王 楠，吳建政，徐永臣，黃忠平，朱龍海

（1. 中國海洋大學(xué)海洋地球科學(xué)學(xué)院，山東青島 266100；2. 中國海洋大學(xué)海底科學(xué)與探測技術(shù)教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，山東青島 266100；3. 中國石化集團(tuán)勝利油田海洋鉆井公司，山東東營 257000）

硬土層地基破壞模式及承載能力有限元分析

王 楠1,2，吳建政1,2，徐永臣1,2，黃忠平3，朱龍海1,2

（1. 中國海洋大學(xué)海洋地球科學(xué)學(xué)院，山東青島 266100；2. 中國海洋大學(xué)海底科學(xué)與探測技術(shù)教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，山東青島 266100；3. 中國石化集團(tuán)勝利油田海洋鉆井公司，山東東營 257000）

存在硬土層的層狀地基承載能力分析是自升式平臺(tái)插樁分析的關(guān)鍵問題。目前對于成層土地基的極限承載力往往采用近似的方法進(jìn)行計(jì)算，對地基土的破壞機(jī)制以及中間荷載下土體的應(yīng)力、應(yīng)變情況等問題未得到很好的解決。應(yīng)用有限元法（FEM）對自升式平臺(tái)在硬土層地基中插樁時(shí)地基土的破壞模式和承載能力進(jìn)行了分析，研究表明，B/H越大，下伏軟土層越容易發(fā)生塑性破壞，極限承載力明顯下降，當(dāng)B/H<0.3時(shí)可以忽略下伏軟土層對地基承載力的影響。有限元法與3∶1擴(kuò)散法計(jì)算的地基極限承載力結(jié)果十分接近，通過對某平臺(tái)就位實(shí)例的分析表明，有限元法分析結(jié)果與實(shí)測結(jié)果較為吻合。

自升式鉆井平臺(tái)；硬土層；插樁；有限元法；極限承載力

隨著經(jīng)濟(jì)和社會(huì)的發(fā)展，海洋油氣勘探活動(dòng)迅速增長，自升式平臺(tái)由于其造價(jià)低、可移性強(qiáng)、在各種海況下都具有作業(yè)穩(wěn)定、效率高的優(yōu)點(diǎn)，在海洋油氣勘探開發(fā)中的應(yīng)用越來越廣泛。由于平臺(tái)每次作業(yè)地點(diǎn)的海底地基土的性狀不同，平臺(tái)就位前需要對地基進(jìn)行穩(wěn)定性分析，以保證平臺(tái)作業(yè)安全。在海洋油氣開發(fā)史上，由于對海洋工程地質(zhì)調(diào)查和研究不充分，對地基穩(wěn)定性分析不足，造成平臺(tái)樁靴突然刺穿或滑移的情況時(shí)有發(fā)生。

海底地基土通常由多層土交疊的非均質(zhì)的層狀土構(gòu)成，經(jīng)常會(huì)遇到上覆土層強(qiáng)度大而厚度小、下伏土層強(qiáng)度小而厚度大的情況，這種海底層狀地基通常被稱為“硬殼層”。在這種地層平臺(tái)就位時(shí)有可能發(fā)生樁靴刺穿現(xiàn)象。刺穿失穩(wěn)時(shí)層狀地基的組合方式一般有下列兩種情況：一是砂層覆蓋于軟弱黏性土層之上；二是硬黏性土覆蓋于軟弱黏性土層之上。其中又以第一種地層情況最為常見。

成層土地基與均質(zhì)土地基的破壞模式有很大差別，到目前為止，人們對成層土地基的實(shí)際破壞模式還未完全了解，對于成層土地基的極限承載力在理論上沒有得到很好地解決，只能采用近似的方法進(jìn)行計(jì)算，存在很多問題尚待解決，如上部硬土層和下伏軟土層的破壞機(jī)制、地基土體的變形、應(yīng)力分布等，還需要進(jìn)行進(jìn)一步的研究探討[1]。本文應(yīng)用有限元法（FEM）對硬土層地基土體的破壞模式和破壞機(jī)制進(jìn)行研究，分析逐步加載時(shí)地基土體的應(yīng)力、應(yīng)變狀態(tài)，求解地基破壞時(shí)的極限承載力，并與幾種理論方法計(jì)算的極限承載力結(jié)果進(jìn)行分析驗(yàn)證。

1 硬土層地基極限承載力的幾種理論計(jì)算方法

地基承載力是土力學(xué)的三大經(jīng)典問題之一。土力學(xué)經(jīng)典理論中提供了很多極限承載力的計(jì)算公式，如太沙基、漢森極限承載力公式等，但這些公式大多數(shù)是針對均質(zhì)地基而言的，對非均質(zhì)的成層土地基并不適用。目前對于非均質(zhì)層狀地基的極限承載力往往采用近似的方法進(jìn)行計(jì)算，計(jì)算方法主要有擴(kuò)散角法、邁耶霍夫和漢納法、漢森加權(quán)平均法等[2]。

1.1 擴(kuò)散角法

該理論假定上部基底壓力沿較硬土層向下線性擴(kuò)散，在兩土層交界表面有一個(gè)長度、寬度都變大的等效基礎(chǔ)，在這個(gè)基礎(chǔ)上的極限承載力即可等效為作用在上部較軟土層基礎(chǔ)的整體極限承載力（圖1）。其計(jì)算公式如下：

式中：qb為下伏土層的極限承載力；B為基礎(chǔ)尺寸；H為上部土層的厚度。

圖1 擴(kuò)散角法計(jì)算示意圖

1.2 邁耶霍夫和漢納剪切破壞理論

邁耶霍夫（Meyerhof）和漢納（Hanna）的剪切破壞理論（punching theory）認(rèn)為，軟弱土層上部的較硬土層發(fā)生剪切破壞，假定剪切破壞面為豎直向下，地基地面與土層分界面之間的土層垂直插入軟土層，下伏軟土發(fā)生彈塑性破壞。中間柱狀土體受到兩側(cè)的被動(dòng)土壓力Pp、基礎(chǔ)上部壓力Q及下部土層反力qb的作用，由極限平衡方程既可求得基礎(chǔ)極限承載力（圖2）。極限承載力由上下2層土聯(lián)合提供，計(jì)算公式為：

式中：qb為下伏土層的極限承載力；r1為上層土的容重；Pp為上層剪切破壞面上的被動(dòng)土壓力；δ為被動(dòng)土壓力作用線與水平面的傾角；c為下臥土層的黏聚力；Kph為被動(dòng)土壓力系數(shù)；Ks為沖剪系數(shù)；φ為硬土層的內(nèi)摩擦角。

圖2 邁耶霍夫和漢納理論計(jì)算示意圖

1.3 漢森加權(quán)平均法

在我國，漢森加權(quán)平均法主要用于港口工程中成層土地基設(shè)計(jì)中，該理論在持力層有效深度范圍內(nèi)對不同厚度土層的強(qiáng)度進(jìn)行加權(quán)平均，然后應(yīng)用均質(zhì)土的漢森公式計(jì)算地基極限承載力。

1.4 各理論方法的應(yīng)用

漢森加權(quán)平均法是將整個(gè)地基基礎(chǔ)當(dāng)作均質(zhì)來進(jìn)行計(jì)算，由于各土層間的力學(xué)性狀指標(biāo)相差很大，且成層土的破壞模式與均質(zhì)土的破壞模式有很大的差別，計(jì)算結(jié)果往往和實(shí)際值有較大誤差；而邁耶霍夫和漢納法因參數(shù)較多，計(jì)算步驟繁瑣，很難廣泛應(yīng)用于實(shí)際的工程分析中[3]；擴(kuò)散角法分析時(shí)把硬土層厚度和下伏軟土層的抗剪強(qiáng)度作為主要影響因素，忽略了沖剪阻力，也沒有考慮硬土層密度對荷載擴(kuò)展角的影響，但由于其簡便且易于計(jì)算，在實(shí)際工程中得到較廣泛的應(yīng)用[4]。目前常用的3∶1和2∶1荷載擴(kuò)展分析法是擴(kuò)散角法的特例。3∶1法認(rèn)為tgθ=1/3，即θ≈18.4°，而2∶1法取tgθ=1/2 ，即 θ≈26.5°。我國目前采用《海洋井場調(diào)查規(guī)范》（SY/T6707—2008）中推薦的3∶1荷載擴(kuò)展法計(jì)算成層土地基極限承載力[5]。

目前對于成層土地基的極限承載力分析是建立在極限平衡理論基礎(chǔ)上的，只能對地基在極限荷載作用下的應(yīng)力、變形進(jìn)行計(jì)算分析，對于中間荷載及工作荷載作用下地基土體的變形、應(yīng)力分布等情況則無法計(jì)算。

2 有限元法分析硬土層地基插樁過程

2.1 有限元模型的建立

建立一個(gè)典型的半無限層狀地基的彈塑性地基模型，地基土的組合方式為砂土+軟黏土，各土體的力學(xué)參數(shù)見表1。參考的平臺(tái)參數(shù)如下：樁靴尺寸10 m×10 m，單樁最大荷載17 500 kN?？紤]到問題的空間軸對稱性，可利用其對稱性建立幾何模型，采用四節(jié)點(diǎn)二維軸對稱單元。進(jìn)行有限元數(shù)值模擬時(shí)，采用樁靴尺寸B不變（B=10 m）、改變上覆硬土層的厚度H的方法，分別按照B/H為5、2、1、0.5、0.25（即上覆硬土層厚度分別為2 m、5 m、10 m、20 m、40 m）五種情況下進(jìn)行分析，在地基內(nèi)不同深度處布設(shè)應(yīng)力—應(yīng)變測點(diǎn)，用以分析加載過程中地基土體內(nèi)的應(yīng)力—應(yīng)變關(guān)系。有限元模型如圖3。

表1 土層計(jì)算參數(shù)表

圖3 計(jì)算簡圖

2.2 求解方法

本文應(yīng)用大型有限元軟件ANSYS，采用摩爾—庫侖不等角六邊形外接圓Drucker-Prager屈服準(zhǔn)則，土體采用均質(zhì)、連續(xù)的彈塑性體D-P模型，采用小荷載分步加載的方式對地基土體的應(yīng)力、應(yīng)變情況進(jìn)行分析，求解地基破壞時(shí)的極限承載力[6]。

3 結(jié)果分析

3.1 地基土的破壞模式

3.1.1 地基土破壞模式分析

圖4是當(dāng)B/H分別為5、2、1、0.5、0.25時(shí)，不同加荷狀態(tài)下成層土地基的塑性區(qū)分布圖，可以反映地基土的漸進(jìn)破壞過程。當(dāng)B/H＝5、荷載達(dá)到30 kPa時(shí)，下伏軟土層在軟硬土層交界面處首先出現(xiàn)塑性破壞區(qū)，而上覆硬土層未出現(xiàn)塑性破壞區(qū)；隨著荷載的增大，下伏軟土層在界面附近的塑性破壞區(qū)擴(kuò)展，上覆硬土層在加載兩側(cè)角點(diǎn)處也開始出現(xiàn)塑性破壞區(qū)；隨著荷載的繼續(xù)增大，上覆硬土層的塑性破壞區(qū)從兩側(cè)向內(nèi)下方擴(kuò)展；下伏軟土層的塑性破壞區(qū)向兩側(cè)和斜上方向擴(kuò)展，上下土層的塑性破壞區(qū)快速地整體貫通擴(kuò)展，最終發(fā)展為上下層的整體滑動(dòng)破壞區(qū)。

圖4 不同荷載時(shí)成層土地基塑性區(qū)分布圖

當(dāng)B/H＝2、荷載達(dá)到33.2 kPa時(shí)，在軟硬土層交界面的下伏軟土層內(nèi)先開始出現(xiàn)塑性破壞區(qū)，而上覆硬土體此時(shí)處于彈性平衡狀態(tài)；隨著荷載增大，塑性破壞區(qū)從軟硬土層界面處向上覆硬土層呈倒“V”形擴(kuò)展，塑性破壞區(qū)發(fā)展到硬土層頂面后，上覆硬土層塑性區(qū)開始向下方呈近乎垂直地發(fā)展，并與下伏軟土層的塑性破壞區(qū)連通，下伏軟土層的塑性破壞區(qū)繼續(xù)向兩側(cè)和斜上方向擴(kuò)展并最終形成上下層貫通的整體滑動(dòng)破壞面。

當(dāng)B/H＝1、荷載達(dá)到45.5 kPa時(shí)，在軟硬土層交界面的下伏軟土層內(nèi)先開始出現(xiàn)塑性破壞區(qū)，上覆硬土體此時(shí)處于彈性平衡狀態(tài)；隨著荷載增大，塑性破壞區(qū)從軟硬土層界面處向上覆硬土層呈倒“V”形擴(kuò)展直至硬土層頂面，然后上覆硬土層塑性區(qū)開始向下方呈近乎垂直地發(fā)展，并與下伏軟土層的塑性破壞區(qū)發(fā)生局部的連通。達(dá)到極限荷載狀態(tài)時(shí)，硬土層發(fā)生沖切破壞，下伏軟土層發(fā)生局部塑性破壞，但未形成滑動(dòng)破壞面。

當(dāng)B/H＝0.5、荷載達(dá)到66 kPa時(shí)，上覆硬土層加載兩側(cè)角點(diǎn)處下方土體內(nèi)首先出現(xiàn)塑性破壞區(qū)，下伏軟土層此時(shí)處于彈性平衡狀態(tài)，隨著荷載增大，下伏軟土層僅在土層交界面頂部出現(xiàn)局部的小范圍塑性破壞，上覆硬土層塑性破壞區(qū)向下方呈近乎豎直方向發(fā)展，硬土層發(fā)生沖切破壞。

當(dāng)B/H＝0.25、荷載達(dá)到64.5 kPa時(shí)，上覆硬土體加載兩側(cè)角點(diǎn)下土體內(nèi)開始出現(xiàn)塑性破壞區(qū)，隨著荷載增大，上覆硬土層塑性破壞區(qū)向側(cè)下方向發(fā)展，達(dá)到極限荷載時(shí)硬土層發(fā)生沖切破壞，而下伏軟土層未出現(xiàn)塑性破壞。

可以看出，硬土層厚度較小時(shí)，地基土的破壞模式以下伏軟土層為主，更趨近于整體滑動(dòng)破壞；硬土層厚度較大時(shí)，地基土的破壞模式以上覆硬土層為主，更趨近于沖切或沖剪破壞。

3.1.2 地基土的應(yīng)力—應(yīng)變分析

圖5為不同厚度硬土層的成層地基中界面附加應(yīng)力σz分布情況?？梢钥闯觯A(chǔ)下方土體中的附加應(yīng)力值較大，基礎(chǔ)兩側(cè)的附加應(yīng)力迅速減小，硬土層厚度H越大（基礎(chǔ)尺寸B不變），附加應(yīng)力σz的擴(kuò)散效應(yīng)越明顯。土體的漸進(jìn)破壞經(jīng)歷了彈性變形—塑性破壞—極限破壞三個(gè)階段，隨著荷載的逐漸增大，硬土體和軟土體界面的附加應(yīng)力σz隨之增大。當(dāng)土體處于彈塑性狀態(tài)時(shí)，基礎(chǔ)下方軟硬土體界面處的附加應(yīng)力 σz隨硬土層厚度H增大而顯著減小，而基礎(chǔ)外側(cè)軟硬土體界面處的附加應(yīng)力σz隨硬土層厚度H增大而增大，這是由于硬土層的“板體效應(yīng)”影響，因而在下伏軟土層頂面產(chǎn)生了明顯的應(yīng)力擴(kuò)散現(xiàn)象。彈塑性階段軟硬土體界面附加應(yīng)力 σz與上覆硬土層的厚度H的關(guān)系可概括為“基礎(chǔ)下方σz隨H反比減小，基礎(chǔ)外側(cè)σz隨H正比增加”。當(dāng)土體處于極限破壞狀態(tài)時(shí)，界面附加應(yīng)力σz與上覆硬土層的厚度H的關(guān)系可概括為“基礎(chǔ)下方和外側(cè)σz隨H均正比增加，增至某一界限深度后 σz為零”。這一界限深度即為臨界深度。

圖5 不同厚度硬土層地基界面附加應(yīng)力分布

圖6 為不同B/H時(shí)下伏層表面中心測點(diǎn)A加載的應(yīng)力—應(yīng)變曲線，可以很好的反映地基土的破壞型式。從圖中可以看出，B/H較大時(shí)應(yīng)力—應(yīng)變曲線開始呈線性變化，當(dāng)?shù)鼗茐臅r(shí)出現(xiàn)了明顯的拐點(diǎn)，符合整體滑動(dòng)破壞的特征；隨著B/H的減小，應(yīng)力—應(yīng)變曲線呈非線性變化并不出現(xiàn)明顯的拐點(diǎn)，與局部剪切破壞的曲線特征比較接近；當(dāng)B/H小于一定數(shù)值后，應(yīng)力—應(yīng)變曲線開始表現(xiàn)為線性變化，表明此時(shí)下伏軟土層處于彈性平衡狀態(tài)，未發(fā)生塑性破壞。

圖6 應(yīng)力—應(yīng)變曲線

表2 不同B/H時(shí)硬土層地基承載能力

圖7 不同B/H時(shí)地基臨塑荷載Pcr曲線

3.2 硬土層地基承載能力

3.2.1 硬土層地基承載能力分析

地基土破壞過程總體可分為三個(gè)階段：彈性壓密階段→塑性變形階段→破壞階段。相應(yīng)于地基土應(yīng)力狀態(tài)的三個(gè)階段，有兩個(gè)界限荷載：前一個(gè)是從彈性壓密階段過渡到塑性變形階段的界限荷載，稱為臨塑荷載Pcr；后一個(gè)是從塑性變形階段過渡到破壞階段的界限荷載，稱為極限荷載Pu。

將不同B/H時(shí)硬土層地基的臨塑/極限承載力與假設(shè)單一硬土層（即不考慮下伏軟層）的臨塑/極限承載力比值的百分?jǐn)?shù)定義為臨塑/極限承載能力百分比，可以很好地反映當(dāng)硬土層厚度變化時(shí)硬土層地基承載力的變化情況。不同B/H時(shí)硬土層地基承載能力計(jì)算結(jié)果見表2。

圖7為不同B/H時(shí)地基臨塑荷載曲線。根據(jù)有限元分析結(jié)果可知，當(dāng)B/H≥2時(shí)，地基土的臨塑荷載值隨著硬土層厚度增大，增加幅度很小，臨塑承載能力百分比約為52.7% ~ 58.8%；當(dāng)0.67 < B/H < 2時(shí)，隨著硬土層厚度增大，地基臨塑荷載的增加幅度很大，臨塑荷載迅速提高，最終超過單一硬土層的臨塑荷載值，臨塑承載能力百分比可達(dá)104.4%；隨著硬土層厚度繼續(xù)增大，當(dāng)B/H < 0.67，地基承載能力百分比約為104.4% ~ 116.8%，臨塑荷載的峰值出現(xiàn)在B/H=0.5時(shí)，此后隨著硬土層厚度增加，臨塑荷載略有降低。

硬土層地基臨塑荷載的變化是由于地基的不同破壞模式造成的。硬土層厚度相對于基礎(chǔ)尺寸很小時(shí)，將會(huì)在軟硬土層交界面處出現(xiàn)應(yīng)力集中現(xiàn)象，塑性破壞區(qū)首先出現(xiàn)于軟硬土層交界面的軟土中，因此硬土層地基的臨塑荷載小于單一硬土層的臨塑荷載；硬土層厚度相對于基礎(chǔ)尺寸較大時(shí)，將產(chǎn)生明顯的應(yīng)力擴(kuò)散效應(yīng)，塑性破壞區(qū)的產(chǎn)生因此而滯后，此時(shí)硬土層地基的臨塑荷載較單一硬土層的臨塑荷載相比有所提高。

圖8為不同B/H時(shí)的地基極限承載力曲線?？梢钥闯?，B/H≥2時(shí)，隨著硬土層厚度增大，地基極限承載力有所提高但幅度不大，極限承載能力百分比約為23% ~ 33%；當(dāng)0.286

圖8 不同B/H時(shí)地基極限承載力Pu曲線

3.2.2 影響成層土地基承載能力的因素

成層土地基破壞模式與基礎(chǔ)尺寸B、硬土層厚度H、上下層土體強(qiáng)度之間存在非常復(fù)雜的關(guān)系。當(dāng)?shù)鼗恋奈锢砹W(xué)性質(zhì)和基礎(chǔ)尺寸B一定時(shí)，上覆硬土層厚度H是影響硬土層地基承載能力的主要因素。Tcheng Y（1957年）通過大量試驗(yàn)研究指出，對于上層具有有限厚度的砂層，下層為軟土層的情況下，當(dāng)H/B≥3.5（即B/H<0.286）時(shí)，下伏軟土層對地基承載力沒有影響[7]。

根據(jù)本文有限元分析結(jié)果，隨著硬土層厚度增大，上部荷載對下伏軟土層的影響逐漸減弱，破壞區(qū)域的深度和范圍也隨之減小。B/H≤0.1時(shí)，硬土層地基的極限承載力等于單一硬土層的極限承載力，此時(shí)，下伏軟土層不會(huì)對硬土層地基的承載能力產(chǎn)生影響。這一結(jié)論與Tcheng Y（1957年）的研究結(jié)果相比要更為保守。

為分析本文有限元法（FEM）與Tcheng Y試驗(yàn)研究結(jié)果產(chǎn)生差異的原因，我們對當(dāng)B/H≤0.3時(shí)（分別取0.3、0.286、0.25、0.2、0.1五種情況）硬土層地基的承載能力進(jìn)行了模擬（結(jié)果見表2）。可以看出，這五種情況硬土層地基的極限承載能力百分比分別達(dá)到了94.5%、94.8%、96.7%、96.8%、 100%，已經(jīng)非常接近單一硬土層的極限承載力。

筆者認(rèn)為，Tcheng Y試驗(yàn)結(jié)果比本文有限元法研究結(jié)果偏大是由于現(xiàn)場試驗(yàn)方法和有限元法的精度差異造成的。有限元法作為計(jì)算機(jī)數(shù)值分析方法，其精度依賴于模型和參數(shù)的合理性，總體來說是比較穩(wěn)定和可靠的；而試驗(yàn)方法則可能受到諸多條件和因素的限制，如地基土質(zhì)情況、觀測條件和觀測精度等，試驗(yàn)結(jié)果精度通常會(huì)受到一定地限制[8-11]。通常情況下，5%的誤差被認(rèn)為可以滿足工程應(yīng)用的精度要求。因此，考慮到現(xiàn)場試驗(yàn)方法結(jié)果精度方面的限制，Tcheng Y試驗(yàn)研究認(rèn)為B/H<0.286時(shí)可以忽略下伏軟土層對地基承載力的影響，也是合理的。

4 工程應(yīng)用

存在硬土層的層狀地基承載能力分析是自升式平臺(tái)插樁分析的關(guān)鍵問題。目前對硬土層地基承載能力的確定還沒有成熟可行的理論方法，各種理論公式往往包含經(jīng)驗(yàn)因素，需要在實(shí)踐中根據(jù)經(jīng)驗(yàn)進(jìn)行修正。應(yīng)用有限元法可分析硬土層地基的承載能力，并對自升式平臺(tái)插樁穩(wěn)定性進(jìn)行評(píng)價(jià)。工程實(shí)例如下：某平臺(tái)場址地層參數(shù)、平臺(tái)參數(shù)分別見如表3、表4，選用合適的平臺(tái)并分析就位時(shí)的地基穩(wěn)定性（數(shù)據(jù)引自參考文獻(xiàn)[3]）。

表3 土層參數(shù)

表4 平臺(tái)參數(shù)

通過對地基土進(jìn)行承載力分析可知，4.3~7.0 m處為硬土層（第③層硬黏土），上覆硬土層承載能力遠(yuǎn)大于下伏軟土層（第④層較軟的粉質(zhì)黏土），因此需進(jìn)行刺穿分析。有限元法、擴(kuò)散角法、邁耶霍夫法等理論公式計(jì)算的地基極限承載力見表5。有限元法與3∶1擴(kuò)散法計(jì)算的地基極限承載力比較接近。各方法計(jì)算修正后的第③層硬黏土的地基極限承載力遠(yuǎn)小于平臺(tái)A的地基承載力，接近平臺(tái)B的要求，且下伏軟土層（第④層較軟的粉質(zhì)黏土）的最小承載力也同時(shí)滿足平臺(tái)B的要求，因此，可考慮用平臺(tái)B在該場址作業(yè)。采用3∶1擴(kuò)散法、FEM法和文獻(xiàn)[3]采用的擴(kuò)散角法計(jì)算的相對刺穿安全系數(shù)均大于1，而邁耶霍夫法計(jì)算的相對刺穿安全系數(shù)小于1，有限元法與擴(kuò)散角法計(jì)算結(jié)果接近，且偏于安全。

表5 各種方法計(jì)算的地基極限承載力

由于樁靴基礎(chǔ)尺寸較大（直徑18.3 m），應(yīng)充分考慮基礎(chǔ)影響深度范圍內(nèi)的所有土體。當(dāng)置于第③層硬黏土（層厚2.7 m）時(shí)，基礎(chǔ)下影響深度范圍內(nèi)第④層相對較軟的粉質(zhì)黏土厚度較?。▽雍?.7 m），其下為力學(xué)性質(zhì)更好且厚度較大（層厚3.7 m）的第⑤層密砂層，土層的承載能力將會(huì)得到提高。根據(jù)實(shí)測結(jié)果，平臺(tái)B在該場址就位時(shí)未發(fā)生刺穿，最終入泥深度為4.4 m左右，理論分析與實(shí)測結(jié)果吻合較好。

5 結(jié)語

海底地基土常為多層土交疊狀態(tài)，經(jīng)常會(huì)遇到上硬下軟的“硬土層”，在這種地層情況自升式平臺(tái)就位時(shí)需要對地基穩(wěn)定性進(jìn)行分析，以保證平臺(tái)作業(yè)安全。由于成層土地基與均質(zhì)土地基的破壞模式有很大差別，到目前為止，人們對成層土地基的實(shí)際破壞模式還未完全了解，對于成層土地基的極限承載力在理論上沒有得到很好地解決。本文應(yīng)用有限元法（FEM）對自升式平臺(tái)在硬土層地基中插樁時(shí)地基土的破壞模式和承載能力進(jìn)行了分析，研究表明，基礎(chǔ)尺寸B一定時(shí)，上覆硬土層厚度H是影響地基土破壞模式和地基承載能力的主要因素。隨著B/H增大，下伏軟土層對地基承載能力的影響變大，地基越容易發(fā)生塑性破壞，極限承載力明顯下降，當(dāng)B/H≤0.3時(shí)可以忽略下伏軟土層對地基承載力的影響。有限元法與3∶1擴(kuò)散法計(jì)算的地基極限承載力結(jié)果十分接近，通過對某平臺(tái)就位實(shí)例的分析表明，有限元分析結(jié)果與實(shí)測插樁結(jié)果較為吻合。

有限元法考慮了土體的本構(gòu)關(guān)系、應(yīng)力—應(yīng)變關(guān)系、邊界條件等因素，可以適用于更加復(fù)雜的模型和邊界載荷條件，如復(fù)雜迭層土、偏心荷載等，并能揭示地基漸進(jìn)破壞過程，分析結(jié)果更加精確合理。有限元法在海洋平臺(tái)地基承載力和穩(wěn)定性分析方面有著廣闊的發(fā)展前景，通過大量的平臺(tái)工程實(shí)例研究，有望應(yīng)用于海洋工程實(shí)踐中。

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Research on Foundation Damage Modes and Bearing Capacity in Hard Soil with Finite Element Method

WANG Nan1,2，WU Jianzheng1,2，XU Yongchen1,2，HUANG Zhongping3，ZHU Longhai1,2
(1. College of Marine Geosciences, Ocean University of China, Qingdao Shandong 266100, China; 2. Key Lab of Submarine Geosciences and Prospecting Techniques Ministry of Education, Ocean University of China, Qingdao Shandong 266100, China; 3. SINOPEC Shengli Offshore Drilling Company, Dongying Shandong 257000, China)

The bearing capacity of hard soil shell over a layered foundation is the key for calculation of penetration of jack-up leg footing. Currently, the ultimate bearing capacity of layered foundation is usually calculated with approximation method. With this approximation method, the damage modes and the stress of foundation under middle load can not been solved fully. The Finite Element Method has been used for simulating the damage process of foundation. The study results reveal that the plastic damage of soft stratum occurs more easily with the increasing of B/H value, and the ultimate bearing capacity reduces obviously. The soft stratum should not inf l uence the ultimate bearing capacity of foundation when the numerical value of B/H is less than 0.3. Results show that the Finite Element Method matches well with the method of 3:1 Expansion Angle. Through analysis on a penetration example of jack-up leg footing, the analyzing results with Finite Element Method are coincided with the actual measured results.

Jack-up rig; hard soil shell; penetration; fi nite element method; ultimate bearing capacity

P642

A

10.3969/j.issn.1008-2336.2012.04.088

1008-2336（2012）04-0088-08

勝利油田海洋鉆井公司重點(diǎn)科技攻關(guān)項(xiàng)目“勝利海區(qū)地基土對自升式平臺(tái)樁基作用的響應(yīng)研究”（編號(hào)：GKZ1215）。

2012-03-23；改回日期：2012-05-10

王楠，男，1981年生，博士生，從事海洋工程地質(zhì)、海洋工程環(huán)境研究工作。E-mail：wangnanouc@163.com。