王雪菲，李德明，樂從歡，李家樂

（1.河北工業(yè)大學(xué)土木與交通學(xué)院，天津 300041；2.天津大學(xué)建筑與工程學(xué)院，天津 300072）

海上風(fēng)力發(fā)電是風(fēng)能發(fā)電的重要方向[1］。我國海上風(fēng)能資源豐富，風(fēng)能儲備在世界上位于前列。相比于陸地上的風(fēng)力發(fā)電場，海上風(fēng)力發(fā)電場容量系數(shù)較高[2］，而且不占用土地資源。在風(fēng)機(jī)之間可以發(fā)展海洋養(yǎng)殖業(yè)以及促進(jìn)制氫（氧）業(yè)等[3］，充分利用海洋資源。風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)成本占總成本的20%～25%，其相比于第一大成本構(gòu)成風(fēng)機(jī)設(shè)備（占比30%）而言，風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)的造價(jià)浮動范圍更大。因此風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)成本增長是海上風(fēng)機(jī)總投資增長的主要原因。

吸力筒基礎(chǔ)是一種新型的基礎(chǔ)形式，其形狀呈一個(gè)倒置的圓桶結(jié)構(gòu)。吸力筒基礎(chǔ)通過負(fù)壓或頂壓等方式使筒壁插入海床之中，通過裙墻和頂板的壓力以及摩阻力提供承載力。相比其他的基礎(chǔ)形式具有節(jié)約材料、施工方便等特點(diǎn)[4-5］，可以通過陸上加工廠加工成型托運(yùn)至風(fēng)電場安裝，減少現(xiàn)場加工難度。吸力筒基礎(chǔ)早期用于海上采油、天然氣平臺的吸力錨，承受上拔荷載作用[6］。海上采油、天然氣平臺使用的吸力筒結(jié)構(gòu)其長度L為直徑D的數(shù)倍之多，而海上風(fēng)電基礎(chǔ)中所使用的吸力筒基礎(chǔ)裙墻長度L普遍小于或等于直徑D。在海上風(fēng)電基礎(chǔ)中吸力筒基礎(chǔ)承受豎直荷載、水平荷載和傾覆力矩[7］。因此，與傳統(tǒng)的海工構(gòu)筑物的吸力筒基礎(chǔ)相比，海上風(fēng)電基礎(chǔ)中吸力筒所受主要荷載不同，這樣造成基礎(chǔ)的破壞模式存在很大差異。

近年來，許多學(xué)者對吸力筒基礎(chǔ)的破壞模式不斷探索。Li等[8-12］通過海洋飽和細(xì)沙中橫向聯(lián)合荷載模型試驗(yàn)得到吸力筒基礎(chǔ)在水平荷載作用下的失效機(jī)理。其失效機(jī)理為旋轉(zhuǎn)破壞和平移破壞的模式，其中變形破壞在彈性和彈塑性階段基礎(chǔ)和土基的變形模式主要以水平移動為主，在塑性階段吸力筒基礎(chǔ)的破壞機(jī)理是由水平移動變?yōu)樗揭苿雍托D(zhuǎn)的組合。Yin等[13］通過有限元分析使用MMC和HS這2種宏觀元素，提出了在豎直荷載、水平荷載以及傾覆彎矩的作用下吸力筒基礎(chǔ)破壞包絡(luò)面公式。Bang[14］通過100g離心機(jī)試驗(yàn)驗(yàn)證并測算旋轉(zhuǎn)中心的位置修正了樁身投影面積和偏心率系數(shù)利用破壞包絡(luò)線得到最大水平抗力。Vicent等[15］通過吸力筒平臺的三維有限元模型與1g試驗(yàn)對比分析得到旋轉(zhuǎn)中心的位置范圍以及裙墻的接觸阻力并提出方程式評估吸力筒基礎(chǔ)的水平和垂直承載力。Liu等[16］通過不同高徑的吸力筒基礎(chǔ)試驗(yàn)并在有限元軟件ABAQUS上建立三維模型，結(jié)合試驗(yàn)結(jié)果和有限元數(shù)值模擬分析得到L/D＞0.5時(shí)旋轉(zhuǎn)中心位于泥面以下0.7L處，L/D≤0.5時(shí)旋轉(zhuǎn)中心位于泥面以下0.5L處的中心線處。Ma等[17］通過離心機(jī)試驗(yàn)對吸力筒淺筒基礎(chǔ)水平承載力測試結(jié)合有限元分析得到L/D約為0.2～0.5吸力筒基礎(chǔ)抗傾覆承載力的計(jì)算方法，其中假設(shè)旋轉(zhuǎn)中心的位置為泥面以下0.50倍裙墻高度、距中心線0.42倍半徑的位置。通過計(jì)算結(jié)果表明旋轉(zhuǎn)中心的位置對抗傾覆承載力影響較大，從而影響到海上風(fēng)電基礎(chǔ)承載力設(shè)計(jì)值。其離心機(jī)模型與有限元模型對比結(jié)果通過極限平衡法和Wrinkle假設(shè)提出了一種抗旋轉(zhuǎn)位移的計(jì)算方法，這種計(jì)算方法與經(jīng)典土壓力理論計(jì)算方法相比更為適用。

寬淺式吸力筒基礎(chǔ)從受到外部荷載到基礎(chǔ)破壞的過程中，基礎(chǔ)與內(nèi)部土壤的變形往往不能同時(shí)進(jìn)行，這使其承載能力機(jī)制不明確。因此，寬淺式吸力筒基礎(chǔ)設(shè)計(jì)時(shí)必須采取保守設(shè)計(jì)。綜上研究，極限平衡法是目前在筒型基礎(chǔ)的穩(wěn)定性計(jì)算中廣泛應(yīng)用的方法。在計(jì)算過程中旋轉(zhuǎn)中心的位置確定被動土壓力和主動土壓力計(jì)算區(qū)域。由于在相同深度被動土壓力與主動土壓力數(shù)值上存在差異。因此，旋轉(zhuǎn)中心的確定對計(jì)算結(jié)果有重要影響。而寬淺式基礎(chǔ)的計(jì)算中旋轉(zhuǎn)中心以0.5倍裙墻深度為默認(rèn)值，這使得不同筒徑比的吸力筒基礎(chǔ)穩(wěn)定性計(jì)算值與真實(shí)值差異較大。

本文在現(xiàn)在已有研究的基礎(chǔ)上通過ABAQUS軟件建立有限元模型對比離心機(jī)試驗(yàn)結(jié)果，分析寬淺式吸力筒不同筒徑比對旋轉(zhuǎn)中心位置的影響，并總結(jié)寬淺式吸力筒基礎(chǔ)旋轉(zhuǎn)中心隨筒徑比變化的規(guī)律，以便指導(dǎo)吸力筒基礎(chǔ)承載力計(jì)算。

1 模型試驗(yàn)

在目前的研究中，吸力筒基礎(chǔ)的試驗(yàn)方法大致有3種分別有：現(xiàn)場試驗(yàn)、實(shí)驗(yàn)室試驗(yàn)和離心機(jī)試驗(yàn)。其中現(xiàn)場試驗(yàn)最為精確，但試驗(yàn)資金消耗非常大而且試驗(yàn)進(jìn)程慢。實(shí)驗(yàn)室試驗(yàn)?zāi)Ｐ托⌒枰s放定律計(jì)算，而且對于某些巖土現(xiàn)象無法復(fù)制，因此誤差相對較大。離心機(jī)試驗(yàn)是一種先進(jìn)的試驗(yàn)方法，通過離心機(jī)提供重力加速度使模型尺寸擴(kuò)大，填補(bǔ)現(xiàn)場測試和分析解決方案之間的空白，離心機(jī)建模為概念驗(yàn)證和數(shù)值模擬校準(zhǔn)提供了可靠的實(shí)驗(yàn)結(jié)果。離心機(jī)模型與實(shí)際模型關(guān)系如表1所示，表1中N為重力加速度的倍數(shù)，本試驗(yàn)在50倍的重力加速度下進(jìn)行N的值為50[18］。

圖1為吸力筒基礎(chǔ)。如圖2所示，所有的離心機(jī)試驗(yàn)在Case Western Reserve University的土工離心機(jī)上進(jìn)行。測試的土基和吸力筒基礎(chǔ)等測試模型和傳感器設(shè)置在剛性土箱中。通過砂雨法在剛性土箱中均勻分布中密砂，安裝吸力筒基礎(chǔ)并固結(jié)穩(wěn)定。離心機(jī)通過數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)和高速攝影系統(tǒng)記錄和監(jiān)控運(yùn)行期間的力和位移測試。安裝在剛性箱體的頂部的鋼梁將激勵(lì)器、壓力傳感器和橫向位移傳感器固定，激勵(lì)器和位移傳感器通過光滑固定環(huán)與塔柱連接。在土箱達(dá)到50g的重力加速度時(shí)記錄橫向位移變化，通過離心機(jī)定律計(jì)算光滑圓環(huán)的位置相當(dāng)于實(shí)際塔柱上距泥面3m處。風(fēng)機(jī)模型部分包括吸力筒基礎(chǔ)、風(fēng)塔和配重塊。為簡單起見，塔頭，包括機(jī)艙，轉(zhuǎn)子軸和葉片，由塊狀質(zhì)量塊表示，通過離心機(jī)定律放大后尺寸為1.75m、1.75m、1.25m（長、寬、高）吸力筒基礎(chǔ)如圖1所示，試驗(yàn)分別對AP（aspect ratios）為0.3、0.5和0.7的模型進(jìn)行試驗(yàn)，其中AP是吸力筒基礎(chǔ)裙墻高度L與直徑D比值。使用特質(zhì)硅砂的顆粒相對較小，在離心機(jī)建模的在承載力分析中仍能保持適當(dāng)?shù)膬?nèi)摩擦角，因?yàn)槌叨刃?yīng)最小[19］。其模型尺寸通過離心機(jī)縮放定律如表1所示，得到實(shí)際模型參數(shù)如表2所示。

表2 吸力筒模型尺寸Tab.2 Dimensions of bucket model

圖1 吸力筒基礎(chǔ)Fig.1 Suction bucket foundation

圖2 試驗(yàn)裝置Fig.2 The experimental device

表1 離心機(jī)比例關(guān)系Tab.1 Centrifuge scaling relations

風(fēng)機(jī)模型由吸力筒基礎(chǔ)、塔柱和配重塊組成。吸力筒基礎(chǔ)材質(zhì)為鋼，密度為7 800kg·m-3，彈性模量為210Gpa，其裙墻厚度均為0.024m，頂板厚度均為0.02m。塔柱長度為13m，橫截面為環(huán)形外徑0.25m，壁厚為0.1m。配重塊長和寬為1.75m、高為1.25m，材質(zhì)為7075鋁合金，密度為2 700 kg·m-3，彈性模量為72GPa。土基為砂質(zhì)土，在準(zhǔn)備土壤之前，將硅砂烘干24h，將干燥的砂逐層用砂雨法以固定高度灑入剛性容器中，然后進(jìn)行輕微壓實(shí)以獲得所需的相對密度，將蒸餾水從底部緩慢注入容器，然后真空飽和24h以上。制備土樣后通過環(huán)刀法測得其有效重度為8.6 KN·m-3，通過直剪試驗(yàn)測得飽和硅砂的內(nèi)摩擦角為31°[19］。在每個(gè)試驗(yàn)后，均重新用同樣的方法制備土樣以保證試驗(yàn)的一致性。

2 數(shù)值模擬

2.1 有限元模型建立

有限元的計(jì)算模型由風(fēng)機(jī)模型和土基組成，是按照離心機(jī)試驗(yàn)?zāi)Ｐ屯ㄟ^縮放定律放大的實(shí)際尺寸建立模型。有限元模型使用C3D8R單元，其劃分網(wǎng)格結(jié)合中性軸算法和進(jìn)階算法，通過參數(shù)化研究得到網(wǎng)格參數(shù)，布種間距從筒內(nèi)土體中心筒壁0.05D到筒土邊界0.25D，，其中D為吸力筒基礎(chǔ)的直徑。自土體接觸處網(wǎng)格由近及遠(yuǎn)逐漸變疏。土體模型底部采用位移全約束，側(cè)壁約束水平位移，頂面為自由平面。為消除邊界條件的影響，徑向取6倍筒徑，深度方向取5倍裙墻深度。如圖3所示。

圖3 吸力筒基礎(chǔ)-土有限元模型Fig.3 Suction bucket-soil finite element model

土體模型采用Mohr-Coulomb屈服準(zhǔn)則，因?yàn)镸ohr-Coulomb模型的塑性流動法則是非關(guān)聯(lián)的，因此使用非對稱求解器對模型進(jìn)行計(jì)算。ABAQUS軟件中Mohr-Coulomb模型采用光滑塑性流動勢面，不同于經(jīng)典Mohr-Coulomb屈服準(zhǔn)則。定義塑性勢函數(shù)G在π平面上的偏心率e，將土體材料的黏度系數(shù)取較小值，保證模型運(yùn)行順暢，同時(shí)模擬出砂土的特性[16］。位移荷載施加在塔柱上距泥面3m處的參考點(diǎn)上，這與試驗(yàn)的傳感器安裝位置相同。為保證模型均達(dá)到塑性破壞，3個(gè)模型施加水平位移均為600mm。由于加載速率的變化對砂土的黏塑特性影響[20］，根據(jù)離心機(jī)試驗(yàn)加載情況定義加載函數(shù)，定義的加載函數(shù)屬于靜態(tài)加載，超靜孔隙水壓力沒有明顯積累，因此模型中不考慮孔隙水壓力變化帶來的影響。吸力筒筒體與土采用顯式表面與表面接觸，其接觸面摩擦角為土體內(nèi)摩擦角減5°，為26°。接觸面法向采用“硬”接觸，切向采用罰函數(shù)。通過控制位移求得反力得到荷載-位移曲線，當(dāng)荷載不再增加而位移趨向于無窮大時(shí)，地基達(dá)到極限平衡狀態(tài)，此過程中荷載最大值為吸力筒基礎(chǔ)極限承載力。

2.2 試驗(yàn)與模型計(jì)算結(jié)果

將筒徑比分別為0.3、0.5、0.7的離心機(jī)試驗(yàn)結(jié)果與有限元模型試驗(yàn)結(jié)果對比如圖4所示，圖中l(wèi)/D為歸一化位移。圖4中模型力與位移關(guān)系曲線由設(shè)置于3m的參考點(diǎn)輸出，保證與離心機(jī)試驗(yàn)力和位移輸出點(diǎn)位置相同。由圖4可以看出，由于離心機(jī)試驗(yàn)的限制，在裝置啟動時(shí)有較大的加速度，無法準(zhǔn)確測量初始階段的極小位移，造成初始剛度較大，待裝置穩(wěn)定后，試驗(yàn)曲線能夠反映彈塑性階段的剛度變化，與數(shù)值模擬結(jié)果較為相似。本文主要研究筒型基礎(chǔ)極限載荷作用下的承載特性，以極限承載力進(jìn)行表征，數(shù)值模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果較為吻合，極限承載力隨筒徑比的變化趨勢一致[19］，在加載前期的彈性階段，曲線呈線性增長。其曲線的斜率數(shù)值相近。由于加筒徑比為0.3、0.5和0.7的3組試驗(yàn)中，吸力筒基礎(chǔ)半徑相同而裙墻高度不同，因此，吸力筒基礎(chǔ)的初始剛度對半徑大小更敏感；極限破壞時(shí)水平承載力差異較大，所以極限承載力的大小與裙墻嵌入深度的相關(guān)性更大。這與Achmus等[21］得到的結(jié)論一致。通過有限元模型數(shù)值模擬曲線與試驗(yàn)結(jié)果對比，在彈塑性階段變化趨勢基本一致最終達(dá)到塑性破壞。得到的承載力與試驗(yàn)結(jié)果具有很好的匹配性?？梢詰?yīng)用有限元數(shù)值模擬模型，研究不同筒徑比的旋轉(zhuǎn)中心位置及其變化規(guī)律。

圖4 試驗(yàn)-模型結(jié)果對比Fig.4 Comparison of experimental model results

2.3 數(shù)形計(jì)算

通過有限元模型模擬中計(jì)算點(diǎn)的坐標(biāo)位置變化，代入推導(dǎo)所得旋轉(zhuǎn)中心的計(jì)算公式中，可得到基礎(chǔ)旋轉(zhuǎn)中心數(shù)形解

式中：x0、x1、x2、x3、x4、z0、z1、z2、z3、z4位置如圖5所示；R為吸力筒基礎(chǔ)半徑。式（1）與式（2）是通過吸力筒基礎(chǔ)旋轉(zhuǎn)幾何關(guān)系計(jì)算旋轉(zhuǎn)中心，這與基礎(chǔ)內(nèi)部土體自身位移旋轉(zhuǎn)中心存在差異。由圖6內(nèi)部土體位移矢量圖可以看出，當(dāng)基礎(chǔ)達(dá)到水平承載力極限值時(shí)基礎(chǔ)內(nèi)部土體圍繞一點(diǎn)的切向產(chǎn)生位移，該點(diǎn)是基礎(chǔ)的旋轉(zhuǎn)中心，此時(shí)頂蓋會與筒內(nèi)土體脫離，抗傾覆力矩主要由裙墻產(chǎn)生。AP=0.3與AP=0.5和AP=0.7相比，基礎(chǔ)旋轉(zhuǎn)中心的水平位置發(fā)生了顯著的變化，但不會影響裙墻產(chǎn)生的抗傾覆力矩。旋轉(zhuǎn)中心深度會對基礎(chǔ)的破壞形式和承載力產(chǎn)生影響，在旋轉(zhuǎn)中心上部為被動土壓力，其下部為主動土壓力。不同筒徑比對應(yīng)旋轉(zhuǎn)中心位置相對裙墻深度的位置也發(fā)生變化。筒徑比為0.3和0.5時(shí)旋轉(zhuǎn)中心位置相近，當(dāng)筒徑比為0.7時(shí)旋轉(zhuǎn)中心深度明顯增大。在吸力筒基礎(chǔ)發(fā)生旋轉(zhuǎn)的破壞過程中，在受水平位移荷載初期，寬淺式吸力筒基礎(chǔ)都會發(fā)生水平移動，此時(shí)旋轉(zhuǎn)中心的位置接近于無限。

圖5 模型示意圖Fig.5 Diagram of model

圖6 位移矢量圖Fig.6 Displacement vector

隨著荷載增加，基礎(chǔ)及內(nèi)部土體產(chǎn)生旋轉(zhuǎn)位移，其旋轉(zhuǎn)中心位置歸一化后結(jié)果對比如圖7所示。旋轉(zhuǎn)中心的位置隨著位移荷載的增加不斷變深，最終達(dá)到穩(wěn)定。

圖7 基礎(chǔ)旋轉(zhuǎn)中心Fig.7 Foundation rotation center

圖8是由有限元模型各個(gè)接觸面土壓力及摩擦力產(chǎn)生的總抵抗力矩與總合力的比值，得到旋轉(zhuǎn)中心的相對深度。由圖8可以得出筒徑比為0.5時(shí)旋轉(zhuǎn)中心最淺，0.7時(shí)相對深度最深?？梢缘玫降淖兓厔轂椋篖/D為0.3和0.5的寬淺式吸力筒旋轉(zhuǎn)中心的相對位置較為接近，當(dāng)L/D為0.7時(shí)吸力筒旋轉(zhuǎn)中心的相對位置明顯變深。

圖8 土體旋轉(zhuǎn)中心Fig.8 Soil rotation center

3 筒型基礎(chǔ)漸進(jìn)演化破壞模式

3.1 理論計(jì)算

由有限元模型的軸向剖面圖可以看出，隨著水平荷載的持續(xù)作用，當(dāng)筒基在達(dá)到極限荷載時(shí)裙墻后側(cè)外部土體和內(nèi)部下側(cè)土體與裙墻分離。與周圍土體相比吸力筒基礎(chǔ)剛度很大，所以當(dāng)土基破壞整個(gè)基礎(chǔ)也隨之破壞，在此過程中吸力筒基礎(chǔ)在發(fā)生水平位移時(shí)伴隨著旋轉(zhuǎn)，當(dāng)旋轉(zhuǎn)到一定角度基礎(chǔ)發(fā)生失穩(wěn)破壞。

吸力筒基礎(chǔ)的水平承載力符合Wrinkle假定，因此水平承載力極限值應(yīng)小于等于裙墻周圍地基土的極限抗力。裙墻外壁受到的摩擦阻力與該點(diǎn)處徑向土壓力成正比。此時(shí)基礎(chǔ)受到裙墻內(nèi)側(cè)外側(cè)土壓力和摩擦阻力、裙墻底部土壓力和摩擦阻力以及頂板土壓力和摩擦阻力，如圖9所示。

圖9 受力圖Fig.9 Schematic diagram of stress

由朗肯土壓力理論，式（3）為裙墻被動土壓力，式（4）為主動土壓力。

式中：Fp為筒墻被動土壓力；Fa為筒墻主動土壓力；Fp1為筒前外側(cè)被動土壓力；Fp2為筒前內(nèi)側(cè)被動土壓力；Fp3為筒后內(nèi)側(cè)被動土壓力；Fp4為筒后外側(cè)被動土壓力；Fa1為筒前外側(cè)主動土壓力；Fa2為筒前內(nèi)側(cè)主動土壓力；Fa3為筒后內(nèi)側(cè)主動土壓力；Fa4為筒后外側(cè)主動土壓力；f1為筒前摩擦阻力；f2為筒后摩擦阻力；q1為筒底土壓力；Fxz為水平承載力；Mf為摩阻力產(chǎn)生的抵抗矩；Mside為裙墻側(cè)壁摩擦阻力產(chǎn)生的抵抗矩；Mtop為頂板摩擦阻力產(chǎn)生的抵抗矩；Mp為被動土壓力產(chǎn)生的抵抗矩；Ma為主動土壓力產(chǎn)生的抵抗矩；Mq為筒底土壓力產(chǎn)生的抵抗矩；為筒底土壓力；e為水平力偏心距；p（z）為土的極限抗力；φ為土與基礎(chǔ)表面摩擦角；k0為水平土壓力系數(shù)；a為量綱為一的系數(shù)，一般取0.8。

通過聯(lián)立承載力平衡方程和力矩平衡方程分別計(jì)算筒徑比為0.3、0.5、0.7的旋轉(zhuǎn)中心z0，由于篇幅限制計(jì)算過程不贅述。

3.2 理論計(jì)算與模型計(jì)算對比

吸力筒基礎(chǔ)旋轉(zhuǎn)中心深度與裙墻長度的比值是旋轉(zhuǎn)中心相對深度，對比幾何計(jì)算與土壓力建立平衡方程這2種方法計(jì)算的土體旋轉(zhuǎn)中心相對深度如表3所示，幾何計(jì)算的旋轉(zhuǎn)中心呈線性分布，土壓力建立的方程求得的土體旋轉(zhuǎn)中心呈二次分布，對比誤差與理論計(jì)算值對比誤差在7%左右，進(jìn)一步驗(yàn)證了吸力筒基礎(chǔ)與基礎(chǔ)內(nèi)部土體在旋轉(zhuǎn)破壞的過程中位移不能同時(shí)進(jìn)行、旋轉(zhuǎn)中心存在差異的結(jié)論。

表3 旋轉(zhuǎn)中心相對位置對比Tab.3 Comparison of rotation center

L/D為0.3時(shí)其旋轉(zhuǎn)中心的位置比0.5時(shí)較深，水平承載力相差不大，而當(dāng)L/D為0.7時(shí)其旋轉(zhuǎn)中心的位置明顯變深，這是水平承載力陡增的一個(gè)重要原因。由此可以得到旋轉(zhuǎn)中心變深使其上部分被動土壓力區(qū)增大是使寬淺式吸力筒基礎(chǔ)水平承載力增大以及抗傾覆能力增強(qiáng)的重要原因。旋轉(zhuǎn)中心在L/D為0.3～0.7的范圍內(nèi)分布如圖10所示。其關(guān)系滿足式（15）：

圖10 旋轉(zhuǎn)中心分布Fig.10 Distribution of rotation center

寬淺式基礎(chǔ)的水平承載力計(jì)算中，旋轉(zhuǎn)中心默認(rèn)以0.5倍裙墻深度計(jì)算。將傳統(tǒng)默認(rèn)的旋轉(zhuǎn)中心位置與本研究得到的土體旋轉(zhuǎn)中心位置分別代入到極限平衡法的水平承載力公式，計(jì)算出水平極限承載力，其對比計(jì)算結(jié)果如表4所示。通過AP=0.4和AP=0.6的有限元模型計(jì)算土體旋轉(zhuǎn)中心相對深度分別為0.425和0.459，與式（13）的結(jié)果對比，誤差分別1.3%和1.6%，對比可以發(fā)現(xiàn)土壓力所求旋轉(zhuǎn)中心相對深度比幾何方法所求的基礎(chǔ)旋轉(zhuǎn)中心相對深度所求得水平極限承載力更接近試驗(yàn)結(jié)果和數(shù)值模擬計(jì)算結(jié)果。

表4 水平承載力對比Tab.4 Comparison of horizontal load（單位：kN）

在L/D為0.7時(shí)旋轉(zhuǎn)中心位置相比默認(rèn)旋轉(zhuǎn)中心位置略低，但由于對應(yīng)裙墻長度增加而求得被動土壓力面積增大，而且增大的面積處所對應(yīng)深度的被動土壓力也比假設(shè)值大，所以筒徑比越大時(shí)假設(shè)旋轉(zhuǎn)中心位置與真實(shí)旋轉(zhuǎn)中心的差異對極限水平承載力影響越大。與假設(shè)旋轉(zhuǎn)中心位置在0.5L計(jì)算的理論值相比，在式（15）得到的旋轉(zhuǎn)中心位置所求得的水平承載力更接近實(shí)驗(yàn)值。

4 結(jié)論

通過對寬淺式吸力筒基礎(chǔ)離心機(jī)試驗(yàn)并建立有限元模型研究在無黏性土中和水平承載力下不同筒徑比與旋轉(zhuǎn)中心位置變化的規(guī)律，主要結(jié)論如下：

（1）相同直徑的吸力筒基礎(chǔ)在受到外荷載初期幾乎具有相同的剛度，在這一階段中裙墻長度影響較小。因此，對于約為極限水平荷載30%的水平荷載，吸力筒基礎(chǔ)具有較好的抗變形能力。

（2）吸力筒基礎(chǔ)的裙墻深度直接影響到吸力筒基礎(chǔ)的水平承載力的大小。筒體的旋轉(zhuǎn)中心與筒內(nèi)土體的旋轉(zhuǎn)中心不同，進(jìn)一步驗(yàn)證了基礎(chǔ)與內(nèi)部土壤的變形破壞不能同時(shí)進(jìn)行的結(jié)論。旋轉(zhuǎn)中心的位置變化會影響到筒基土壓力中被動土壓力的分布范圍，旋轉(zhuǎn)中心的位置對其極限承載力的大小有重要影響。

（3）通過求解得到旋轉(zhuǎn)中心位置與筒徑比關(guān)系的解析式，用于極限平衡法計(jì)算水平承載力。將該計(jì)算數(shù)值代入理論公式中計(jì)算，其得到的水平承載力極限值與傳統(tǒng)假設(shè)旋轉(zhuǎn)中心位置得到的計(jì)算值相比更接近試驗(yàn)結(jié)果。由此，可以驗(yàn)證該研究結(jié)果更符合寬淺式吸力筒基礎(chǔ)漸進(jìn)破壞過程。

隨著研究不斷的深入，不同的地質(zhì)條件和加載模式都會對基礎(chǔ)的旋轉(zhuǎn)中心變化產(chǎn)生影響。為得到可用于實(shí)際工程的寬淺式吸力筒基礎(chǔ)漸進(jìn)破壞規(guī)律，進(jìn)一步得到極限荷載的計(jì)算方法還需要大量的研究工作。本文研究結(jié)論建立在有限元數(shù)值分析上，其結(jié)論有待深入驗(yàn)證。

作者貢獻(xiàn)聲明：

王雪菲：研究思路及論文內(nèi)容把控，論文審閱及修改。

李德明：數(shù)值模型建立及分析，論文初稿撰寫。

樂從歡：提供相關(guān)資料，論文審閱。

李家樂：試驗(yàn)方案設(shè)計(jì)及開展，試驗(yàn)結(jié)果分析，論文審閱。