平承載力進行了系統(tǒng)研究，考察了斜壁傾角對各承載力的影響，對比分析了斜壁與直壁桶形基礎的承載力差異，為桶形基礎的設計與應用提供參考。

1 三維有限元計算模型

1.1計算模型的建立

傳統(tǒng)的桶形基礎為直壁式，如圖1(a)所示。而斜壁式桶形基礎是指桶壁向外傾斜某一角度，如圖1(b)所示。現(xiàn)擬通過有限元對比計算，考察這兩種構型桶基的承載力特性。

基于大型有限元計算軟件Plaxis 3D建立斜壁桶形基礎的有限元分析模型，如圖2所示。為了減小邊界條件的影響，計算模型的長、寬、高均大于10倍的桶基高度H。模型采用10節(jié)點的三維四面體單元進行網(wǎng)格剖分。桶體一般為鋼結構制作可視為線彈性體，彈性模量取E=2.1×108kPa，泊松比取v=0.21。海床土采用莫爾-庫侖理想彈塑性模型。桶體與海床土體之間的摩擦通過設置接觸面單元來實現(xiàn)。接觸面單元采用參數(shù)Rinter來反映兩者相互作用的程度，Rinter=[0, 1.0]。Rinter的具體取值可通過與試驗數(shù)據(jù)的擬合試算確定。

本文計算中，假定桶基已被施工、安置于海床土體中，施工擾動對海床土體的影響已結束，海床土體已恢復其原始物理力學參數(shù)，即暫不考慮施工過程對桶基承載力特性的影響。

圖1 常見桶形基礎構型Fig. 1 Typical model of bucket foundation

圖2 斜壁桶形基礎三維有限元計算模型Fig. 2 3D FEM model of tapered bucket foundation

可采用位移控制法或荷載控制法進行加載。一般地，采用位移控制法能準確得到桶基的荷載- 位移曲線，當荷載- 位移曲線的斜率接近于零時，表明在荷載不變的情況下桶基位移持續(xù)增大，據(jù)此可認為此時的地基已達到極限狀態(tài)，與此對應的荷載就是海床地基的極限承載力[15]。當然，采用荷載控制法時，當不同桶基承受相同的荷載時，海床土體發(fā)生的位移越小表明該類型的桶基承載力越大。

1.2計算模型的驗證

張宏祥[16]對桶形基礎開展了大規(guī)模試驗，分析了桶形基礎內(nèi)外土壓力的變化情況以及水平荷載下桶基的變位規(guī)律，得到了桶基加載過程中的P-S曲線。試驗場地土的參數(shù)為[16]：黏聚力c=3 400 Pa，內(nèi)摩擦角φ=4°，彈性模量E=7.3×105Pa，泊松比v=0.4。模型試驗的直壁桶基直徑D=300 mm，桶高H=500 mm。

基于上述原理建立有限元計算模型，計算得到豎向抗壓結果與張宏祥的實測結果對比，見圖3。計算過程中對Rinter的取值進行了大量試算，圖3為Rinter=0.4的計算結果。

由圖3可見，計算得到的P-S曲線與試驗數(shù)據(jù)曲線較吻合。一般地，可將s=(0.03～0.06)D(D為桶基的直徑)對應的荷載值作為承載力特征值。鑒于海床土通常為松散的淤泥質(zhì)軟黏土，不妨按s=0.06D對應的荷載值作為桶基的豎向承載力特征值?；趯嶒灁?shù)據(jù)曲線得到的豎向承載力特征值為4.03 kPa，有限元計算得到的承載力特征值為4.30 kPa，兩者誤差為6.7%，其精度可以接受。

圖3 直壁桶基豎向承載力計算值與實測值的對比Fig. 3 Comparison between computed and measured data of vertical bearing capacity of vertical bucket foundation

圖4 桶形基礎豎向受壓變形示意Fig. 4 Deformation of bucket foundation by vertical compressive load

可見，本文建立的有限元計算模型是合理的。鑒于實驗數(shù)據(jù)的有限性，本文假定基于上述有限元模型進行抗拔、水平承載力計算也是可行、有效的?，F(xiàn)基于該計算模型開展斜壁桶形基礎豎向抗壓、豎向抗拔、水平承載力的對比計算。

2 豎向抗壓承載力分析

采用位移控制法來確定桶形基礎的豎向抗壓極限承載力，即在桶基頂部中心施加一個位移值s，通過有限元計算即可得到桶形基礎的P-S曲線。該位移值不能過小，通常應大于桶形基礎的高度值，本處計算取s=2H(當s值過大時，有限元計算在未達到s值時出現(xiàn)計算不收斂而中斷，但其對極限承載力的確定無影響)。

仍采用上述張宏祥模型試驗的桶基參數(shù)，通過取不同的β值來考察斜壁桶形基礎的承載特性。圖4給出了桶基受壓后的網(wǎng)格變形示意圖，圖5給出了桶基受壓后海床土體的位移增量分布情況。

綜合分析圖4與圖5可知，桶形基礎發(fā)生豎向位移時，主要是桶體內(nèi)部和桶基正下方的土體發(fā)生沉降，而桶側的土體基本不發(fā)生沉降。桶體內(nèi)部和桶基正下方的土體發(fā)生沉降，實際上是桶體內(nèi)部土體進一步被壓縮、擠密的過程。桶基沉降越大桶體內(nèi)部的土體被擠壓越密實，其產(chǎn)生的抵抗力也越大，這就是豎向承載力的形成過程。

圖5 桶基豎向受壓后土體位移增量分布 Fig. 5 Displacement increment of soil when vertical compressive load acts on bucket foundation

圖6 桶基受豎向抗壓荷載失效時土體位移為3 cm的等值面Fig. 6 Contour plane of 3 cm of soil displacement when vertical compressive load acts on bucket foundation

桶形基礎受到豎向抗壓荷載而達到極限狀態(tài)時，海床地基土體內(nèi)位移為3 cm的等值面分布如圖6所示?？梢?，桶壁傾斜時，其相同位移的等值面明顯比直壁桶形基礎的要大。即斜壁桶形基礎有更大、更多的土體來支撐、承擔上部桶體位移，故其承載力更大。

為了進一步說明圖6所反映的現(xiàn)象，不妨采用荷載控制法對桶基的位移進行考察。在桶基頂部中心施加豎向荷載4.0 kN，得到直壁與斜壁桶形基礎土體中位移為5 mm的等值線分布情況，見圖7。

由圖7可見，承受相同豎向荷載時，斜壁桶形基礎內(nèi)相同位移的土體體積明顯比直壁桶形基礎小得多。即對于斜壁桶形基礎，只需依靠體積較少的海床土體就能承受豎向荷載4.0 kN，而直壁桶形基礎需要較大、較多的海床土體共同發(fā)揮作用才能承擔該豎向荷載。

圖7 豎向荷載為4.0 kN時土體位移為5 mm的等值線Fig. 7 Contour of 5 mm of soil displacement when vertical compressive load 4.0 kN act on bucket foundation

圖8 桶壁傾角對豎向抗壓極限承載力的影響Fig. 8 Influence of slope angle of bucket wall on ultimate vertical compressive load of bucket foundation

土體發(fā)生位移是土體受到附加應力后的宏觀表現(xiàn)，土體位移越小表明該處的附加應力越小。從圖7可以發(fā)現(xiàn)，對于相同的豎向荷載，斜壁桶形基礎下方某點(任意點)處的土體位移比直壁桶形基礎情況下的土體位移要小，即相同位置處斜壁桶形基礎產(chǎn)生的附加應力更小。若以相同位移(如s=0.06D)對應的荷載值作為桶基的承載力特征值，顯然斜壁桶形基礎的承載力特征值更大。

基于位移控制法，計算得到了不同桶壁傾角β值對應的豎向抗壓極限承載力Fvc(Vertical Compress)，如圖8所示。可見，豎向抗壓極限承載力隨著桶壁傾角的增大而近似線性增大。

直壁桶形基礎(β=0°)的豎向抗壓極限承載力為4.89 kN，而β=8°時的豎向抗壓極限承載力為9.44 kN，約為直壁桶形基礎的2倍。桶壁傾角β每增加1°，桶基豎向抗壓極限承載力約提高12%?？梢?，桶壁的傾斜對提高豎向抗壓承載力有明顯的效果。認識到這一點，對桶形基礎的優(yōu)化設計有重要的促進作用。

3 水平承載力分析

一般地，海上風機承受較大的水平風力荷載，其迫使風機葉輪轉動而產(chǎn)生電能。特別是遇到罕見臺風時，桶基有可能因受到較大的水平荷載而發(fā)生傾覆破壞。

圖9給出了桶基受到水平荷載后的網(wǎng)格變形情況，圖10給出了桶基受水平荷載后海床土體的位移增量分布情況。

圖9 桶形基礎受水平荷載變形示意Fig. 9 Deformation of bucket foundation by horizontal load

圖10 桶基受水平荷載后土體位移增量分布Fig. 10 Displacement increment of soil when horizontal load acts on bucket foundation

綜合分析圖9與圖10可知，桶形基礎受到水平荷載時發(fā)生轉動，轉動中心軸大致位于桶基底面內(nèi)。桶基因受到較大水平荷載發(fā)生轉動、失效時，桶內(nèi)土體和桶基外側中上部受壓側土體產(chǎn)生了較大的位移，而其它部位(如桶基底部、桶基外側受拉側)的土體產(chǎn)生的位移較小。可見，桶基水平承載力主要由桶內(nèi)土體和桶基外側中上部受壓側土體產(chǎn)生的抵抗反力構成。

桶形基礎受到水平荷載而達到極限狀態(tài)時，海床地基土體內(nèi)位移為2 cm的等值面分布如圖11所示?？梢姡氨趦A斜時，其相同位移的等值面比直壁桶形基礎的要大。即斜壁桶形基礎有更大更多的土體來支撐、承擔桶體的水平位移，故其水平承載力更大。

為了進一步說明圖11所反映的現(xiàn)象，采用荷載控制法對桶基的位移進行考察。在桶基頂部中心施加水平荷載1.0 kN，得到直壁與斜壁桶形基礎地基土體中位移為2 mm的等值線分布情況，見圖12。

圖11 桶基受水平荷載失效時土體位移為2 cm的等值面Fig. 11 Contour plane of 2 cm of soil displacement when horizontal load acts on bucket foundation

圖12 水平荷載為1.0 kN時土體位移為2 mm的等值面對比Fig. 12 Contour of 2 mm of soil displacement when horizontal load 1.0 kN acts on bucket foundation

圖13 桶壁傾角對水平極限承載力的影響Fig. 13 Influence of slope angle of bucket wall on ultimate horizontal load of bucket foundation

由圖12可見，承受相同的水平荷載時，斜壁桶形基礎內(nèi)相同位移的土體體積比直壁桶形基礎的要小。即對于斜壁桶形基礎，只需依靠體積較少的海床土體就能承受水平荷載1.0 kN，而直壁桶形基礎需要較大、較多的海床土體共同發(fā)揮作用才能承受該水平荷載。因此斜壁桶形基礎的水平承載力更高。

基于位移控制法，計算得到了不同桶壁傾角β值對應的水平極限承載力FH(Horizontal)，如圖13所示?？梢姡綐O限承載力隨著桶壁傾角的增大而近似線性增大。

直壁桶形基礎(β=0°)的水平極限承載力為1.46 kN，β=6°時的水平極限承載力為1.79 kN。桶壁傾角β每增加1°，桶基水平極限承載力約提高3.8%?？梢?，桶壁的傾斜對提高水平承載力有一定的作用，但小于提高豎向抗壓承載力的效果。

4 豎向抗拔承載力分析

圖14 桶形基礎受豎直向上荷載后變形示意Fig. 14 Deformation of bucket foundation by vertical uplift load

單桶基礎受到較大的水平荷載時，一般表現(xiàn)為一側受拉而另一側受壓。當多桶基礎組成的海洋平臺受到較大水平荷載時，可能表現(xiàn)出某個或某些桶基受到豎直向上的拉力，而其它桶基受到豎直向下的壓力?？梢?，桶形基礎經(jīng)常受到較大的豎直向上拉力(即上拔力)，因此有必要探討桶形基礎的豎向抗拔承載力。

圖14給出了桶基受到豎直向上荷載后的變形示意，圖15給出了β=6°時的桶基受豎直向上荷載后海床土體與桶基之間的網(wǎng)格變形情況?？梢姡盎艿降呢Q向拔力超過桶側與土體摩擦力和桶內(nèi)土體抗力之和時，桶基發(fā)生過大向上位移而導致失效。

圖16給出了桶基受豎直向上荷載后海床土體的位移增量分布情況?？梢?，桶基因受到較大豎直向上荷載而發(fā)生失效時，桶內(nèi)土體和桶基外側靠近海床面附近土體產(chǎn)生了較大的向上位移，而其它部位(如桶基底部、遠離桶基外側部位)的土體產(chǎn)生的位移較小。因此，桶基豎向抗拔承載力主要由桶基外側與土體的摩擦力和桶內(nèi)土體抗力構成。

圖15 β=6°時桶基受豎直向上荷載后網(wǎng)格變形情況(放大5倍)Fig.15 Mesh deformation of bucket foundation by vertical uplift load when β=6°(5 times magnified)

圖16 桶基受豎直向上荷載后土體位移增量分布Fig. 16 Displacement increment of soil when vertical uplift load act on bucket foundation

一般桶基施工就位后，要求桶內(nèi)土體與桶內(nèi)壁完全接觸、無空隙，且負壓沉貫要求桶體處于密封狀態(tài)。因此，當桶基受到較大上拔力而與桶內(nèi)土體發(fā)生分離趨勢時，桶內(nèi)土體與桶基內(nèi)腔之間不太可能形成真空，也不太可能形成空腔由空氣來填充(海面以下的海床土體中的空氣體積非常有限，可以忽略不計)。桶基與桶內(nèi)土體發(fā)生分離趨勢時，可能存在的是：① 桶內(nèi)土體與桶基內(nèi)腔之間產(chǎn)生的空腔由水填充，② 桶內(nèi)土體與桶基內(nèi)腔之間不發(fā)生相對位移而不形成空腔，即桶內(nèi)土體與桶基一起同步產(chǎn)生向上位移。

而水能否由滲透作用進入桶內(nèi)土體與桶基內(nèi)腔之間的空腔，取決于海床土體的滲透性與抗拔作用時間。當海床土體滲透系數(shù)較小且桶基高度較大嵌入海床土體較深時，水也難以進入桶基內(nèi)腔，此時桶內(nèi)土體只能與桶基同步產(chǎn)生向上位移。由于本文計算不考慮滲流的作用與影響，故圖16反映的是桶內(nèi)土體與桶基同步產(chǎn)生向上位移的情況。

因受到上拔力而導致桶內(nèi)土體與桶基同步產(chǎn)生向上位移時，土體的抗力一部分由其重力組成，另一部分來自土體的抗拔承載力。另外，桶基外側與海床土體之間的摩擦力也會阻止桶基的向上移動。特別地，當桶壁傾斜時，桶壁與土體之間的接觸力更大，從而使桶基外側與海床土體之間的摩擦力也更大。

圖17 桶壁傾角對豎向抗拔極限承載力的影響Fig. 17 Influence of slope angle of bucket wall on limited vertical uplift load of bucket foundation

基于位移控制法，計算得到了不同桶壁傾角β值對應的豎向抗拔極限承載力Fvu(Vertical Uplift)，如圖17所示?？梢?，豎向抗拔極限承載力隨著桶壁傾角的增大而近似線性增大。

直壁桶形基礎(β=0°)的豎向抗拔極限承載力為1.17 kN，β=4°時的豎向抗拔極限承載力為2.03 kN。桶壁傾角β每增加1°，桶基豎向抗拔極限承載力約提高17.4%?？梢?，桶壁的傾斜對提高豎向抗拔承載力有較大的作用，大于提高豎向抗壓承載力與水平承載力的效果。

鑒于問題的復雜性以及桶形基礎的特殊性，本文上述研究成果還有待結合模型試驗進行深入驗證?；蛘哒f，模型試驗可以在本文數(shù)值研究成果的基礎上更好地設計與開展。

5 結 語

1) 桶形基礎發(fā)生豎向位移時，主要是桶體內(nèi)部和桶基正下方的土體發(fā)生沉降，而桶側的土體基本不發(fā)生沉降。豎向抗壓極限承載力隨著桶壁傾角的增大而近似線性增大，桶壁傾角β每增加1°，桶基豎向抗壓極限承載力約提高12%。

2) 桶形基礎受到水平荷載時發(fā)生轉動，轉動中心軸大致位于桶基底面內(nèi)。桶基水平承載力主要由桶內(nèi)土體和桶基外側中上部受壓側土體產(chǎn)生的抵抗反力構成。水平極限承載力隨著桶壁傾角的增大而近似線性增大，桶壁傾角β每增加1°，桶基水平極限承載力約提高3.8%。

3) 桶基因受到較大豎直向上荷載而發(fā)生失效時，桶內(nèi)土體和桶基外側靠近海床面附近土體產(chǎn)生了較大的向上位移，而其它部位土體產(chǎn)生的位移較小。豎向抗拔極限承載力隨著桶壁傾角的增大而近似線性增大，桶壁傾角β每增加1°，桶基豎向抗拔極限承載力約提高17.4%。

[1] 劉悅, 時志剛, 胡穎, 等. 海上風電技術特性對比分析[J]. 船舶工程, 2012, 34(1): 95- 99. (LIU Yue, SHI Zhigang, HU Ying, et al. Analysis on characteristic of offshore wind technology[J]. Ship Engineering, 2012, 34(1): 95- 99. (in Chinese))

[2] 黃維平, 李兵兵. 海上風電場基礎結構設計綜述[J]. 海洋工程, 2012, 30(2): 150- 156. (HUANG Weiping, LI Bingbing. Reviews and comments on the design for offshore wind structures[J]. The Ocean Engineering, 2012, 30(2): 150- 156. (in Chinese))

[3] 孫文, 劉超, 張平, 等. 國內(nèi)外海上風電機組基礎結構設計標準淺析[J]. 海洋工程, 2014, 32(6): 128- 136. (SUN Wen, LIU Chao, ZHANG Ping, et al. Reviews and comments on the design standards for offshore wind structures[J]. The Ocean Engineering, 2014, 32(6): 128- 136. (in Chinese))

[4] ISKANDER M, EI- GHARBAWY S. Performance of suction caissons in sand and clay[J]. Can Geotech, 2002, 39: 576- 584.

[5] LUKE A M, RAUCH R F, OLSON R E, et al. Components of suction caisson capacity measured in axial pullout tests[J]. Ocean Eng., 2005, 32(7): 878- 891.

[6] SAK M, HESHAM El- Naggar M. Centrifuge modeling of tapered piles in sand[J]. Geotechnical Testing Journal, 2003, 26(1):22- 35.

[7] ZIL'BERBERG S D, SHERSTNEV A D. Construction of compaction tapered pile foundations (from the experience of the Valdespetsstroi Trust)[J]. Soil Mechanics and Foundation Engineering, 1990, 27(3): 96- 101.

[8] ZDRAVKOVIC L, POTTS D M, JARDINE R J. A parametric study of the pull- out capacity of bucket foundations in soft clay[J]. Geotechnique, 2001, 51(1): 55- 67.

[9] AUBENY C P, HAN S W, MURFF J D. Inclined load capacity of suction caissons[J]. International Journal for Numerical and Analytical Methods in Geomechanics, 2003, 27(14): 1235- 1254.

[10] HOULSBY G T, BYRNE B W. Design procedures for installation of suction caissons in sand[J]. Geotechnical Engineering, 2005, 158(GE3): 135- 144.

[11] 王庚蓀, 孔令偉, 楊家?guī)X, 等. 水平載荷作用下土體與桶形基礎的相互作用[J]. 工程力學, 2004, 21(2): 107- 113. (WANG Gengsun, KONG Lingwei, YANG Jialing, et al. Interaction of soil mass and bucket foundation under horizontal loads[J]. Engineering Mechanics, 2004, 21(2): 107- 113. (in Chinese))

[12] 武科, 欒茂田, 范慶來, 等. 復合加載模式下桶形基礎破壞包絡面彈塑性有限元數(shù)值分析[J]. 工程力學, 2008, 25(11): 156- 161. (WU Ke, LUAN Maotian, FAN Qinglai, et al. Numerical analysis of failure envelopes of bucket foundation subjected to combined loads beased on elasto- plastic FEM[J]. Engineering Mechanics, 2008, 25(11): 156- 161. (in Chinese))

[13] ZEINODDINI M, KEYVANI J, NABIPOUR M. Tapered suction caissons: A numerical investigation into their pull- out performance[J]. China Ocean Engineering, 2009, 23(4): 695- 707.

[14] 徐文強, 袁凡凡, 李火兵, 等. 斜壁桶形基礎水平承載力的三維有限元分析[J]. 中國科學院研究生院學報, 2012, 29(2): 200- 205. (XU Wenqiang, YUAN Fanfan, LI Huobing, et al. Horizontal bearing capacity of tapered bucked foundations based on three- dimensional finite element numerical analysis[J]. Journal of Graduate University of Chinese Academy of Sciences, 2012, 29(2): 200- 205. (in Chinese))

[15] 徐文強, 袁凡凡, 韋昌富, 等. 斜壁桶形基礎承載特性的三維有限元分析[J]. 巖土工程學報, 2011, 33(增刊1): 485- 490. (XU Wenqiang, YUAN Fanfan, WEI Changfu, et al. Bearing capacity of suction tapered bucked foundations based on three- dimensional finite element numerical analysis[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2011, 33(S1): 485- 490. (in Chinese))

[16] 張宏祥. 軟土地基中桶形基礎的承載力研究與優(yōu)化設計[D].吉林大學, 2007. (ZHANG Hongxiang. Study on bearing mechanism and optimization design of bucket foundation soft clay[D]. Jilin University, 2007. (in Chinese))

Bearing capacity of tapered bucket foundation for offshore wind turbine

LIU Jinlong1, CHEN Luwang2, WANG Donglin3, WANG Jili4

(1. Department of Civil Engineering, Hefei University, Hefei 230601, China; 2. School of Resource and Environmental Engineering, Hefei University of Technology, Hefei 230009, China; 3. School of Civil Engineering, Anhui Jianzhu University, Hefei 230601, China; 4. Institute of Rock and Soil Mechanics, Chinese Academy of Sciences, Wuhan 430071, China)

Based on verified three- dimensional FEM, the bearing capacity of tapered bucket foundation for offshore wind turbines has been studied, the deformed mesh, incremental displacement, contour plane of displacement got, and the relationship between slope angle of bucket wall and bearing capacity of tapered bucket foundation revealed. It is found that only soil inside and under bucket foundation would be settled when vertical compressive load acts on bucket foundation, while soil around bucket foundation would not be deformed obviously. Bucket foundation would be rotated with horizontal load, and the rotation center axis is approximately located in the basal plane of bucket foundation. The horizontal bearing capacity of bucket foundation essentially is the resistance of the soil inside and outside compressive upper side around bucket foundation. The soil inside and outside upper side around bucket foundation would get big upward displacement when vertical uplift load acts on bucket foundation. When the slope angle of bucked wallβincreases by 1°, the vertical compressive ultimate bearing capacity, vertical uplift ultimate bearing capacity and horizontal ultimate bearing capacity would be enhanced by 12%, 17.4%, 3.8% respectively.

tapered bucket foundation; three- dimensional FEM; vertical compressive ultimate bearing capacity; horizontal ultimate bearing capacity; vertical uplift ultimate bearing capacity

P754

A

10.16483/j.issn.1005- 9865.2015.05.009

1005- 9865(2015)05- 066- 07

2014- 12- 11

國家自然科學基金資助項目(41306088)；合肥學院土木工程重點建設學科資助項目(2014xk04)；合肥學院學科帶頭人培養(yǎng)對象資助項目(2014dtr01)

劉金龍(1979- ), 男, 江西宜豐人, 博士, 教授, 主要從事巖土工程教學與研究。 E- mail: alnile@163.com