海床表层软土对宽浅式筒型基础承载特性影响研究

练继建，翁珮瑶，郭耀华，王海军1，，杨 旭

(1.天津大学 水利工程仿真与安全国家重点实验室，天津 300072；2.天津大学 建筑工程学院，天津 300072；3.河北工程大学 水利水电学院，河北 邯郸 056038)

2030年碳达峰、2060年碳中和的提出，为我国能源结构转型和发展指明了方向与目标。风力发电相比光伏、水电等其他清洁能源，全生命周期的平均度电碳排放更低[1]，分布广泛且生态影响小，已成为构建新型多元电力系统的重要支撑。截至2020年，我国风电累计装机容量288.3 GW，其中，陆上风电约278.3 GW，海上风电约10 GW。海上风电装机规模虽然落后于陆上风电，但因海上风速大、运行效率高、占地面积小等优势，其累计装机容量近年呈爆炸式增长。2020年全球海上风电新增装机容量6.068 GW，其中我国占比高达50.4%[2]。

为满足日益增加的海上风电装机容量需求，海上风电呈现“由小及大、由近及远、由浅入深”的发展趋势[3]。为适应大兆瓦风机带来的大弯矩、水平力以及复杂的海洋地质条件，提高风机基础承载力尤为关键[4]。为此，天津大学海上风电课题组提出了宽浅式筒型基础，如图1所示。该基础造价低，抗倾覆承载力强，且海上施工快捷，为海上风电低成本、规模化和高效率发展提供了一种新工艺[5-7]。宽浅式筒型基础由于径高比相对较大，以顶盖承载为主的受力模式提高了筒型基础的承载能力，拓宽了其适用范围[8]。截止2020年底，江苏响水和大丰海上风电场已成功安装11台3 MW和2台6.45 MW宽浅式筒型基础海上风机，并实现并网发电。

图1 宽浅式筒型基础Fig.1 Wide-shallow bucket foundation

目前针对宽浅式筒型基础的承载特性已展开一系列研究。丁红岩等[9]对砂土中宽浅式筒型基础在复合荷载作用下的承载力进行了数值模拟与模型试验研究。刘梅梅等[10]基于有限元模拟、试验结果研究了不同长径比下宽浅式筒型基础竖向承载特性和失效模式。刘润等[11]提出了不排水饱和软黏土中宽浅式筒型基础复合加载模式下地基承载力包络线计算方法。金书成等[12]通过有限元结果分析了均质砂土条件下筒型基础的水平极限承载力、地基破坏机理以及筒基土压力分布。研究表明，与传统的窄深式筒型基础不同，宽浅式筒型基础以筒顶承载为主[13]，因此海床表层土体的强度、厚度对基础承载力有着重要影响。同时，我国海上风电场未来主要集中在江苏、广东和福建等沿海地区，70%的风电场区表层土以淤泥和软黏土等软弱覆盖层为主，且表层软土厚度可达8～10 m以上[14-15]，这势必会对宽浅式筒型基础的承载能力造成不利影响。

针对以上问题，为量化海床表层软土对海上风机宽浅式筒型基础承载特性的影响，运用ABAQUS软件建立了宽浅式筒型基础数值分析模型，探究单向荷载作用下海床软土层厚度和土体强度对宽浅式筒型基础极限承载力、地基破坏模式以及筒顶、筒侧土压力分布的影响，明晰其在不同地质条件下的承载模式，为宽浅式筒型基础的选址、地基处理、优化设计和承载力计算提供支撑。

1 有限元模型

1.1 计算模型

采用大型有限元软件ABAQUS建立宽浅式筒型基础的数值模型，依据某实际工程5.5 MW海上风机，取筒型基础直径D=36 m，筒高H=12 m，顶盖厚t=15 mm，侧壁厚δ=25 mm；筒内分为7个舱室，呈蜂窝状，中舱为正六边形，对边距离d=13.6 m。基础结构采用线弹性本构模型，钢密度为7 850 kg/m3，弹性模量为210 GPa，泊松比为0.3，基础有限元模型如图2所示。土体采用Tresca屈服准则的理想弹塑性模型，泊松比为0.49。研究表明[16]，地基土弹性模量的取值对极限承载力影响较小，为提高计算的收敛性，假定地基土弹性模量Es=500Su，其中Su为土体不排水抗剪强度。为降低模型边界对数值计算精度的影响，土体径向取d0=5D，深度取h0=4H[17]。土体底面采用全约束，侧面采用水平约束。筒型基础与土体模型均采用C3D8R单元，筒—土之间切向采用摩擦接触，摩擦系数取0.3，法向采用硬接触[18]。网格划分在筒型基础与周围土体局部加密，远处土体网格疏松，整体模型网格数量约350 000个。为验证数值模型参数选择的合理性，以文献[19]中离心机模型试验为例建立有限元模型，有限元结果与文献[19]试验值对比如图3所示。由图3可看出，两种方法的荷载—位移曲线变化趋势一致，吻合较好。

图3 数值模拟与试验结果对比Fig.3 Comparison of numerical simulation

1.2 计算方案

为研究海床表层软土对宽浅式筒型基础极限承载力、失效模式以及土压力分布的影响，参考广东某海域风电场地质条件，同时考虑宽浅式筒型基础筒端需插入持力层以满足承载力校核，取Su0=80 kPa的硬黏土层为下卧持力层。为明确海床表层软土不排水抗剪强度Su1与厚度h1对宽浅式筒型基础承载力的影响，采用单因素控制法，软土层厚度分别取2 m、4 m、6 m、8 m和10 m，表层土的不排水抗剪强度分别取5 kPa、10 kPa、20 kPa、30 kPa和40 kPa，研究不同地基条件下宽浅式筒型基础承载特性，并与Su0=80 kPa的均质地基对比分析。选择宽浅式筒型基础筒顶面几何中心作为加载控制点，采用位移控制法[20]分别施加单调竖向位移、水平位移和转角，由此得到地基的荷载—位移关系曲线。筒型基础承载力基本不受加载方向的影响[21]，文中选取的加载方向如图4所示。

图4 表层软土中宽浅式筒型基础示意Fig.4 Schematic diagram of the wide-shallow bucket and experimental results of foundation in soft top soil

2 宽浅式筒型基础竖向承载特性

2.1 竖向极限承载力

取竖向位移为0.05D时对应的竖向荷载值作为宽浅式筒型基础竖向极限承载力[22]，在上覆不同厚度、不同强度软土层的地基中，表层软土对宽浅式筒型基础竖向极限承载力的影响如图5所示。

图5 表层软土对竖向极限承载力影响Fig.5 Effect of soft top soil on vertical bearing capacity

由图5可知，相比均质地基，软土覆盖地基中基础竖向承载能力均有所降低。当表层软土强度Su1=5 kPa，软土层厚度h1=10 m时，表层软土引起的竖向极限承载力降低幅度达10.94%。图5中的虚线是基于软土层厚度为2 m、4 m结果得到的极限承载能力降低幅度与软土层厚度的线性拟合，可见，当软土层厚度小于H/2时，竖向极限承载力降低幅度随表层软土厚度增加呈线性增长；当软土层厚度大于H/2时，竖向极限承载力降低速率明显增大，说明此时软土层对竖向极限承载力影响更加显著。

2.2 竖向极限荷载下承载模式

筒型基础竖向位移为0.05D时，不同地基条件中筒型基础各部分承载能力降低幅度及承载占比如图6所示。由图6可知，筒型基础承载以筒顶为主，筒内侧摩阻力为辅，其中顶盖承载占总荷载的50%以上，其次是筒内侧摩阻力，筒外侧摩阻力占比很小。

软土层厚度及土体强度对筒型基础各部分承载力及占比的影响可分为两个阶段。第一阶段，当软土覆盖层较浅时，筒顶承载能力减小，筒顶承载占比也减小，但筒内侧摩阻力增大，即降低幅度为负值。此时软土强度越小，筒顶承载降低幅度越大，筒内侧摩阻力增大幅度越大。此阶段内，筒顶承载力的减小导致整体竖向极限承载力降低，而筒内侧摩阻力的增加弥补了部分筒顶承载力损失，因此竖向极限承载力降低幅度、降低速率较小。第二阶段，随着软土层厚度继续增大，筒壁和分舱板提供的侧摩阻力减小，即降低幅度为正值。虽然顶盖承载占比增大，但总体来看除Su1=5 kPa，软土层厚度h1=10 m工况外，筒顶承载水平相比均质地基也是降低的。此时竖向极限承载力降低由筒顶承载力、筒内侧摩阻力共同减小所致，因此竖向极限承载力降低速率显著增大。

2.3 竖向荷载作用下地基破坏模式

竖向荷载作用下基础带着筒内土体下陷，与筒外土体分离，筒底端部刺入下部土体，并随着荷载的增加向下扩大形成V形塑性变形区，因此塑性区主要集中在筒端以及筒体下方V形贯通区。以表层软土强度Su1为5 kPa、40 kPa，厚度h1为2 m、6 m、10 m为例，宽浅式筒型基础在竖向极限状态下地基等效塑性应变如图7所示。

图7 竖向荷载下土体等效塑性应变Fig.7 Equivalent plastic strain of soil under vertical load

由图7可知，当软土层厚度小于H/2时，塑性破坏区范围未有明显改变；当软土层厚度大于H/2时，随着软土层厚度的增加，V形塑性变形区深度减小，筒壁外侧的塑性破坏更加明显，此时荷载传递深度和范围减小，主要由软土层承担竖向荷载，持力层承载性能未能充分发挥。同一软土强度下，随着软土层厚度增加，筒端塑性应变数值先增大后减小，这是因为当软土层覆盖层较浅时，筒顶承载减小，竖向冲剪破坏特征更明显；随着软土层厚度增大，筒内侧摩阻力显著减小，筒顶承载占比增大，因此端部土体等效塑性应变数值反而随土层厚度的增大而减小。

3 宽浅式筒型基础水平承载特性

3.1 水平极限承载力

采用水平位移为0.02(H+H1)时的水平荷载值作为水平极限承载力，其中H为筒壁高度，H1为荷载参考点距筒顶的高度，即水平位移达到0.24 m所对应的水平荷载[23]。

从图8中可以看出，相比均质地基，海床表层软土导致水平承载能力显著降低。当表层软土强度Su1=5 kPa，软土层厚度h1=10 m时，表层软土引起的水平极限承载力降低幅度可达42.68%。图8中虚线是基于软土层厚度2 m和4 m结果得到的极限承载能力降低幅度与软土层厚度的线性拟合，可以看出，水平极限承载力降低幅度随表层软土厚度增加呈线性增长趋势。当软土强度小于20 kPa，厚度大于H/2后，水平极限承载力降低速率增大，说明此时水平极限承载力对软土覆盖层敏感度提高。

图8 表层软土对水平极限承载力影响Fig.8 Effect of soft top soil on horizontal bearing capacity

3.2 水平极限荷载下筒基土压力分布

水平极限荷载作用下，即水平位移达到0.24 m 时，沿埋深提取筒前、筒后内外壁土压力进行研究。由图9可知，筒型基础筒前外壁和筒后内壁的被动土压力对抗弯承载具有重要作用，筒前内壁和筒后外壁的主动区土压力由于筒土分离逐渐趋近于0。均质地基中，被动土压力随埋深的增加而增大，呈非线性分布，筒端部土压力最大。在软土覆盖地基中，软土层内的筒前被动土压力明显减小，且软土强度越小，减小幅度越大；在软硬土层分界处，筒前被动土压力突增，但仍低于均质地基中的抗力水平。筒后被动土压力变化主要体现在端部土压力的下降，这是因为筒裙和分舱板的紧箍作用使得筒内土受表层软土影响不明显。筒前内壁和筒后外壁的主动区土压力反而随着软土层厚度的增大而增大，随软土层土体强度的减小而增大。由上述分析可知，被动土压力的降低是引起软土覆盖地基中筒型基础水平承载力降低的主要影响因素。

图9 水平荷载作用下埋深—筒侧土压力分布曲线Fig.9 Depth-soil pressure distribution curve under horizontal load

3.3 水平荷载作用下地基破坏模式

水平荷载作用下，筒型基础平移运动，筒前土体受挤压，筒后土与筒壁分离，因此土体塑性破坏区主要分布在筒体前侧和底部区域。筒体端部塑性破坏最大，基底形成连续的滑动面，滑动面由筒底向上，贯通至土体表面。筒内土受紧箍作用与筒体形成整体，因此塑性变形没有筒外被动区明显。

以表层软土强度Su1为5 kPa、40 kPa，厚度h1为2 m、6 m、10 m为例，宽浅式筒型基础在水平极限状态下地基等效塑性应变如图10所示。

图10 水平荷载下土体等效塑性应变Fig.10 Equivalent plastic strain of soil under horizontal load

由图10可知，受软土覆盖层影响，筒体前侧塑性区范围缩小并集中于筒壁附近，而滑动面塑性应变增大，说明水平荷载传递范围缩小，侧向土体提供抗力不足，基础抗滑移约束减弱。随着软土层厚度的增大，筒后软土层内塑性区更加明显，而筒端土体等效应变数值减小，且软土强度越小，端部等效应变数值减小幅度越大，如图10(b)、图10(c)所示，说明此时软土层在承担水平荷载方面起重要作用，持力层承载特性未能充分发挥，导致水平承载力显著下降。

4 宽浅式筒型基础弯矩承载特性

4.1 弯矩极限承载力

取转角为0.05 rad对应的弯矩值作为筒型基础的抗弯极限承载力[24]。在上覆不同厚度和强度软土层的地基中，表层软土对宽浅式筒型基础抗弯极限承载力的影响如图11所示。

图11 表层软土对抗弯极限承载力影响Fig.11 Effect of soft top soil on bending bearing capacity

从图11可见，海床表层软土导致基础的弯矩承载能力显著降低。当表层软土强度Su1=5 kPa，软土层厚度h1=10 m时，表层软土引起的抗弯极限承载力降低幅度可达49.41%。基于2 m和4 m结果得到的极限承载能力降低幅度与软土层厚度的线性拟合如图11中虚线所示，可以看出，抗弯极限承载力降低幅度随表层软土厚度增加近似线性增长，软土层厚度大于H/2后，抗弯极限承载力降低速率增大，且土体强度越小，降低速率增大越明显。

4.2 弯矩极限荷载下筒基土压力分布

顺时针弯矩作用下，沿埋深提取筒前(下压侧)、筒后(上翘侧)内外壁土压力进行研究，不同地基条件下筒侧土压力分布如图12所示。由图12可知，随筒体转动，筒前外壁和筒后两侧均存在明显的主被动土压力转换点，主动区由于筒土分离，土压力逐渐减小至0，而筒前内壁受分舱板影响均处于被动区。筒型基础的抗弯能力主要来自筒前内壁和筒后外壁下部的被动土压力。相比于均质地基，随着软土层厚度的增大，筒前外壁和筒后内壁主被动土压力转换点下移，筒前内壁和筒后外壁下部的被动土压力随软土层厚度的增加而降低，软土强度越小，降低幅度越大。

图12 弯矩荷载作用下埋深—筒侧土压力分布曲线Fig.12 Depth-soil pressure distribution curve under moment

4.3 弯矩荷载作用下地基破坏模式

顺时针弯矩荷载作用下，基础筒前向下运动，筒后土体在筒壁上翘作用下向后上方运动，塑性区从筒壁底部向筒后下方延伸，逐渐发展至筒后土体表面，形成贯通的弧形塑性破坏区，筒前端部土体塑性破坏最大。以表层软土强度Su1为5 kPa、40 kPa，厚度h1为2 m、6 m、10 m为例，宽浅式筒型基础在弯矩极限荷载作用下地基等效塑性应变如图13所示。

图13 弯矩荷载下土体等效塑性应变Fig.13 Equivalent plastic strain of soil under moment

由图13(a)～13(c)可知，当软土层强度较小时，随着软土层厚度的增大，弧形塑性区从筒前底部逐渐向筒内发展，软土层塑性区随软土层厚度增加向下扩展，如图13(c)，当表层软土强度Su1=5 kPa，软土层厚度h1=10 m时，此时筒基下方塑性区收缩至近筒后的分舱板，最大土体塑性破坏出现在筒内分舱板附近。受上覆软黏土影响，弯矩荷载传递深度与范围减小，持力层抗弯承载能力未能充分发挥，整体抗弯承载能力降低。由图13(d)～13(f)可知，当软土层土体强度相对较大时，软土层对塑性区范围没有明显的影响，但同样，随着软土层厚度的增大，端部土体等效应变数值减小，基础下方弧形段塑性区范围逐渐弱化。

5 结 语

建立宽浅式筒型基础数值模型，探讨了软土层厚度和土体强度对宽浅式筒型基础承载特性的影响，得到以下结论：

1) 宽浅式筒型基础水平、竖向和弯矩极限承载力随海床表层软土强度的减小而减小，当软土层厚度小于H/2时，极限承载力随软土层厚度的增加近似线性降低；当软土层厚度大于H/2后，极限承载力降低速率增大。

2) 竖向极限荷载作用下，塑性破坏区主要分布在筒端以及下方V形贯通区，受表层软土影响，V形塑性区范围缩小，筒体外侧土体塑性破坏明显。当软土覆盖层较浅时，筒顶承载能力减小，筒内侧摩阻力增大，整体竖向极限承载力降低由筒顶承载力的减小导致；随着软土层厚度继续增大，筒壁和分舱板提供的侧摩阻力减小，筒顶承载力、筒内侧摩阻力共同减小导致竖向极限承载力降低速率显著增大。

3) 水平极限承载状态下宽浅式筒型基础土体塑性破坏区主要集中在筒体前侧和筒基底部。受表层软土影响，筒前塑性区域范围减小，滑动面塑性应变增大，说明水平荷载传递范围减小，侧向土体提供抗力不足，基础抗滑移约束减弱。筒壁被动土压力在基础水平承载中起主要作用，但软土覆盖地基中筒前外壁被动土压力减小，筒后端部土压力减小。

4) 弯矩极限承载状态下基础周围土体出现贯通的弧形破坏区。软土覆盖地基中弧形贯通区弱化并从筒前底部逐渐向筒内发展，软土层塑性区随软土层厚度增加向下扩展。筒前外壁和筒后内壁主被动土压力转换点下移，筒前内壁和筒后外壁下部的被动土压力随软土层厚度的增加而降低。