DOI：10.19912/j.0254-0096.tynxb.2022-1948 文章編號(hào)：0254-0096（2024）05-0144-09

摘 要：開展筒型基礎(chǔ)在上黏下砂成層土中模型試驗(yàn)，提出“砂層下探法”確定豎向荷載影響深度。分析結(jié)果發(fā)現(xiàn)：均質(zhì)黏土中，寬淺式筒型基礎(chǔ)豎向承載影響深度約為筒端以下0.5倍筒徑，隨著長(zhǎng)徑比的增加，豎向承載影響深度緩慢增加；在強(qiáng)度隨深度線性增長(zhǎng)的黏土中，豎向承載影響深度與土體不均勻系數(shù)呈反比。

關(guān)鍵詞：海上風(fēng)力機(jī)；筒型基礎(chǔ)；承載力；模型試驗(yàn)；有限元法

中圖分類號(hào)：TU432 """"""" """"""""""""" 文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

0 引 言

近年來(lái)，隨著環(huán)境問(wèn)題日益凸顯，風(fēng)能作為儲(chǔ)量豐富、分布廣泛的新能源發(fā)展迅速［1-2］。筒型基礎(chǔ)是一種新型海上風(fēng)電基礎(chǔ)形式［3］，具有成本低、便于海上運(yùn)輸及安裝等特點(diǎn)［4］，在工程上應(yīng)用日益廣泛［5-7］。均質(zhì)土中筒型基礎(chǔ)承載性能的研究已較為成熟［8］，在實(shí)際工程中地基土多為成層土［9］，豎向荷載作用時(shí)滑動(dòng)面形狀不同于均質(zhì)土，其豎向承載影響深度也會(huì)變化，而豎向承載影響深度對(duì)筒型基礎(chǔ)豎向地基承載力的計(jì)算有較大影響［10］?，F(xiàn)行規(guī)范尚未對(duì)筒型基礎(chǔ)在成層土中豎向承載影響深度進(jìn)行明確規(guī)定，工程技術(shù)人員通常只能通過(guò)經(jīng)驗(yàn)確定，易造成設(shè)計(jì)方案不合理。陳強(qiáng)華等［11］通過(guò)現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)，研究樁端進(jìn)入持力層的深度對(duì)樁基極限承載力的影響，提出臨界深度與臨界厚度的概念，研究表明單位樁端阻力極限值隨著進(jìn)入持力層而線性增長(zhǎng)，在達(dá)到某一深度時(shí)達(dá)到穩(wěn)定，并通過(guò)靜力觸探法預(yù)估了硬黏性土持力層的深度約為7倍樁徑；高廣運(yùn)等［12］研究持力層性質(zhì)對(duì)大直徑擴(kuò)底樁承載性能的影響，結(jié)果表明大直徑擴(kuò)底樁承載力隨著持力層厚度的增加而增加。

一些學(xué)者對(duì)淺基礎(chǔ)的豎向承載影響深度進(jìn)行了研究，漢森［13］于1961年提出成層土地基承載力計(jì)算可采用強(qiáng)度加權(quán)平均法，影響深度[Zmax=λB]，其中[B]為基礎(chǔ)寬度，[λ]取值與加載角度和土體內(nèi)摩擦角有關(guān)，但該公式僅適用于條形基礎(chǔ)，而且對(duì)于豎向承載影響深度的確定考慮因素過(guò)少，當(dāng)遇到壓縮性高的軟土地基或是強(qiáng)度相差較大的成層土?xí)r，漢森公式就難以發(fā)揮作用?！端\(yùn)工程地基設(shè)計(jì)規(guī)范》［14］通過(guò)對(duì)數(shù)螺旋線確定豎向承載影響深度，先假定影響深度及各土層的加權(quán)平均強(qiáng)度參數(shù)以計(jì)算豎向承載影響深度，迭代計(jì)算直到假定的豎向承載影響深度基本相等。Tcheng［15］通過(guò)大量試驗(yàn)，給出各土層破壞的臨界厚度計(jì)算公式，若該土層厚度小于此臨界厚度，則破壞面貫穿該土層，反之破壞面局限于此土層中。

現(xiàn)有豎向承載影響深度確定方法均針對(duì)淺基礎(chǔ)，不能很好地適用于筒型基礎(chǔ)。因此，明確筒型基礎(chǔ)豎向承載影響深度，充分且安全地利用影響范圍內(nèi)土層的承載特性，對(duì)筒形基礎(chǔ)豎向極限承載力研究具有重要的工程意義。本文通過(guò)室內(nèi)模型試驗(yàn)和數(shù)值模擬分析，針對(duì)黏土地基中寬淺式筒型基礎(chǔ)豎向承載影響深度進(jìn)行研究；分析筒型基礎(chǔ)長(zhǎng)徑比、土體強(qiáng)度不均勻性對(duì)豎向承載影響深度的影響，提出考慮上述各因素的豎向承載影響深度計(jì)算公式。

1 豎向承載影響深度模型試驗(yàn)研究

為探究筒型基礎(chǔ)豎向承載影響深度，提出“砂層下探法”，即：設(shè)計(jì)模型試驗(yàn)，在上黏下砂成層土中對(duì)筒型基礎(chǔ)施加豎向位移，得到筒型基礎(chǔ)豎向地基承載力。通過(guò)改變上層黏土的厚度，改變筒端到砂土層的距離，得到不同地基條件下筒型基礎(chǔ)豎向承載力，探究砂土層距筒端不同距離時(shí)上部黏土中的筒型基礎(chǔ)豎向承載力的變化規(guī)律，當(dāng)砂土層深度變化對(duì)承載力影響很小時(shí)，可認(rèn)為此時(shí)砂土層距筒端距離即為地基豎向承載影響深度。

1.1 試驗(yàn)準(zhǔn)備

1.1.1 試驗(yàn)?zāi)Ｐ?/p>

筒型基礎(chǔ)模型見(jiàn)圖1。本文模型由3部分構(gòu)成，下部為筒型基礎(chǔ)，由不銹鋼材制成，為保證沉放過(guò)程中筒體內(nèi)外壓強(qiáng)一致，基礎(chǔ)筒蓋處設(shè)置小孔并配有橡膠塞；由于加載設(shè)備行程較小，故在基礎(chǔ)上部設(shè)置3根鐵質(zhì)延長(zhǎng)桿；延長(zhǎng)桿上部固定不銹鋼加載盤，方便試驗(yàn)過(guò)程中伺服電機(jī)對(duì)其進(jìn)行加載。筒型基礎(chǔ)彈性模量為210 GPa。筒型基礎(chǔ)與原型筒的縮比尺為1∶200。模型與原型筒的具體尺寸見(jiàn)表1。

1.1.2 試驗(yàn)用土

試驗(yàn)土體示意圖見(jiàn)圖2，其中上部土層為均質(zhì)黏土，采用高嶺土制備，下部土層為砂土，采用福建標(biāo)準(zhǔn)砂。試驗(yàn)槽長(zhǎng)寬高尺寸為1 m×1 m×1 m。

黏土固結(jié)完成后，測(cè)定其物理力學(xué)參數(shù)。土體有效容重[γ′]為9 kN/m3，顆粒比重[Gs]為2.73，含水率[w]為47%。開展三軸不固結(jié)不排水壓縮試驗(yàn)確定土體的不排水抗剪強(qiáng)度[su]，試驗(yàn)應(yīng)力應(yīng)變曲線如圖3所示。通過(guò)曲線得出的變形模量[E50]約為700 kPa，[su]約為10 kPa。試驗(yàn)開始前，使用十字板剪切試驗(yàn)得到的[su]為14.5 kPa，由于十字板測(cè)得的[su]是峰值強(qiáng)度，其值偏高，Daccal建議使用修正系數(shù)[μ]對(duì)十字板測(cè)得的[su]進(jìn)行折減［16］，折減后的[su]為10.9 kPa，與不固結(jié)不排水三軸（UU）試驗(yàn)得出的[su]較為接近。考慮到三軸試驗(yàn)取土過(guò)程中對(duì)原狀土?xí)幸欢ǔ潭葦_動(dòng)，故三軸試驗(yàn)得出的[su]較小為正?，F(xiàn)象，綜合考慮，近似認(rèn)為[su]為11 kPa。

1.1.3 傳感器布置及試驗(yàn)組次

試驗(yàn)傳感器布置圖如圖4所示。豎向加載力傳感器為單向力傳感器，量程7 kN；位移傳感器為拉線式位移傳感器，量程100 cm；試驗(yàn)數(shù)據(jù)通過(guò)DH-3820數(shù)據(jù)采集儀進(jìn)行采集。

在筒型基礎(chǔ)沉放過(guò)程中，將筒頂蓋上的橡膠塞打開，保證筒在貫入土體過(guò)程中筒體內(nèi)外側(cè)壓強(qiáng)一致。從圖4可看出，筒體沉放完成后，土體表面較為平整，沉放完成后繼續(xù)施加豎向荷載，直到地基破壞。

共開展8組試驗(yàn)，分別測(cè)定砂土層頂面距筒端深度[Δh]為[1.2D、D、0.8D、0.6D、0.5D、0.4D、0.3D、0.2D]時(shí)筒型基礎(chǔ)的豎向荷載-位移曲線。

1.2 試驗(yàn)結(jié)果

試驗(yàn)結(jié)果如圖5所示，可看出不同厚度黏土層中筒型基礎(chǔ)荷載-位移曲線趨勢(shì)較為一致，存在不易確定的拐點(diǎn)。根據(jù)豎向承載力的判別標(biāo)準(zhǔn)，承載力曲線為緩變型曲線，參考以前的研究成果，選取筒型基礎(chǔ)下沉量為[0.07D]作為其豎向極限承載力［17］。

圖6為筒型基礎(chǔ)豎向承載力與砂土層頂面距筒端距離（[Δh]）的關(guān)系曲線，圖7為不同[Δh]下加載結(jié)束后土體狀態(tài)。由圖6和圖7可知，當(dāng)[Δh]gt;[0.5D]時(shí)，基礎(chǔ)達(dá)到極限平衡狀態(tài)后筒型基礎(chǔ)周圍土體有輕微隆起，筒壁在土體中產(chǎn)生明顯的切入，土體形成豎直光滑的自立面，此時(shí)砂土層埋深的變化對(duì)筒型基礎(chǔ)承載力基本無(wú)影響；當(dāng)[Δh]減小至[0.4D]時(shí)，筒周土體表面隆起開始明顯，表明這時(shí)砂土層開始發(fā)揮作用，基礎(chǔ)破壞面貫穿砂土層時(shí)受阻，筒型基礎(chǔ)承載力緩慢增加；隨著[Δh]不斷減小，筒型基礎(chǔ)的豎向承載力增加顯著，當(dāng)[Δh]減小至[0.2D]時(shí)，筒周圍土體有明顯隆起，并且隨著距離的進(jìn)一步減小，土體逐漸產(chǎn)生均勻的

輕微開裂，說(shuō)明砂土對(duì)筒型基礎(chǔ)的破壞模式有較大影響，此時(shí)筒型基礎(chǔ)承載力增長(zhǎng)顯著，且隨著豎向位移的增加，豎向承載力呈現(xiàn)明顯的持續(xù)增長(zhǎng)規(guī)律。

2 豎向承載影響深度有限元分析

為探究實(shí)際工程尺度下筒型基礎(chǔ)豎向受荷豎向承載影響深度以及其承載機(jī)理，采用有限元分析，建立工程尺度筒型基礎(chǔ)模型并分析其豎向承載特性。

2.1 有限元模型驗(yàn)證

首先對(duì)有限元分析方法進(jìn)行試驗(yàn)驗(yàn)證，依照模型試驗(yàn)中筒型基礎(chǔ)尺寸，建立數(shù)值模型如圖8所示，并進(jìn)行豎向承載力計(jì)算。模型底部邊界為z向位移約束，后側(cè)邊界為[x、y]向位移約束，前側(cè)為對(duì)稱邊界，模型計(jì)算區(qū)域直徑與高度均為10倍的筒型基礎(chǔ)直徑。采用三維八節(jié)點(diǎn)雜交單元（C3D8H）進(jìn)行單元網(wǎng)格劃分，土體采用理想彈塑性本構(gòu)模型，服從Tresca屈服準(zhǔn)則。土體的接觸條件設(shè)為罰接觸，摩擦系數(shù)為0.2，允許

筒與土體分離，取[su=11] kPa，變形模量[E]為770 kPa，泊松比[ν]為0.40，土體有效容重[γ′]為9 kN/m3。

豎向荷載-位移曲線的有限元結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比如圖9所示，其中*表示有限元在此工況下的計(jì)算結(jié)果，其他表示室內(nèi)試驗(yàn)結(jié)果。豎向承載力的有限元計(jì)算結(jié)果與模型試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比如表2所示。由表2可知，有限元結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果誤差在0.8%～9.1%之間，在誤差允許范圍內(nèi)，驗(yàn)證了有限元模擬方法的可靠性。

2.2 豎向承載影響深度判別標(biāo)準(zhǔn)

砂層下探法中，當(dāng)承載力變化小于某值時(shí)，認(rèn)為砂層深度對(duì)承載力無(wú)影響，為確定該值的大小，參考漢森（Hansen）［13］提出的條形基礎(chǔ)均質(zhì)土豎向承載影響深度計(jì)算公式，通過(guò)“砂層下探法”，利用有限元軟件ABAQUS計(jì)算條形基礎(chǔ)在均質(zhì)黏土中的地基承載力，分析砂層在不同深度時(shí)對(duì)地基承載力的影響，通過(guò)與漢森提出的豎向承載影響深度進(jìn)行對(duì)比，確定承載力變化閾值，即承載力小于該閾值則認(rèn)為砂層深度對(duì)承載力無(wú)影響。

建立二維條形基礎(chǔ)模型，底部邊界為豎向位移約束，兩側(cè)邊界為水平向位移約束。為避免邊界效應(yīng)對(duì)計(jì)算結(jié)果的影響，模型計(jì)算區(qū)域直徑與高度均為[10B]（[B]為基礎(chǔ)寬度）。有限元模型如圖10所示?；A(chǔ)與土體基本參數(shù)見(jiàn)表3～表5，分別在距條形基礎(chǔ)底面以下深度[0.3B、0.4B、0.5B]、[0.6B]、[0.7B、0.8B、0.9B、B]處設(shè)置砂土層，形成上黏下砂的成層地基。為量化不同砂土層相對(duì)深度對(duì)條形基礎(chǔ)承載力的影響，同時(shí)建立條形基礎(chǔ)在強(qiáng)度為10 kPa的單層均質(zhì)黏土地基中的計(jì)算模型。

將不同砂層深度的地基承載力與均質(zhì)黏土地基的承載力進(jìn)行比較，分析砂層在不同深度處對(duì)地基承載力的影響率[η]，計(jì)算式如式（1），結(jié)果如圖11所示。

[η=qu（su，φ，Δh）qu（su）-1×100%]"""" （1）

式中：[qu（su）]——[su]的單層黏土地基中筒型基礎(chǔ)地基承載力；[qu（su，φ，Δh）]——砂土層頂面在不同深度時(shí)對(duì)應(yīng)的地基承載力。

capacity of strip foundation

由圖11可知，隨著砂層深度的不斷加深，砂層對(duì)條形基礎(chǔ)豎向承載力的影響（[η]）越來(lái)越小，當(dāng)[Δh]gt;0.5B時(shí)，[η]lt;5%。在此工況下，漢森提出的均質(zhì)土豎向影響深度[Zmax=0.6B]，與有限元模擬結(jié)果相近，當(dāng)[Δh]=0.6B時(shí)，[η]約為2%。故以漢森的結(jié)果為參考，規(guī)定當(dāng)砂層對(duì)地基承載力影響小于2%時(shí)，砂層頂面所在深度為條形基礎(chǔ)在該工況豎向承載影響深度。筒型基礎(chǔ)的豎向承載影響深度判定標(biāo)準(zhǔn)類比于此，定義當(dāng)下臥砂土層對(duì)地基承載力影響率[η]=2%時(shí)對(duì)應(yīng)的砂土土層相對(duì)深度[Δh]為筒型基礎(chǔ)豎向承載下豎向承載影響深度。

2.3 豎向承載影響深度參數(shù)分析

建立工程尺度筒型基礎(chǔ)三維有限元計(jì)算模型。筒土接觸屬性為粗糙不可分離，有限元計(jì)算參數(shù)見(jiàn)表6。利用砂層下探法，分別將距筒端[0.2D、0.3D、0.4D、0.5D、0.6D]深度以下土體設(shè)置為砂土層計(jì)算基礎(chǔ)豎向承載下豎向承載影響深度，將[η]隨[Δh]增長(zhǎng)的變化曲線繪制于圖12。

由圖12可知，隨著砂土層距筒端距離的減小，砂土層對(duì)承載力影響不斷增大。依據(jù)2.2節(jié)提出的豎向承載影響深度判別標(biāo)準(zhǔn)，確定該筒型基礎(chǔ)在單層均質(zhì)黏土地基中豎向承載影響深度約為[0.5D]。

當(dāng)砂土層在不同深度時(shí)，筒型基礎(chǔ)豎向承載極限狀態(tài)下破壞區(qū)的塑性云圖如圖13所示，圖中虛線下部區(qū)域表示砂土層地基。由圖13可見(jiàn)，隨著砂土層距筒端距離的不斷縮小，砂土層對(duì)塑性區(qū)的影響越來(lái)越大。均質(zhì)土中，筒型基礎(chǔ)塑性區(qū)范圍約在筒端下[1D，]與張欽喜等［18］、肖大平等［19］對(duì)均質(zhì)土中淺基礎(chǔ)破壞面的判斷相吻合。地基中存在連續(xù)的滑動(dòng)面，且未延伸至表面，塑性區(qū)呈橢圓形。當(dāng)[Δh]在[0.6D～0.47D]之間時(shí)，塑性區(qū)在黏土與砂土層交界面處停止延伸，砂土層的存在對(duì)塑性區(qū)縱向發(fā)展的限制明顯，但接近筒端處塑性區(qū)形態(tài)變化不大，對(duì)承載力影響較??；當(dāng)[Δh]lt;[0.47D]時(shí)，下臥砂土層對(duì)上覆黏土的塑性區(qū)有更為明顯的影響，受下臥砂土層影響，塑性區(qū)縱向發(fā)展受限轉(zhuǎn)而向水平發(fā)展，筒端兩側(cè)塑性區(qū)因砂土層的存在發(fā)生明顯變形，筒端處塑性區(qū)顯著增大且逐漸沿筒壁向上延伸，這時(shí)砂土層對(duì)豎向承載力的影響開始變大；當(dāng)[Δh]lt;[0.33D]時(shí)，筒體兩側(cè)土體有明顯的隆起，滑動(dòng)面呈現(xiàn)梅花狀，塑性區(qū)全部集中在筒端處，且向兩側(cè)延伸，塑性區(qū)下部在黏土與砂土交界面處不再下探，這時(shí)砂土層對(duì)豎向承載力與基礎(chǔ)承載模式產(chǎn)生較大影響。

3 豎向承載影響深度確定方法

3.1 黏性土強(qiáng)度的影響

3.1.1 均質(zhì)土

為確定均質(zhì)土中土體不排水抗剪強(qiáng)度對(duì)豎向承載影響深度的影響，分別建立[su]為5、10、15、20、50、100 kPa的有限元模型，不同[su]下[η]隨[Δh]增長(zhǎng)的變化曲線如圖14所示。從圖14可看出，雖然土體強(qiáng)度的變化對(duì)砂土層貢獻(xiàn)率略有影響，但對(duì)豎向承載影響深度的影響可忽略不計(jì)，豎向承載影響深度均為筒端下[0.5D]。

3.1.2 正常固結(jié)土

假定正常固結(jié)黏土的不排水抗剪強(qiáng)度隨深度線性增加，即[su=sum+kz，]其中[k]為土體強(qiáng)度隨深度的增長(zhǎng)系數(shù)，[sum]為泥面處土體的不排水抗剪強(qiáng)度，[su]為筒型基礎(chǔ)端部處土體的不排水抗剪強(qiáng)度，[z]為深度。定義[κ=kD/sum]為土體強(qiáng)度沿深度方向的不均勻系數(shù)，計(jì)算時(shí)[sum]與[D]是恒定的，通過(guò)改變[k]來(lái)改變[κ]，建立[κ]分別為0.15、0.30、0.75、1.00、1.50、2.00、3.00時(shí)的有限元計(jì)算模型，利用砂層下探法計(jì)算其豎向承載影響深度，計(jì)算結(jié)果如圖15、圖16所示。由圖15可知，[κ=2]的正常固結(jié)黏土地基的應(yīng)力傳遞范圍明顯小于均質(zhì)土地基。分析原因認(rèn)為，正常固結(jié)黏土本質(zhì)上強(qiáng)度上軟下硬，由圖15b可發(fā)現(xiàn)基礎(chǔ)內(nèi)部土體的頂部存在應(yīng)力薄弱區(qū)域，當(dāng)作用力由基礎(chǔ)向下傳遞時(shí)會(huì)優(yōu)先在頂部土體發(fā)生破壞，荷載傳遞過(guò)程中出現(xiàn)衰減，且這時(shí)承載力主要由上部強(qiáng)度較弱的土體控制，所以土體應(yīng)力傳遞范圍明顯減小。由圖16可知，當(dāng)土體強(qiáng)度隨深度線性增加時(shí)，豎向承載影響深度相較于均質(zhì)土顯著減小。當(dāng)[κ]值由0增至1時(shí)，豎向承載影響深度從[0.5D]減至[0.32D]，當(dāng)[κ]值由1增至3時(shí)，豎向承載影響深度由[0.32D]緩慢減至[0.29D，][κ]對(duì)豎向承載影響深度的作用不再顯著。[κ]值越大，代表筒內(nèi)上部土體強(qiáng)度越弱，豎向承載力主要由軟土層控制，應(yīng)力集中現(xiàn)象越明顯。

筒型基礎(chǔ)地基豎向承載下影響深度[Zmax]隨[κ]的變化關(guān)系可采用式（2）進(jìn)行擬合，擬合結(jié)果如圖17所示。

[Zmax=0.298+0.2×0.11κ]" （2）

3.2 筒型基礎(chǔ)長(zhǎng)徑比的影響

考慮到筒型基礎(chǔ)的長(zhǎng)徑比型式多樣，為探究豎向承載影響深度隨寬淺式筒型基礎(chǔ)長(zhǎng)徑比的變化，分別對(duì)長(zhǎng)徑比為0.25、0.50、0.75、1.00的寬淺式筒型基礎(chǔ)建立豎向承載影響深度的計(jì)算模型。計(jì)算中保持筒型基礎(chǔ)直徑[D=30] m不變，通過(guò)改變?nèi)拱甯叨萪，利用砂層下探法計(jì)算不同長(zhǎng)徑比條件下筒型基礎(chǔ)的豎向承載影響深度。砂土層深度對(duì)承載力的影響結(jié)果如圖18所示。由圖18可知，相同砂土層深度下，隨著筒型基礎(chǔ)長(zhǎng)徑比的增加，砂土層深度對(duì)承載力的影響稍有增加，豎向承載影響深度由0.45D緩慢增至0.54D。

通過(guò)分析對(duì)比不同工況下（[d/D=0.25、][0.50、][0.75]和1.00）筒型基礎(chǔ)處于極限承載狀態(tài)時(shí)周邊土體的位移場(chǎng)，探究筒型基礎(chǔ)的豎向承載影響深度隨基礎(chǔ)長(zhǎng)徑比的變化規(guī)律，計(jì)算結(jié)果如圖19所示。

由圖19可知，寬淺式筒型基礎(chǔ)的破壞模式近似于淺基礎(chǔ)，基礎(chǔ)內(nèi)部和下方的土體出現(xiàn)明顯的剛性區(qū)域，基礎(chǔ)的承載特性展現(xiàn)出明顯的普朗特爾破壞模式特點(diǎn)。但隨長(zhǎng)徑比的逐漸增大，地基破壞模式略有變化。對(duì)于長(zhǎng)徑比為0.25的筒型基礎(chǔ)，基礎(chǔ)兩側(cè)土體有明顯隆起，地基中形成貫穿土體表面的連續(xù)滑動(dòng)面，基礎(chǔ)的破壞模式為整體剪切破壞，地基壓縮與變形主要集中在上部土體，故豎向承載影響深度較??；當(dāng)長(zhǎng)徑比為0.50，地基達(dá)到極限承載力狀態(tài)時(shí)，基礎(chǔ)兩側(cè)土體稍有隆起，基礎(chǔ)的破壞面尚未完全發(fā)展至地面，呈現(xiàn)局部剪切破壞模式。破壞面開始向下部土層下探，基礎(chǔ)下方土體剛性運(yùn)動(dòng)區(qū)域面積增加，對(duì)承載力的貢獻(xiàn)增加。隨著裙板高度的繼續(xù)增加，長(zhǎng)徑比達(dá)到1.00時(shí)，破壞面由筒端沿筒壁向上延伸約[d/3]，筒壁承載貢獻(xiàn)增大，地基壓縮主要集中于下部土層，對(duì)筒型基礎(chǔ)下部硬土層的利用率進(jìn)一步增加。故隨著筒型基礎(chǔ)長(zhǎng)徑比的增加，豎向承載影響深度緩慢增加。

筒型基礎(chǔ)豎向承載下豎向承載影響深度[Zmax]隨筒型基礎(chǔ)長(zhǎng)徑比[d/D]的線性關(guān)系可采用式（3）進(jìn)行擬合，擬合結(jié)果如圖20所示。

[Zmax=0.113dD+0.43]" （3）

4 結(jié) 論

本文通過(guò)有限元數(shù)值分析及模型試驗(yàn)的方法，確定了不同長(zhǎng)徑比筒型基礎(chǔ)在黏土地基中的豎向承載影響范圍，為筒型基礎(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，得到主要結(jié)論如下：

1）提出“砂層下探法”確定豎向承載影響深度，通過(guò)探究砂土層在不同深度處對(duì)上部黏土中的筒型基礎(chǔ)豎向承載力的影響，確定筒型基礎(chǔ)豎向承載影響深度。當(dāng)下部砂土層對(duì)筒型基礎(chǔ)承載力影響小于2%時(shí)，此時(shí)砂土層距筒端距離定義為筒型基礎(chǔ)的豎向承載影響深度。

2）通過(guò)設(shè)計(jì)室內(nèi)試驗(yàn)?zāi)Ｐ屯惭芯控Q向承載下地基豎向承載影響深度，試驗(yàn)具有良好的規(guī)律性，當(dāng)砂土層距離筒端大于[0.5D]時(shí)，筒型基礎(chǔ)承載力增加明顯。同時(shí)試驗(yàn)結(jié)果與有限元結(jié)果吻合良好，驗(yàn)證了有限元模型的準(zhǔn)確性。根據(jù)“砂層下探法”，通過(guò)有限元模擬工程尺度下筒型基礎(chǔ)豎向承載，結(jié)果表明寬淺式筒型基礎(chǔ)的豎向承載影響深度約為[0.5D]。

3）筒型基礎(chǔ)豎向承載影響深度的參數(shù)分析表明，單層均質(zhì)黏土地基中土體強(qiáng)度變化對(duì)豎向承載影響深度的影響可忽略；在正常固結(jié)黏土地基中，筒型基礎(chǔ)豎向承載影響深度與土體歸一化強(qiáng)度[κ]的負(fù)相關(guān)關(guān)系，當(dāng)[κ]值為0～1時(shí)，豎向承載影響深度由[0.5D]迅速減至[0.32D]。當(dāng)[κ]gt;1時(shí)，隨著[κ]的減小豎向承載影響深度緩慢減小，變化不再顯著。并給出考慮土體歸一化強(qiáng)度[κ]的豎向承載影響深度計(jì)算公式。

4）通過(guò)建立不同長(zhǎng)徑比的筒型基礎(chǔ)計(jì)算模型，揭示了隨筒型基礎(chǔ)長(zhǎng)徑比由0.25增至1.00，其豎向承載影響深度由[0.45D]增至[0.54D]的發(fā)展規(guī)律，并給出豎向承載影響深度隨長(zhǎng)徑比變化的線性關(guān)系式。

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STUDY ON INFLUENCE DEPTH OF VERTICAL LOADING FOR

BUCKET FOUNDATIONS IN CLAY

Liu Run1，Song Yiran1，Yang Can1，Yang Xu2

（1. State Key Laboratory of Hydraulic Engineering Simulation and Safety， Tianjin University， Tianjin 300072， China；

2. Ocean Energy and Intelligent Construction Research Institute， Tianjin University of Technology， Tianjin 300382， China）

Abstract：In this paper， the model test of bucket foundation in sand layered soil with upper clay layer and lower clay layer is carried out， and the \"sand layer probe method\" is proposed to determine the influence range of vertical load， which can effectively determine the depth of bearing layer of vertical bearing capacity of bucket foundation. The results show that： in homogeneous clay， the depth of bearing stratum of wide shallow bucket foundation is about 0.5 times of the cylinder diameter below the cylinder end， and the depth of bearing stratum increases slowly with the increase of length diameter ratio. In clays where the strength increases linearly with depth， the depth of the bearing layer is inversely proportional to the soil non-uniformity coefficient.

Keywords：offshore wind turbines； bucket foundation； bearing capacity； model test； finite element method

收稿日期：2022-12-19

基金項(xiàng)目：國(guó)家自然科學(xué)基金杰出青年科學(xué)基金（51825904）

通信作者：楊 旭（1990—），女，博士、副教授，主要從事海上風(fēng)電基礎(chǔ)方面的研究。yang_xu90@tju.edu.cn