海床表層軟土對寬淺式筒型基礎(chǔ)承載特性影響研究

練繼建，翁珮瑤，郭耀華，王海軍1，，楊 旭

(1.天津大學(xué) 水利工程仿真與安全國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，天津 300072；2.天津大學(xué) 建筑工程學(xué)院，天津 300072；3.河北工程大學(xué) 水利水電學(xué)院，河北 邯鄲 056038)

2030年碳達(dá)峰、2060年碳中和的提出，為我國能源結(jié)構(gòu)轉(zhuǎn)型和發(fā)展指明了方向與目標(biāo)。風(fēng)力發(fā)電相比光伏、水電等其他清潔能源，全生命周期的平均度電碳排放更低[1]，分布廣泛且生態(tài)影響小，已成為構(gòu)建新型多元電力系統(tǒng)的重要支撐。截至2020年，我國風(fēng)電累計(jì)裝機(jī)容量288.3 GW，其中，陸上風(fēng)電約278.3 GW，海上風(fēng)電約10 GW。海上風(fēng)電裝機(jī)規(guī)模雖然落后于陸上風(fēng)電，但因海上風(fēng)速大、運(yùn)行效率高、占地面積小等優(yōu)勢，其累計(jì)裝機(jī)容量近年呈爆炸式增長。2020年全球海上風(fēng)電新增裝機(jī)容量6.068 GW，其中我國占比高達(dá)50.4%[2]。

為滿足日益增加的海上風(fēng)電裝機(jī)容量需求，海上風(fēng)電呈現(xiàn)“由小及大、由近及遠(yuǎn)、由淺入深”的發(fā)展趨勢[3]。為適應(yīng)大兆瓦風(fēng)機(jī)帶來的大彎矩、水平力以及復(fù)雜的海洋地質(zhì)條件，提高風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)承載力尤為關(guān)鍵[4]。為此，天津大學(xué)海上風(fēng)電課題組提出了寬淺式筒型基礎(chǔ)，如圖1所示。該基礎(chǔ)造價(jià)低，抗傾覆承載力強(qiáng)，且海上施工快捷，為海上風(fēng)電低成本、規(guī)?；透咝拾l(fā)展提供了一種新工藝[5-7]。寬淺式筒型基礎(chǔ)由于徑高比相對較大，以頂蓋承載為主的受力模式提高了筒型基礎(chǔ)的承載能力，拓寬了其適用范圍[8]。截止2020年底，江蘇響水和大豐海上風(fēng)電場已成功安裝11臺3 MW和2臺6.45 MW寬淺式筒型基礎(chǔ)海上風(fēng)機(jī)，并實(shí)現(xiàn)并網(wǎng)發(fā)電。

圖1 寬淺式筒型基礎(chǔ)Fig.1 Wide-shallow bucket foundation

目前針對寬淺式筒型基礎(chǔ)的承載特性已展開一系列研究。丁紅巖等[9]對砂土中寬淺式筒型基礎(chǔ)在復(fù)合荷載作用下的承載力進(jìn)行了數(shù)值模擬與模型試驗(yàn)研究。劉梅梅等[10]基于有限元模擬、試驗(yàn)結(jié)果研究了不同長徑比下寬淺式筒型基礎(chǔ)豎向承載特性和失效模式。劉潤等[11]提出了不排水飽和軟黏土中寬淺式筒型基礎(chǔ)復(fù)合加載模式下地基承載力包絡(luò)線計(jì)算方法。金書成等[12]通過有限元結(jié)果分析了均質(zhì)砂土條件下筒型基礎(chǔ)的水平極限承載力、地基破壞機(jī)理以及筒基土壓力分布。研究表明，與傳統(tǒng)的窄深式筒型基礎(chǔ)不同，寬淺式筒型基礎(chǔ)以筒頂承載為主[13]，因此海床表層土體的強(qiáng)度、厚度對基礎(chǔ)承載力有著重要影響。同時(shí)，我國海上風(fēng)電場未來主要集中在江蘇、廣東和福建等沿海地區(qū)，70%的風(fēng)電場區(qū)表層土以淤泥和軟黏土等軟弱覆蓋層為主，且表層軟土厚度可達(dá)8～10 m以上[14-15]，這勢必會對寬淺式筒型基礎(chǔ)的承載能力造成不利影響。

針對以上問題，為量化海床表層軟土對海上風(fēng)機(jī)寬淺式筒型基礎(chǔ)承載特性的影響，運(yùn)用ABAQUS軟件建立了寬淺式筒型基礎(chǔ)數(shù)值分析模型，探究單向荷載作用下海床軟土層厚度和土體強(qiáng)度對寬淺式筒型基礎(chǔ)極限承載力、地基破壞模式以及筒頂、筒側(cè)土壓力分布的影響，明晰其在不同地質(zhì)條件下的承載模式，為寬淺式筒型基礎(chǔ)的選址、地基處理、優(yōu)化設(shè)計(jì)和承載力計(jì)算提供支撐。

1 有限元模型

1.1 計(jì)算模型

采用大型有限元軟件ABAQUS建立寬淺式筒型基礎(chǔ)的數(shù)值模型，依據(jù)某實(shí)際工程5.5 MW海上風(fēng)機(jī)，取筒型基礎(chǔ)直徑D=36 m，筒高H=12 m，頂蓋厚t=15 mm，側(cè)壁厚δ=25 mm；筒內(nèi)分為7個(gè)艙室，呈蜂窩狀，中艙為正六邊形，對邊距離d=13.6 m?；A(chǔ)結(jié)構(gòu)采用線彈性本構(gòu)模型，鋼密度為7 850 kg/m3，彈性模量為210 GPa，泊松比為0.3，基礎(chǔ)有限元模型如圖2所示。土體采用Tresca屈服準(zhǔn)則的理想彈塑性模型，泊松比為0.49。研究表明[16]，地基土彈性模量的取值對極限承載力影響較小，為提高計(jì)算的收斂性，假定地基土彈性模量Es=500Su，其中Su為土體不排水抗剪強(qiáng)度。為降低模型邊界對數(shù)值計(jì)算精度的影響，土體徑向取d0=5D，深度取h0=4H[17]。土體底面采用全約束，側(cè)面采用水平約束。筒型基礎(chǔ)與土體模型均采用C3D8R單元，筒—土之間切向采用摩擦接觸，摩擦系數(shù)取0.3，法向采用硬接觸[18]。網(wǎng)格劃分在筒型基礎(chǔ)與周圍土體局部加密，遠(yuǎn)處土體網(wǎng)格疏松，整體模型網(wǎng)格數(shù)量約350 000個(gè)。為驗(yàn)證數(shù)值模型參數(shù)選擇的合理性，以文獻(xiàn)[19]中離心機(jī)模型試驗(yàn)為例建立有限元模型，有限元結(jié)果與文獻(xiàn)[19]試驗(yàn)值對比如圖3所示。由圖3可看出，兩種方法的荷載—位移曲線變化趨勢一致，吻合較好。

圖3 數(shù)值模擬與試驗(yàn)結(jié)果對比Fig.3 Comparison of numerical simulation

1.2 計(jì)算方案

為研究海床表層軟土對寬淺式筒型基礎(chǔ)極限承載力、失效模式以及土壓力分布的影響，參考廣東某海域風(fēng)電場地質(zhì)條件，同時(shí)考慮寬淺式筒型基礎(chǔ)筒端需插入持力層以滿足承載力校核，取Su0=80 kPa的硬黏土層為下臥持力層。為明確海床表層軟土不排水抗剪強(qiáng)度Su1與厚度h1對寬淺式筒型基礎(chǔ)承載力的影響，采用單因素控制法，軟土層厚度分別取2 m、4 m、6 m、8 m和10 m，表層土的不排水抗剪強(qiáng)度分別取5 kPa、10 kPa、20 kPa、30 kPa和40 kPa，研究不同地基條件下寬淺式筒型基礎(chǔ)承載特性，并與Su0=80 kPa的均質(zhì)地基對比分析。選擇寬淺式筒型基礎(chǔ)筒頂面幾何中心作為加載控制點(diǎn)，采用位移控制法[20]分別施加單調(diào)豎向位移、水平位移和轉(zhuǎn)角，由此得到地基的荷載—位移關(guān)系曲線。筒型基礎(chǔ)承載力基本不受加載方向的影響[21]，文中選取的加載方向如圖4所示。

圖4 表層軟土中寬淺式筒型基礎(chǔ)示意Fig.4 Schematic diagram of the wide-shallow bucket and experimental results of foundation in soft top soil

2 寬淺式筒型基礎(chǔ)豎向承載特性

2.1 豎向極限承載力

取豎向位移為0.05D時(shí)對應(yīng)的豎向荷載值作為寬淺式筒型基礎(chǔ)豎向極限承載力[22]，在上覆不同厚度、不同強(qiáng)度軟土層的地基中，表層軟土對寬淺式筒型基礎(chǔ)豎向極限承載力的影響如圖5所示。

圖5 表層軟土對豎向極限承載力影響Fig.5 Effect of soft top soil on vertical bearing capacity

由圖5可知，相比均質(zhì)地基，軟土覆蓋地基中基礎(chǔ)豎向承載能力均有所降低。當(dāng)表層軟土強(qiáng)度Su1=5 kPa，軟土層厚度h1=10 m時(shí)，表層軟土引起的豎向極限承載力降低幅度達(dá)10.94%。圖5中的虛線是基于軟土層厚度為2 m、4 m結(jié)果得到的極限承載能力降低幅度與軟土層厚度的線性擬合，可見，當(dāng)軟土層厚度小于H/2時(shí)，豎向極限承載力降低幅度隨表層軟土厚度增加呈線性增長；當(dāng)軟土層厚度大于H/2時(shí)，豎向極限承載力降低速率明顯增大，說明此時(shí)軟土層對豎向極限承載力影響更加顯著。

2.2 豎向極限荷載下承載模式

筒型基礎(chǔ)豎向位移為0.05D時(shí)，不同地基條件中筒型基礎(chǔ)各部分承載能力降低幅度及承載占比如圖6所示。由圖6可知，筒型基礎(chǔ)承載以筒頂為主，筒內(nèi)側(cè)摩阻力為輔，其中頂蓋承載占總荷載的50%以上，其次是筒內(nèi)側(cè)摩阻力，筒外側(cè)摩阻力占比很小。

軟土層厚度及土體強(qiáng)度對筒型基礎(chǔ)各部分承載力及占比的影響可分為兩個(gè)階段。第一階段，當(dāng)軟土覆蓋層較淺時(shí)，筒頂承載能力減小，筒頂承載占比也減小，但筒內(nèi)側(cè)摩阻力增大，即降低幅度為負(fù)值。此時(shí)軟土強(qiáng)度越小，筒頂承載降低幅度越大，筒內(nèi)側(cè)摩阻力增大幅度越大。此階段內(nèi)，筒頂承載力的減小導(dǎo)致整體豎向極限承載力降低，而筒內(nèi)側(cè)摩阻力的增加彌補(bǔ)了部分筒頂承載力損失，因此豎向極限承載力降低幅度、降低速率較小。第二階段，隨著軟土層厚度繼續(xù)增大，筒壁和分艙板提供的側(cè)摩阻力減小，即降低幅度為正值。雖然頂蓋承載占比增大，但總體來看除Su1=5 kPa，軟土層厚度h1=10 m工況外，筒頂承載水平相比均質(zhì)地基也是降低的。此時(shí)豎向極限承載力降低由筒頂承載力、筒內(nèi)側(cè)摩阻力共同減小所致，因此豎向極限承載力降低速率顯著增大。

2.3 豎向荷載作用下地基破壞模式

豎向荷載作用下基礎(chǔ)帶著筒內(nèi)土體下陷，與筒外土體分離，筒底端部刺入下部土體，并隨著荷載的增加向下擴(kuò)大形成V形塑性變形區(qū)，因此塑性區(qū)主要集中在筒端以及筒體下方V形貫通區(qū)。以表層軟土強(qiáng)度Su1為5 kPa、40 kPa，厚度h1為2 m、6 m、10 m為例，寬淺式筒型基礎(chǔ)在豎向極限狀態(tài)下地基等效塑性應(yīng)變?nèi)鐖D7所示。

圖7 豎向荷載下土體等效塑性應(yīng)變Fig.7 Equivalent plastic strain of soil under vertical load

由圖7可知，當(dāng)軟土層厚度小于H/2時(shí)，塑性破壞區(qū)范圍未有明顯改變；當(dāng)軟土層厚度大于H/2時(shí)，隨著軟土層厚度的增加，V形塑性變形區(qū)深度減小，筒壁外側(cè)的塑性破壞更加明顯，此時(shí)荷載傳遞深度和范圍減小，主要由軟土層承擔(dān)豎向荷載，持力層承載性能未能充分發(fā)揮。同一軟土強(qiáng)度下，隨著軟土層厚度增加，筒端塑性應(yīng)變數(shù)值先增大后減小，這是因?yàn)楫?dāng)軟土層覆蓋層較淺時(shí)，筒頂承載減小，豎向沖剪破壞特征更明顯；隨著軟土層厚度增大，筒內(nèi)側(cè)摩阻力顯著減小，筒頂承載占比增大，因此端部土體等效塑性應(yīng)變數(shù)值反而隨土層厚度的增大而減小。

3 寬淺式筒型基礎(chǔ)水平承載特性

3.1 水平極限承載力

采用水平位移為0.02(H+H1)時(shí)的水平荷載值作為水平極限承載力，其中H為筒壁高度，H1為荷載參考點(diǎn)距筒頂?shù)母叨?，即水平位移達(dá)到0.24 m所對應(yīng)的水平荷載[23]。

從圖8中可以看出，相比均質(zhì)地基，海床表層軟土導(dǎo)致水平承載能力顯著降低。當(dāng)表層軟土強(qiáng)度Su1=5 kPa，軟土層厚度h1=10 m時(shí)，表層軟土引起的水平極限承載力降低幅度可達(dá)42.68%。圖8中虛線是基于軟土層厚度2 m和4 m結(jié)果得到的極限承載能力降低幅度與軟土層厚度的線性擬合，可以看出，水平極限承載力降低幅度隨表層軟土厚度增加呈線性增長趨勢。當(dāng)軟土強(qiáng)度小于20 kPa，厚度大于H/2后，水平極限承載力降低速率增大，說明此時(shí)水平極限承載力對軟土覆蓋層敏感度提高。

圖8 表層軟土對水平極限承載力影響Fig.8 Effect of soft top soil on horizontal bearing capacity

3.2 水平極限荷載下筒基土壓力分布

水平極限荷載作用下，即水平位移達(dá)到0.24 m 時(shí)，沿埋深提取筒前、筒后內(nèi)外壁土壓力進(jìn)行研究。由圖9可知，筒型基礎(chǔ)筒前外壁和筒后內(nèi)壁的被動土壓力對抗彎承載具有重要作用，筒前內(nèi)壁和筒后外壁的主動區(qū)土壓力由于筒土分離逐漸趨近于0。均質(zhì)地基中，被動土壓力隨埋深的增加而增大，呈非線性分布，筒端部土壓力最大。在軟土覆蓋地基中，軟土層內(nèi)的筒前被動土壓力明顯減小，且軟土強(qiáng)度越小，減小幅度越大；在軟硬土層分界處，筒前被動土壓力突增，但仍低于均質(zhì)地基中的抗力水平。筒后被動土壓力變化主要體現(xiàn)在端部土壓力的下降，這是因?yàn)橥踩购头峙摪宓木o箍作用使得筒內(nèi)土受表層軟土影響不明顯。筒前內(nèi)壁和筒后外壁的主動區(qū)土壓力反而隨著軟土層厚度的增大而增大，隨軟土層土體強(qiáng)度的減小而增大。由上述分析可知，被動土壓力的降低是引起軟土覆蓋地基中筒型基礎(chǔ)水平承載力降低的主要影響因素。

圖9 水平荷載作用下埋深—筒側(cè)土壓力分布曲線Fig.9 Depth-soil pressure distribution curve under horizontal load

3.3 水平荷載作用下地基破壞模式

水平荷載作用下，筒型基礎(chǔ)平移運(yùn)動，筒前土體受擠壓，筒后土與筒壁分離，因此土體塑性破壞區(qū)主要分布在筒體前側(cè)和底部區(qū)域。筒體端部塑性破壞最大，基底形成連續(xù)的滑動面，滑動面由筒底向上，貫通至土體表面。筒內(nèi)土受緊箍作用與筒體形成整體，因此塑性變形沒有筒外被動區(qū)明顯。

以表層軟土強(qiáng)度Su1為5 kPa、40 kPa，厚度h1為2 m、6 m、10 m為例，寬淺式筒型基礎(chǔ)在水平極限狀態(tài)下地基等效塑性應(yīng)變?nèi)鐖D10所示。

圖10 水平荷載下土體等效塑性應(yīng)變Fig.10 Equivalent plastic strain of soil under horizontal load

由圖10可知，受軟土覆蓋層影響，筒體前側(cè)塑性區(qū)范圍縮小并集中于筒壁附近，而滑動面塑性應(yīng)變增大，說明水平荷載傳遞范圍縮小，側(cè)向土體提供抗力不足，基礎(chǔ)抗滑移約束減弱。隨著軟土層厚度的增大，筒后軟土層內(nèi)塑性區(qū)更加明顯，而筒端土體等效應(yīng)變數(shù)值減小，且軟土強(qiáng)度越小，端部等效應(yīng)變數(shù)值減小幅度越大，如圖10(b)、圖10(c)所示，說明此時(shí)軟土層在承擔(dān)水平荷載方面起重要作用，持力層承載特性未能充分發(fā)揮，導(dǎo)致水平承載力顯著下降。

4 寬淺式筒型基礎(chǔ)彎矩承載特性

4.1 彎矩極限承載力

取轉(zhuǎn)角為0.05 rad對應(yīng)的彎矩值作為筒型基礎(chǔ)的抗彎極限承載力[24]。在上覆不同厚度和強(qiáng)度軟土層的地基中，表層軟土對寬淺式筒型基礎(chǔ)抗彎極限承載力的影響如圖11所示。

圖11 表層軟土對抗彎極限承載力影響Fig.11 Effect of soft top soil on bending bearing capacity

從圖11可見，海床表層軟土導(dǎo)致基礎(chǔ)的彎矩承載能力顯著降低。當(dāng)表層軟土強(qiáng)度Su1=5 kPa，軟土層厚度h1=10 m時(shí)，表層軟土引起的抗彎極限承載力降低幅度可達(dá)49.41%?；? m和4 m結(jié)果得到的極限承載能力降低幅度與軟土層厚度的線性擬合如圖11中虛線所示，可以看出，抗彎極限承載力降低幅度隨表層軟土厚度增加近似線性增長，軟土層厚度大于H/2后，抗彎極限承載力降低速率增大，且土體強(qiáng)度越小，降低速率增大越明顯。

4.2 彎矩極限荷載下筒基土壓力分布

順時(shí)針彎矩作用下，沿埋深提取筒前(下壓側(cè))、筒后(上翹側(cè))內(nèi)外壁土壓力進(jìn)行研究，不同地基條件下筒側(cè)土壓力分布如圖12所示。由圖12可知，隨筒體轉(zhuǎn)動，筒前外壁和筒后兩側(cè)均存在明顯的主被動土壓力轉(zhuǎn)換點(diǎn)，主動區(qū)由于筒土分離，土壓力逐漸減小至0，而筒前內(nèi)壁受分艙板影響均處于被動區(qū)。筒型基礎(chǔ)的抗彎能力主要來自筒前內(nèi)壁和筒后外壁下部的被動土壓力。相比于均質(zhì)地基，隨著軟土層厚度的增大，筒前外壁和筒后內(nèi)壁主被動土壓力轉(zhuǎn)換點(diǎn)下移，筒前內(nèi)壁和筒后外壁下部的被動土壓力隨軟土層厚度的增加而降低，軟土強(qiáng)度越小，降低幅度越大。

圖12 彎矩荷載作用下埋深—筒側(cè)土壓力分布曲線Fig.12 Depth-soil pressure distribution curve under moment

4.3 彎矩荷載作用下地基破壞模式

順時(shí)針彎矩荷載作用下，基礎(chǔ)筒前向下運(yùn)動，筒后土體在筒壁上翹作用下向后上方運(yùn)動，塑性區(qū)從筒壁底部向筒后下方延伸，逐漸發(fā)展至筒后土體表面，形成貫通的弧形塑性破壞區(qū)，筒前端部土體塑性破壞最大。以表層軟土強(qiáng)度Su1為5 kPa、40 kPa，厚度h1為2 m、6 m、10 m為例，寬淺式筒型基礎(chǔ)在彎矩極限荷載作用下地基等效塑性應(yīng)變?nèi)鐖D13所示。

圖13 彎矩荷載下土體等效塑性應(yīng)變Fig.13 Equivalent plastic strain of soil under moment

由圖13(a)～13(c)可知，當(dāng)軟土層強(qiáng)度較小時(shí)，隨著軟土層厚度的增大，弧形塑性區(qū)從筒前底部逐漸向筒內(nèi)發(fā)展，軟土層塑性區(qū)隨軟土層厚度增加向下擴(kuò)展，如圖13(c)，當(dāng)表層軟土強(qiáng)度Su1=5 kPa，軟土層厚度h1=10 m時(shí)，此時(shí)筒基下方塑性區(qū)收縮至近筒后的分艙板，最大土體塑性破壞出現(xiàn)在筒內(nèi)分艙板附近。受上覆軟黏土影響，彎矩荷載傳遞深度與范圍減小，持力層抗彎承載能力未能充分發(fā)揮，整體抗彎承載能力降低。由圖13(d)～13(f)可知，當(dāng)軟土層土體強(qiáng)度相對較大時(shí)，軟土層對塑性區(qū)范圍沒有明顯的影響，但同樣，隨著軟土層厚度的增大，端部土體等效應(yīng)變數(shù)值減小，基礎(chǔ)下方弧形段塑性區(qū)范圍逐漸弱化。

5 結(jié) 語

建立寬淺式筒型基礎(chǔ)數(shù)值模型，探討了軟土層厚度和土體強(qiáng)度對寬淺式筒型基礎(chǔ)承載特性的影響，得到以下結(jié)論：

1) 寬淺式筒型基礎(chǔ)水平、豎向和彎矩極限承載力隨海床表層軟土強(qiáng)度的減小而減小，當(dāng)軟土層厚度小于H/2時(shí)，極限承載力隨軟土層厚度的增加近似線性降低；當(dāng)軟土層厚度大于H/2后，極限承載力降低速率增大。

2) 豎向極限荷載作用下，塑性破壞區(qū)主要分布在筒端以及下方V形貫通區(qū)，受表層軟土影響，V形塑性區(qū)范圍縮小，筒體外側(cè)土體塑性破壞明顯。當(dāng)軟土覆蓋層較淺時(shí)，筒頂承載能力減小，筒內(nèi)側(cè)摩阻力增大，整體豎向極限承載力降低由筒頂承載力的減小導(dǎo)致；隨著軟土層厚度繼續(xù)增大，筒壁和分艙板提供的側(cè)摩阻力減小，筒頂承載力、筒內(nèi)側(cè)摩阻力共同減小導(dǎo)致豎向極限承載力降低速率顯著增大。

3) 水平極限承載狀態(tài)下寬淺式筒型基礎(chǔ)土體塑性破壞區(qū)主要集中在筒體前側(cè)和筒基底部。受表層軟土影響，筒前塑性區(qū)域范圍減小，滑動面塑性應(yīng)變增大，說明水平荷載傳遞范圍減小，側(cè)向土體提供抗力不足，基礎(chǔ)抗滑移約束減弱。筒壁被動土壓力在基礎(chǔ)水平承載中起主要作用，但軟土覆蓋地基中筒前外壁被動土壓力減小，筒后端部土壓力減小。

4) 彎矩極限承載狀態(tài)下基礎(chǔ)周圍土體出現(xiàn)貫通的弧形破壞區(qū)。軟土覆蓋地基中弧形貫通區(qū)弱化并從筒前底部逐漸向筒內(nèi)發(fā)展，軟土層塑性區(qū)隨軟土層厚度增加向下擴(kuò)展。筒前外壁和筒后內(nèi)壁主被動土壓力轉(zhuǎn)換點(diǎn)下移，筒前內(nèi)壁和筒后外壁下部的被動土壓力隨軟土層厚度的增加而降低。