李大勇，吳宇旗，張雨坤

(1.山東科技大學(xué) 山東省土木工程防災(zāi)減災(zāi)重點(diǎn)試驗(yàn)室，山東 青島 266590；2.山東科技大學(xué) 土木工程與建筑學(xué)院，山東 青島 266590；3.河海大學(xué) 土木與交通學(xué)院，江蘇 南京 210098)

砂土中吸力式桶形基礎(chǔ)豎向承載性狀研究

李大勇1，吳宇旗2，張雨坤3

(1.山東科技大學(xué) 山東省土木工程防災(zāi)減災(zāi)重點(diǎn)試驗(yàn)室，山東 青島 266590；2.山東科技大學(xué) 土木工程與建筑學(xué)院，山東 青島 266590；3.河海大學(xué) 土木與交通學(xué)院，江蘇 南京 210098)

摘要：吸力式桶形基礎(chǔ)的豎向承載力是工程設(shè)計(jì)中的重要問(wèn)題，其承載力主要由桶壁摩阻力、桶尖端承載力及桶內(nèi)部土體的支撐力三部分組成。在同種砂土地基中桶基礎(chǔ)的直徑、桶高以及在地基中的埋深直接影響著上述三部分力的大小。分析了桶壁摩阻力和桶尖端承載力隨埋深的變化關(guān)系式，提出了計(jì)算地基承載力的解析表達(dá)式。并通過(guò)試驗(yàn)數(shù)據(jù)驗(yàn)證解析式的準(zhǔn)確度，結(jié)果兩者誤差均在15%以內(nèi),所提出的解析表達(dá)式適用于地基承載力的計(jì)算。

關(guān)鍵詞：砂土地基；吸力桶基礎(chǔ)；豎向承載力；滑移線理論

吸力式桶形基礎(chǔ)是一種上端封閉，底端開口的鋼制海洋工程基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)，因其施工簡(jiǎn)單、施工速度快、造價(jià)低及可回收利用等優(yōu)點(diǎn)而被用于系泊海洋浮動(dòng)式結(jié)構(gòu)及海洋平臺(tái)基礎(chǔ)[1-2]，近年來(lái)也逐漸被應(yīng)用于海上風(fēng)電塔架的基礎(chǔ)[3]。國(guó)內(nèi)風(fēng)力發(fā)電平臺(tái)快速增長(zhǎng)[4]，對(duì)桶基礎(chǔ)極限承載力的研究越加迫切，桶形基礎(chǔ)往往承受著來(lái)至上部風(fēng)力發(fā)電機(jī)及塔架的巨大載荷，承載能力與其直徑、高度密切相關(guān)。國(guó)內(nèi)外許多學(xué)者通過(guò)模型試驗(yàn)、離心機(jī)試驗(yàn)、數(shù)值軟件分析及理論推導(dǎo)等方法對(duì)豎向承載力做了大量研究。Bransby[5]、Sharma[6]和Gourvenec等[7]通過(guò)有限元方法研究了吸力基礎(chǔ)在水平和豎向荷載以及彎矩復(fù)合荷載作用下的承載力，得出吸力基礎(chǔ)的承載力極限包絡(luò)圖以及吸力基礎(chǔ)桶裙長(zhǎng)度對(duì)包絡(luò)圖的影響。Hung等[8]借助有限元法討論了不同的不排水抗剪強(qiáng)度下吸力基礎(chǔ)的承載力隨長(zhǎng)徑比的變化，并分析了桶基礎(chǔ)在豎直和水平荷載作用下運(yùn)動(dòng)形式和基礎(chǔ)周圍土體的破壞機(jī)理。武科等[9]在飽和軟粘土中對(duì)桶基礎(chǔ)的分析，得到豎向荷載作用下的極限承載力，提出軟粘土的不排水抗剪強(qiáng)度、土體各向異性以及吸力基礎(chǔ)的長(zhǎng)徑比都是影響吸力基礎(chǔ)豎向承載力的主要因素。劉振文等[10]通過(guò)有限元計(jì)算,研究了單桶基礎(chǔ)的豎向破壞模式,基礎(chǔ)埋深范圍內(nèi)土體強(qiáng)度以及基礎(chǔ)形狀對(duì)地基豎向承載力的影響。劉梅梅等[11]通過(guò)有限元計(jì)算，得到豎向加載作用下不同長(zhǎng)徑比的桶型基礎(chǔ)承載特性及桶型基礎(chǔ)的失效形式，提出計(jì)算極限承載力時(shí)可將桶內(nèi)土與桶作為一個(gè)整體簡(jiǎn)化分析。張宇等[12]對(duì)桶形基礎(chǔ)的不同部位在承擔(dān)豎向荷載中的比例變化進(jìn)行分析，得到桶頂板土反力、側(cè)壁摩阻的分布形式和桶尖端部阻力的特點(diǎn)。同時(shí)，進(jìn)行了豎向下壓載荷作用下桶形基礎(chǔ)的模型試驗(yàn)及非線性數(shù)值分析，計(jì)算結(jié)果與模型試驗(yàn)結(jié)果吻合比較好。張金來(lái)等[13]研究不同高徑比的情況下，桶基礎(chǔ)的豎向承載力和豎向位移的關(guān)系曲線，得出模擬計(jì)算結(jié)果和試驗(yàn)結(jié)果相近。武科等[14]基于上限法理論建立了一種豎向荷載作用下極限分析模型，利用有限元計(jì)算驗(yàn)證了建立的極限分析模型的可靠性，得出土體各向異性、桶基礎(chǔ)的長(zhǎng)徑比及軟粘土的不排水抗剪強(qiáng)度是影響吸力基礎(chǔ)豎向承載力的主要因素。矯濱田等[15]對(duì)吸力式桶形基礎(chǔ)在豎向動(dòng)載荷作用下進(jìn)行離心機(jī)試驗(yàn)?zāi)M得到：當(dāng)在豎向動(dòng)載荷作用下載荷幅值超過(guò)一定限值時(shí)，桶基周圍砂土將會(huì)發(fā)生軟化甚至液化,桶基則會(huì)發(fā)生明顯的沉降。桶基周圍土體的沉降量隨著載荷幅值的增加而增大。很多學(xué)者基于有限元軟件開展了桶基豎向承載力的特性研究，并與模型試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行比較，結(jié)果較為理想。

基于極限滑移線理論，假定滑移區(qū)的土體為無(wú)體力的理想剛-塑性材料，依據(jù)土體進(jìn)入塑性階段時(shí)的應(yīng)力平衡狀態(tài)，通過(guò)滑移線理論推導(dǎo)出了極限承載力與沉陷深度關(guān)系的解析式。并結(jié)合了室內(nèi)試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行驗(yàn)證，得出的解析表達(dá)式具有一定的準(zhǔn)確度，并且對(duì)預(yù)測(cè)承載力的變化走勢(shì)以及對(duì)桶基礎(chǔ)承載力的確定有一定參考。

1吸力桶基礎(chǔ)豎向承載力解析解

圖1　吸力桶受力分析

在吸力桶承載過(guò)程中，桶受到土體對(duì)桶的內(nèi)、外壁摩擦阻力、端部阻力和內(nèi)部土體對(duì)桶蓋的支撐反力。內(nèi)壁摩擦力與桶內(nèi)部土體和桶蓋之間的應(yīng)力水平相關(guān)，由于作用在桶頂板上的大部分載荷通過(guò)內(nèi)部土柱繼續(xù)向下傳遞，且桶內(nèi)部土柱與桶體一起運(yùn)動(dòng)，故可以把桶和桶內(nèi)土體作為一個(gè)整體進(jìn)行分析，類似實(shí)心桶承載模型。此時(shí)，桶壁的內(nèi)摩擦力和頂板處與土體的相互作用力視為內(nèi)部力，在計(jì)算過(guò)程中不用考慮、簡(jiǎn)化了計(jì)算。桶和內(nèi)部土體作為一整體,當(dāng)產(chǎn)生沉陷量S時(shí)，其受力如圖1所示。圖中,ho為桶裙的高度；F為極限承載力；G′為吸力桶和桶內(nèi)砂柱整體的浮重；Fout為桶外壁摩擦力；Fend為桶端部阻力；σi為整體受到的底部的均勻應(yīng)力；Ri為桶內(nèi)半徑；Ro為桶外半徑；Rm為桶平均半徑；hw為水深。

1.1吸力桶外側(cè)摩擦力

在任意深度z處，桶外側(cè)豎向有效應(yīng)力為σ′=γ′z，γ′為土的浮重度。沿桶壁豎向土側(cè)壓力σ=K0σ′=K0γ′z。則在桶外表面上的任一微平面dA=Ro·dθ·dz上桶外側(cè)的摩擦力大小為：dFout=K0γ′ztanψ·dA=K0γ′ztanψ·R0dθdz。則在整個(gè)桶外壁上的摩擦力為

(1)

其中：K0為側(cè)壓力系數(shù)；Ro為吸力桶外半徑；ψ為砂土和桶基礎(chǔ)的摩擦角；γ′為砂土的浮重度；h0為吸力桶高度；S為吸力桶貫入地基的深度。

1.2吸力端部阻力

在吸力桶沉貫過(guò)程中桶壁底部厚度范圍內(nèi)的土體對(duì)桶底部產(chǎn)生阻力，阻力的大小可由Terzaghi地基承載力公式計(jì)算。對(duì)砂土材料，其內(nèi)粘聚力為零。則端部阻力為

Fend=2πRmt(σ′Nq+γ′Nγt)。

(2)

其中:t為吸力桶壁的厚度；Rm為吸力桶平均半徑；σ′為吸力桶端部的有效應(yīng)力；Nq和Nγ分別為Terzaghi地基承載力系數(shù)。

1.3桶端部地基土體發(fā)生剪切破壞時(shí)的極限應(yīng)力的滑移線解(Hill)解

吸力桶基礎(chǔ)承受著巨大的上部風(fēng)電結(jié)構(gòu)的重力，承受較大的豎向載荷。這部分載荷直接傳遞給桶底部地基土體，當(dāng)載荷達(dá)到或超過(guò)地基土體屈服條件時(shí)，土體進(jìn)入塑性狀態(tài)。桶的沉陷深度已知，所以作用在桶尖端外側(cè)土體AB上的正應(yīng)力σo大小已知，可求得ABC區(qū)域的平均應(yīng)力大小，根據(jù)建立的塑性區(qū)沿滑移線平均應(yīng)力的變化關(guān)系求解OAD主動(dòng)區(qū)內(nèi)的平均應(yīng)力大小，求得作用在OA上σi大小，最終根據(jù)圖1中整體的受力分析可求得桶的極限承載力。

圖2　吸力桶尖端內(nèi)外滑移線場(chǎng)圖

假設(shè)塑性滑移區(qū)域(圖2中OABCD區(qū)域)土體為理想剛-塑性材料；不計(jì)此部分土體體力和滑移面上的摩擦力；土體屈服時(shí)滿足摩爾庫(kù)倫屈服條件；在荷載作用下，土體中的塑性區(qū)域在某些方向可以自由流動(dòng)；由于發(fā)生塑性流動(dòng)土體塑性變形較大，彈性變形可以忽略。把作用在桶底部外側(cè)AB上的應(yīng)力簡(jiǎn)化為均布的等效超載計(jì)為σo；作用在桶內(nèi)側(cè)OA上的應(yīng)力簡(jiǎn)化為等效超載σi，如圖2所示。圖中,F為桶基礎(chǔ)的極限承載力；hw為水深；S為沉陷深度；h0為桶基礎(chǔ)的高度。

1)主動(dòng)區(qū)OAD平均應(yīng)力求解

在桶處于沉陷深度S處，土體進(jìn)入塑性階段。此時(shí)由于作用在OA和AB上的應(yīng)力簡(jiǎn)化為等效的恒定超載。取OA上任一微元體分析，則作用于直的邊界OA上的正應(yīng)力為：σn=σi=const，剪應(yīng)力τn=0，為定值邊界條件構(gòu)造勻應(yīng)力場(chǎng)?？紤]桶內(nèi)土體主動(dòng)下滑為主動(dòng)朗肯區(qū)，σn=σi>σt，可判定σt為小主應(yīng)力，σn為大主力。此區(qū)域平均應(yīng)力通過(guò)圖3中的幾何關(guān)系求解。

圖3　OAD區(qū)域極限應(yīng)力狀態(tài)

根據(jù)圖3所示的極限應(yīng)力關(guān)系，可求得OAD區(qū)域土體的平均應(yīng)力

可得在D點(diǎn)處的平均應(yīng)力

(3)

2)被動(dòng)區(qū)ABC平均應(yīng)力求解

分析桶外側(cè)的土體，作用在直的邊界AB微單元上正應(yīng)力為σn=σo=γ′(h+h0)=const，τn=0。同樣構(gòu)造均勻應(yīng)力場(chǎng)，考慮此部分土體被動(dòng)上移，為被動(dòng)朗肯區(qū)σn=σo<σt，σn小主應(yīng)力，σt為大主應(yīng)力。

圖4　ABC區(qū)域極限應(yīng)力狀態(tài)

根據(jù)圖4所示的應(yīng)力狀態(tài)，可求得被動(dòng)區(qū)ABC區(qū)域土體的平均應(yīng)力大小為

可得C點(diǎn)處的平均應(yīng)力

(4)

3)過(guò)度場(chǎng)ACD平均應(yīng)力求解

對(duì)飽和細(xì)砂等摩爾庫(kù)倫材料，內(nèi)粘聚力c=0。滿足非正交流動(dòng)法則，滑移線與大主應(yīng)力作用面的夾角為：45°+φ/2，在過(guò)渡區(qū)ABC范圍內(nèi)，過(guò)渡區(qū)兩側(cè)與均勻應(yīng)力場(chǎng)相接，故α族滑移線為直線；又因?yàn)閮勺寤凭€夾角為90°±φ，可得β族滑移線為對(duì)數(shù)螺旋線。土體的摩爾庫(kù)倫屈服面和極限應(yīng)力圓的關(guān)系如圖5所示。

圖5　砂土摩爾庫(kù)倫屈服面和極限應(yīng)力圓的關(guān)系

根據(jù)應(yīng)力平衡方程:

(5)

并由圖5可得：

(6)

將式(6)代入式(5)可得:

(7)

(8)

求解上述方程可得α、β線方程為

(9)

式中的C為常數(shù)，可由初值條件確定。

由于大主應(yīng)力作用線穿過(guò)由α、β線構(gòu)成的右手直角坐標(biāo)系的一、三象限。最終構(gòu)造的整體滑移場(chǎng)及α、β線方向如圖2所示。其中OAD區(qū)域主被動(dòng)滑移區(qū)，ABC區(qū)域?yàn)楸粍?dòng)滑移區(qū)，ACD區(qū)域?yàn)橹虚g過(guò)渡區(qū)。根據(jù)滑移線性質(zhì)，在β滑移線上：

(10)

將式(3)、(4)代入式(10)得

(11)

整理式(11)得

(12)

1.4豎向力的平衡求解承載力

桶基礎(chǔ)受力分析如圖1所示，由豎向力的平衡可得：

(13)

其中，G′為桶基和桶內(nèi)部砂柱浮重。

將式(1)、(2)、(12)代入式(13)，可得桶豎向承載力

(14)

2解析解的驗(yàn)證

通過(guò)室內(nèi)模型試驗(yàn)得到的數(shù)據(jù)對(duì)解析式進(jìn)行驗(yàn)證。砂土物理參數(shù)由室內(nèi)試驗(yàn)測(cè)得。試驗(yàn)器材包括模型桶、模型箱、加載設(shè)備、數(shù)據(jù)采集儀等。試驗(yàn)在相同的條件下重復(fù)多組，取相對(duì)穩(wěn)定的數(shù)據(jù)對(duì)解析解驗(yàn)證。

表1　砂土的計(jì)算參數(shù)

2.1試驗(yàn)用砂

采用同一批試驗(yàn)用砂[16]。基礎(chǔ)模型為鋼制桶，尺寸為直徑×高度=0.12 m×0.24 m。模型箱材料為鍍鋅鋼板，尺寸為：長(zhǎng)×寬×高=1.0 m×1.0 m×0.8 m，其尺寸能夠消除邊界條件對(duì)試驗(yàn)過(guò)程的影響。模型箱底部設(shè)有排水閥門，用來(lái)控制模型箱內(nèi)砂土排水固結(jié)，使之達(dá)到很高的相對(duì)密實(shí)度。利用文獻(xiàn)[16]中的砂土計(jì)算參數(shù)可求砂土浮重為10.5 kN/m3，砂土物理力學(xué)參數(shù)如表1所示。

2.2試驗(yàn)過(guò)程

試驗(yàn)開始前將砂土排水固結(jié)，固結(jié)完成后采用壓貫方式將打開排水孔的桶基礎(chǔ)壓入地基中至頂板與地基表面接觸為止，靜置24小時(shí)，之后以很小的貫入速度繼續(xù)壓貫，直至壓入一倍桶高深度結(jié)束。

2.3試驗(yàn)數(shù)據(jù)分析

提取試驗(yàn)數(shù)據(jù)，豎向承載力和豎向沉陷位移之間的關(guān)系如圖6所示。

圖6　豎向承載力和豎向位移的關(guān)系

分析試驗(yàn)數(shù)據(jù)可知，起初階段OA，地基土體接近彈性階段，其應(yīng)力-應(yīng)變曲線近似一直線。隨著力的增加(AB段)，土體顆粒原有的排布形式已經(jīng)達(dá)不到抗剪強(qiáng)度，土顆粒之間開始相互錯(cuò)動(dòng)并重新排列，土體更加密實(shí)、內(nèi)摩擦角增大，抗剪強(qiáng)度增大。隨著載荷的增加，曲線到達(dá)圖中B點(diǎn)，內(nèi)摩擦角達(dá)到峰值內(nèi)摩擦角，抗剪強(qiáng)度達(dá)到峰值，此點(diǎn)即達(dá)到了地基的極限承載能力。重新排布后的砂土顆粒之間的剪應(yīng)力達(dá)到其極限抗剪強(qiáng)度時(shí)，緊緊咬合在一起的土顆粒開始被剪裂或者剪碎，內(nèi)摩擦角小于峰值內(nèi)摩擦角，抗剪強(qiáng)度降低。砂土體出現(xiàn)軟化并產(chǎn)生較大的變形，表現(xiàn)在圖6中BC階段，承載力有減小的趨勢(shì)而豎向位移增加較快。最后，隨著沉陷深度的繼續(xù)增加，原有的塑性區(qū)開始向下發(fā)展，新的滑移線場(chǎng)不斷的在下部土體產(chǎn)生，土體進(jìn)入CD塑性流動(dòng)變形階段。

2.4試驗(yàn)結(jié)果與解析解結(jié)果對(duì)比

分別取不同深度處承載力的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)與式(14)理論計(jì)算結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，結(jié)果繪制于表2中?？梢?，兩者誤差多在10%以內(nèi)，最大不超過(guò)15%，說(shuō)明式(14)解析解是可靠的。

表2　試驗(yàn)和理論結(jié)果對(duì)比

3結(jié)論

1)理論公式表明，桶基礎(chǔ)內(nèi)部土體提供了較大部分的承載力，而外壁摩擦力及尖端承載力貢獻(xiàn)較小。還可看出，地基承載力大小與tanφ成指數(shù)增長(zhǎng)，內(nèi)摩擦角的大小對(duì)地基承載力大小影響很大。

2)理論解結(jié)果和試驗(yàn)數(shù)據(jù)結(jié)果之間的誤差在±15%以內(nèi)，所提出的解析解可用于吸力式桶形基礎(chǔ)的承載力計(jì)算。

參考文獻(xiàn)：

[1]魯曉兵,鄭哲敏,張金來(lái).海洋平臺(tái)吸力式基礎(chǔ)的研究與進(jìn)展[J].力學(xué)進(jìn)展,2003,33(1):27-40.

LU Xiaobin,ZHENG Zhemin,ZHANG Jinlai.Progress in the study on the caisson foundation of offshore platform[J].Mechanics Advances,2003,33(1):27-40.

[2]施曉春,徐日慶,龔曉南,等.桶形基礎(chǔ)發(fā)展概況[J].土木工程學(xué)報(bào),2000,33(4):68-73.

SHI Xiaochun,XU Riqing,GONG Xiaonan,et al.General conditions of suction caisson foundation[J].China Civil Engineering Journal,2000,33(4):68-73.

[3]BYRNE B W,HOULSBY G T,MARTIN C.Suction caisson foundations for offshore wind turbines[J].Wind Engineering,2002,26(2):145-155.

[4]FENG Y,LIN HE Y,et al.Overview of wind power generation in China:Status and development[J].Renewable and Sustainable Energy Reviews,2015,50:847-858.

[5]BRANSBYM F,RANDOLPH M F.Combined loading of skirted foundations[J].Geotechnique,1998,48(5):637-655.

[6]SHARMA P.Ultimate capacity of suction caisson in normally and lightly over consolidated clays[D].Texas: Texas A&M University,2004.

[7]GOURVENC S,BARNET S.Undrained failure envelope for skirted foundations under general loading[J].Geotechnique,2011,61(3):263-270.

[8]HUNG L C,KIM S R.Evaluation of vertical and horizontal bearing capacities of caisson foundations in clay[J].Ocean Engineering,2012,52:75-82.

[9]武科,欒茂田,范慶來(lái),等.傾斜荷載作用下桶形基礎(chǔ)承載力特性研究[J].巖土力學(xué),2009,30(4):1095-1101.

WU Ke,LUAN Maotian,FAN Qinglai,et al.Study on bearing capacity of caisson foundation under inclined loading[J].Rock and Soil Mechanics,2009,30(4):1095-1101.

[10]劉振紋,王建華,袁中立,等.負(fù)壓桶形基礎(chǔ)地基豎向承載力研究[J].中國(guó)海洋平臺(tái),2001，16(2):1-6.

LIU Zhenwen,WANG Jianhua,YUAN Zhongli,et al.A study on the vertical bearing capacity of caisson foundation[J].China Offshore Platform,2001,16(2):1-6.

[11]劉梅梅,練繼建,楊敏,等.寬淺式桶形基礎(chǔ)豎向承載力研究[J].巖土工程學(xué)報(bào),2015,37(2):379-384.

LIU Meimei,LIAN Jijian,YANG Min,et al.Vertical bearing capacity of wide-shallow caisson foundation[J]. Chinese Journal of Geotechnical,2015,37(2):379-384.

[12]張宇,王梅,樓志剛.豎向載荷作用下桶形基礎(chǔ)與土相互作用機(jī)理研究[J].土木工程學(xué)報(bào),2005,38(2):97-101.

ZHANG Yu,Wang Mei,LOU Zhigang.Study on the mechanism of interaction between caisson foundation and soil under vertical loading[J].China Civil Engineering Journal,2005,38(2):97-101.

[13]張金來(lái),魯曉兵,王淑云,等.桶形基礎(chǔ)極限承載力特性研究[J].巖土力學(xué)與工程學(xué)報(bào)，2005,24(7):1169-1172.

ZHANG Jinlai,LU Xiaobing,WANG Shuyun,et al.The characteristic of the bearing capacity of caisson foundation[J].Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering,2005,24(7):1169-1172.

[14]武科,欒茂田,范慶來(lái),等.灘海桶形基礎(chǔ)破壞機(jī)制及極限承載力分析研究[J].巖土工程學(xué)報(bào),2008,30(3):394-398.

WU Ke,LUAN Maotian,FAN Qinglai,et al.Failure mechanism and ultimate bearing capacity of caisson foundation in shallow water[J].Chinese Journal of Geotechnical,2008,30(3):394-398.

[15]矯濱田,魯曉兵,張建紅.垂向動(dòng)載荷下桶形基礎(chǔ)響應(yīng)試驗(yàn)研究[J].海洋工程,2009,27(3):45-53.

JIAO Bintian,LU Xiaobing,ZHANG Jianhong, et al.Experimental study on the caisson foundation responses under vertical vibration load[J].The Ocean Engineering,2009,27(3):45-53.

[16]李大勇,馮凌云,張雨坤,等.飽和細(xì)砂中裙式吸力基礎(chǔ)水平單調(diào)加載模型試驗(yàn)—承載力及變形分析[J].巖土工程學(xué)報(bào),2013,35(11):2030-2037.

LI Dayong,FENG Lingyun,ZHANG Yukun,et al.Modeltests on lateral bearing capacity and deformation of skirted suction caissons in saturated fine sand under horizontal monotonic loading[J].Chinese Journal of Geotechnical,2013,35(11):2030-2037.

(責(zé)任編輯：呂海亮)

Vertical Bearing Capacity of Suction Caisson Foundation in Sand

LI Dayong1, WU Yuqi2, ZHANG Yukun3

(1. Shandong Provincial Key Laboratory of Civil Engineering Disaster Prevention and Mitigation, Shandong University of Science and Technology, Qingdao, Shandong 266590, China; 2. College of Civil Engineering and Architecture, Shandong University of Science and Technology, Qingdao, Shandong 266590, China; 3. College of Civil and Transportation Engineering, Hohai University, Nanjing, Jiangsu 210098, China.)

Abstract:Vertical bearing capacity of suction caisson foundation is an important engineering problem, which is mainly composed of shaft friction resistance, bearing capacities from caisson tip and supporting force of soil within the caisson. The vertical capacity of foundation is directly affected by the diameter, height and embedded depth of the caisson in the sand. This paper studied the changes of shaft friction resistance and tip bearing capacity when the embedded depth changed and proposed the analytical formulae to calculate foundation bearing capacity. The accuracy of the analytical formulae was testified by experimental data. The results show that the error between them is less than 15% and that the proposed analytical formulae are applicable to the calculation of foundation bearing capacity.

Key words:sand foundation; suction caisson; vertical ultimate bearing capacity; slip line theory

收稿日期：2015-10-16

基金項(xiàng)目：國(guó)家自然科學(xué)基金項(xiàng)目(51379118)；山東科技大學(xué)科研創(chuàng)新團(tuán)隊(duì)資助項(xiàng)目(2015KYTD104)

作者簡(jiǎn)介：李大勇(1971—)，男，山東泰安人，教授，博士生導(dǎo)師，主要從事海洋土力學(xué)研究.E-mail：ldy@sdust.edu.cn 吳宇旗(1989—)，男，山東濟(jì)寧人，碩士研究生，主要從事海洋土力學(xué)研究，本文通信作者. E-mail：874993277@qq.com

中圖分類號(hào)：TU447

文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

文章編號(hào)：1672-3767(2016)03-0033-07