丁紅巖， 張超， 張浦陽(yáng)1,， 翟漢波

(1.天津大學(xué) 水利工程仿真與安全國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，天津 300072； 2.天津大學(xué) 濱海土木工程與安全教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，天津 300072； 3.天津大學(xué) 建筑工程學(xué)院，天津 300072)

風(fēng)能是一種可再生清潔能源，近十幾年全球海洋風(fēng)電產(chǎn)業(yè)迅速發(fā)展，同時(shí)風(fēng)機(jī)的基礎(chǔ)形式也得到了豐富和發(fā)展。風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)形式的選擇對(duì)風(fēng)機(jī)建設(shè)成本具有重要影響，合理的基礎(chǔ)形式能夠大大降低設(shè)計(jì)施工費(fèi)用。筒型基礎(chǔ)具有設(shè)計(jì)施工簡(jiǎn)單、節(jié)約成本和適用條件廣泛的優(yōu)點(diǎn)，近年來(lái)被廣泛地應(yīng)用于海洋風(fēng)電設(shè)施建設(shè)當(dāng)中，其中寬淺式四筒基礎(chǔ)具有抵抗超大水平荷載和自身穩(wěn)定性強(qiáng)的優(yōu)勢(shì)，因此寬淺式四筒基礎(chǔ)被應(yīng)用于風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)。

在筒型基礎(chǔ)應(yīng)用研究中，國(guó)內(nèi)外學(xué)者進(jìn)行了大量研究。1994年挪威EUROPIPE16/11E大型導(dǎo)管架生產(chǎn)平臺(tái)的基礎(chǔ)首次采用筒型基礎(chǔ)[1]，2012丹麥腓特烈港建成首臺(tái)風(fēng)機(jī)筒型基礎(chǔ)，開(kāi)創(chuàng)海上風(fēng)電領(lǐng)域應(yīng)用先河[2]，隨后筒型風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)的研究逐漸興起。丁紅巖等[3]、李大勇等[4]、Koh等[5]對(duì)筒型基礎(chǔ)安裝、拖航和基礎(chǔ)上部導(dǎo)管架連接結(jié)構(gòu)等進(jìn)行了研究，對(duì)筒型基礎(chǔ)的推廣和應(yīng)用具有重要作用。Kim等[6]通過(guò)有限元ABAQUS軟件對(duì)三筒基礎(chǔ)的承載特性進(jìn)行了研究。Huang等[7]和Tran等[8]通過(guò)有限元法對(duì)水平荷載和彎矩聯(lián)合作用下的三筒基礎(chǔ)的承載特性進(jìn)行了研究，對(duì)飽和粘土和砂土中三筒承載特性進(jìn)行了分析。武科等[9]和劉樹(shù)杰等[10]對(duì)飽和粘土中多筒基礎(chǔ)和單筒基礎(chǔ)的承載特性進(jìn)行了三維數(shù)值分析，闡述了筒型基礎(chǔ)的承載能力、破壞特征和破壞機(jī)制。閆澍旺等[11]和金書(shū)成等[12]通過(guò)數(shù)值分析方法對(duì)均質(zhì)地基中單筒基礎(chǔ)的承載特性、破壞機(jī)制和理論計(jì)算等進(jìn)行了研究。練繼建等[13]和劉潤(rùn)等[14]對(duì)多層土和均質(zhì)土地基中的寬淺式單筒基礎(chǔ)進(jìn)行了三維數(shù)值分析，研究了將多層土均質(zhì)化的承載計(jì)算方法、基礎(chǔ)的失效模式和承載特性。張浦陽(yáng)等[15]對(duì)三筒基礎(chǔ)和四筒基礎(chǔ)的承載特性和上部支撐結(jié)構(gòu)的受力性能進(jìn)行了數(shù)值分析，研究了三筒基礎(chǔ)和四筒基礎(chǔ)承載特性。丁紅巖等[16]通過(guò)有限元法對(duì)復(fù)合式筒型基礎(chǔ)承載特性進(jìn)行了研究，分析了復(fù)合筒型基礎(chǔ)在單向荷載作用和復(fù)合加載作用下基礎(chǔ)的承載能力和承載特征。

筒型基礎(chǔ)承載特性方面的研究理論不斷發(fā)展和完善，推動(dòng)了筒型基礎(chǔ)在實(shí)際工程中的應(yīng)用。但筒型基礎(chǔ)承載能力的研究主要在均質(zhì)土中進(jìn)行，復(fù)雜土質(zhì)條件下高徑比較小的寬淺式四筒基礎(chǔ)承載特性研究較少。然而，我國(guó)部分海域粉質(zhì)砂土地基表面存在不同厚度的淤泥質(zhì)粘土層，勢(shì)必會(huì)對(duì)寬淺式四筒基礎(chǔ)的承載特性造成影響，因此有必要對(duì)含有上覆軟弱土層的砂土地基中寬淺式四筒基礎(chǔ)的承載能力及承載特征進(jìn)行研究，文中采用單向荷載研究方法，對(duì)上覆軟土層地基中寬淺式四筒基礎(chǔ)的承載能力、極限狀態(tài)時(shí)的破壞特征和筒側(cè)的土體壓力進(jìn)行研究，更加清楚的區(qū)分了單向荷載作用下上覆軟土層對(duì)寬淺式四筒基礎(chǔ)承載特性的影響。

1 有限元模型

1.1 計(jì)算模型

文中采用通用有限元軟件ABAQUS建立海上風(fēng)機(jī)四筒基礎(chǔ)原尺寸模型[15]，四筒基礎(chǔ)間剛性連接，如圖1(a)所示。四筒基礎(chǔ)模型采用鋼制線(xiàn)彈性本構(gòu)模型，密度為7 800 kg/m3，彈性模量為2.1×105MPa，泊松比為0.3。風(fēng)機(jī)四筒基礎(chǔ)塔架底部距筒體頂面距離為22 m，采用塔架底座作為加載控制點(diǎn)時(shí)，在水平加載工況研究中因加載點(diǎn)高度會(huì)產(chǎn)生彎矩，水平荷載和彎矩在研究中相互影響。為了得到純單向荷載作用下四筒基礎(chǔ)在上覆軟土地基中的承載規(guī)律，模型中抑制筒體上部結(jié)構(gòu)，選擇四筒基礎(chǔ)模型筒頂幾何中心作為加載控制點(diǎn)，采用位移控制法分別施加豎向、水平和彎矩荷載，四筒計(jì)算模型和加載方法如圖1(b)所示。

圖1 有限元模型及加載方法Fig.1 Finite element model and loading method

選取粉質(zhì)砂土層為四筒基礎(chǔ)主體土層，淤泥質(zhì)粘土為上覆軟土層，設(shè)定淤泥質(zhì)粘土層厚度h分別為0、1、2、3和4 m。地基土體采用直徑為300 m、高度為90 m的圓柱體，可以消除邊界條件對(duì)四筒基礎(chǔ)受力性能的影響，土體底面采用固端約束，側(cè)面采用水平約束，土體和筒型基礎(chǔ)接觸面建立接觸對(duì)模擬筒土接觸關(guān)系，土體采用Mohr-Coulomb本構(gòu)模型，具體參數(shù)如表1所示。

表1 土體參數(shù)Table 1 Parameters of specimens

1.2 計(jì)算方案

具體研究方案如下表2所示。表中規(guī)定：F代表四筒，V、H和M分別代表豎向、水平和轉(zhuǎn)角加載，0、1、2、3和4代表淤泥質(zhì)粘土層厚度，0°和45°加載時(shí)分別用末位數(shù)字0和45代表。例如，F(xiàn)-M-2-45代表上覆軟土層厚度為2 m時(shí)四筒基礎(chǔ)在對(duì)角彎矩作用下承載特性研究方案。

表2 計(jì)算方案Table 2 Calculation scheme

2 寬淺式四筒型基礎(chǔ)豎向承載特性

2.1 豎向極限承載能力

在粉質(zhì)砂土和上覆不同厚度軟土層地基中，寬淺式四筒基礎(chǔ)的豎向荷載-位移曲線(xiàn)和上覆軟土層對(duì)豎向承載力影響分別如圖2、圖3所示。

圖2 豎向荷載-位移曲線(xiàn)Fig.2 Vertical load-displacement curve

圖3 上覆軟土層對(duì)豎向承載力影響Fig.3 Influence of soft soil layer on vertical bearing capacit

取筒型基礎(chǔ)沉降量0.07D時(shí)所對(duì)應(yīng)的荷載值作為豎向極限承載力[16]。由圖2和圖3可知，軟弱土層厚度為0、1、2、3和4 m時(shí)，寬淺式四筒基礎(chǔ)豎向極限承載力為300、290、270、262和250 MN，軟土層厚度1、2、3和4 m條件下豎向極限承載力比軟土層厚度0 m時(shí)分別降低3%、10%、14%和19%。對(duì)極限承載能力降低幅度與軟土層厚度關(guān)系進(jìn)行公式擬合，發(fā)現(xiàn)寬淺式四筒基礎(chǔ)豎向承載力降低幅度隨軟土層厚度近似線(xiàn)性增長(zhǎng)。

2.2 豎向荷載作用下四筒基礎(chǔ)破壞特征

豎向荷載作用下，以0°加載時(shí)上覆軟土層厚度為0、2和4 m方案為例，對(duì)極限狀態(tài)時(shí)寬淺式四筒基礎(chǔ)的土體等效塑性應(yīng)變進(jìn)行研究，如圖4所示。豎向荷載極限狀態(tài)時(shí)寬淺式四筒基礎(chǔ)的等效塑性應(yīng)變主要分布在筒體底部區(qū)域，筒體發(fā)生豎向沉降，筒底端部刺入下部土體，因此沉降量大且土體產(chǎn)生的塑性應(yīng)變也最大，從而四筒基礎(chǔ)發(fā)生豎向沖剪破壞。受上覆軟土層影響，筒體沉降變形增大，筒底端部刺入沉降量增大，極限狀態(tài)時(shí)豎向沖剪破壞特征更明顯。

2.3 上覆軟土層對(duì)四筒基礎(chǔ)土壓力影響

豎向荷載作用下，對(duì)筒頂接觸面土壓力進(jìn)行研究，考慮到相同土質(zhì)條件下寬淺式四筒基礎(chǔ)每個(gè)筒體頂面土壓力分布相同，以筒體A為研究對(duì)象，沿四筒基礎(chǔ)對(duì)角A-C方向提取筒土接觸面節(jié)點(diǎn)土體壓力進(jìn)行研究，節(jié)點(diǎn)編號(hào)由外至內(nèi)按1～13排列。不同土質(zhì)條件下筒頂接觸面土壓力分布如圖5。

圖4 豎向荷載作用下土體等效塑性應(yīng)變Fig.4 Equivalent plastic strain of soil under vertical load

圖5 筒頂土壓力分布曲線(xiàn)Fig.5 Soil pressure distribution curve at top of bucket

由圖5可知，豎向極限荷載作用下，砂土地基中筒頂面土壓力呈現(xiàn)中心大，筒壁邊緣處小的凸形分布規(guī)律，含上覆軟土層的地基中筒頂面土壓力呈現(xiàn)沿筒體徑向均勻的分布規(guī)律，并且隨著軟土層厚度的增加土壓力沿徑向分布更加均勻。上覆軟土層使筒體頂面土壓力降低，且降低幅度在隨軟土層厚度的增加而增長(zhǎng)。上覆軟土層的存在降低了砂土地基中筒體頂面承擔(dān)豎向荷載的能力，但也使接觸面土壓力在筒頂分布更加均勻，能夠減小筒型基礎(chǔ)頂面應(yīng)力集中程度，設(shè)計(jì)中地基上覆軟土層對(duì)豎向承載造成的影響應(yīng)綜合考慮，合理取舍。

3 寬淺式四筒型基礎(chǔ)水平承載特性

3.1 水平極限承載能力

在粉質(zhì)砂土和上覆不同厚度軟土層地基中，水平荷載作用下寬淺式四筒基礎(chǔ)的荷載-位移曲線(xiàn)和上覆軟土層對(duì)水平承載力影響分別如圖6、圖7所示。

圖6 水平荷載-位移曲線(xiàn)Fig.6 Horizontal-load displacement curve

圖7 水平承載能力降低幅度-軟土層厚度關(guān)系曲線(xiàn)Fig.7 Reduction of horizontal bearing capacity-relationship curve of soft soil thickness

四筒基礎(chǔ)水平極限承載能力控制點(diǎn)采用0.02倍的筒高加0.02倍的加載點(diǎn)到筒頂面距離作為寬淺式四筒基礎(chǔ)的極限承載力控制點(diǎn)[16]，模型加載點(diǎn)距筒面距離為零，筒型基礎(chǔ)高度6 m，因此取水平位移達(dá)到0.12 m的水平荷載作為四筒基礎(chǔ)的水平極限承載力。由圖6可知，在粉質(zhì)砂土地基中，四筒基礎(chǔ)平行加載和對(duì)角加載的水平極限承載力分別為46和38 MN。平行加載方式時(shí)四筒基礎(chǔ)水平極限承載力分別為44、40、35和33 MN，對(duì)角加載方式時(shí)四筒基礎(chǔ)水平極限承載力分別為36、33、31和28 MN。由圖7可知，上覆軟土層厚度為1、2、3和4 m的條件下，四筒基礎(chǔ)水平極限承載力平行加載方式時(shí)分別降低5%、13%、24%和28%，對(duì)角加載方式時(shí)分別降低5%、13%、18%和26%。對(duì)極限承載能力降低幅度與軟土層厚度關(guān)系進(jìn)行公式擬合，可知四筒基礎(chǔ)水平極限承載力降低幅度隨軟土層厚度近似線(xiàn)性增長(zhǎng)。

3.2 水平荷載作用下四筒基礎(chǔ)破壞特征

3.2.1 四筒基礎(chǔ)轉(zhuǎn)動(dòng)中心位置分析

水平荷載作用下，砂土地基和上覆軟土層地基中的寬淺式四筒基礎(chǔ)位移模式相同。以方案F-H-0-0的基礎(chǔ)位移為例，對(duì)0°加載條件下四筒基礎(chǔ)轉(zhuǎn)動(dòng)中心位置進(jìn)行研究，四筒基礎(chǔ)位移如圖8所示。

由圖8可知，水平加載初期，水平荷載很小時(shí)四筒基礎(chǔ)豎向位移均向下，水平位移與荷載方向相同，四筒基礎(chǔ)位移模式表現(xiàn)為平動(dòng)。極限狀態(tài)時(shí)四筒基礎(chǔ)臨載側(cè)筒體豎向位移沿加載方向發(fā)生變向，背載方向豎向位移為正值，臨載方向豎向位移為負(fù)值，可見(jiàn)四筒基礎(chǔ)圍繞臨載側(cè)筒體的某條軸線(xiàn)發(fā)生旋轉(zhuǎn)破壞。同時(shí)，極限狀態(tài)下水平位移方向仍保持與荷載方向一致，可以斷定四筒基礎(chǔ)旋轉(zhuǎn)中心位于臨載側(cè)筒底部某一深度處。

圖8 四筒基礎(chǔ)位移Fig.8 Displacement of four bucket foundation

為進(jìn)一步確定旋轉(zhuǎn)中心的位置，分析上覆軟土層對(duì)旋轉(zhuǎn)中心位置的影響，以臨載側(cè)最外部筒體B為研究對(duì)象，沿水平荷載方向提取筒體徑向兩端點(diǎn)的豎向位移，規(guī)定背載側(cè)端點(diǎn)x坐標(biāo)為0，臨載側(cè)端點(diǎn)x坐標(biāo)為10，得到不同土質(zhì)條件下筒體徑向端點(diǎn)豎向位移分布，如圖9所示。

圖9 筒徑方向上豎向位移分布Fig.9 Vertical displacement distribution in bucket diameter direction

由圖9知，取豎向位移為零的位置為轉(zhuǎn)動(dòng)中心在水平方向上的位置。水平極限荷載作用下，四筒基礎(chǔ)轉(zhuǎn)動(dòng)中心位于臨載側(cè)筒體內(nèi)部，0°加載時(shí)轉(zhuǎn)動(dòng)中心距背載側(cè)筒壁約4 m，45°加載時(shí)距背載側(cè)筒壁約0.3 m。砂土地基和上覆軟土層地基中的寬淺式四筒基礎(chǔ)轉(zhuǎn)動(dòng)中心水平方向上位置大致相同，軟土層對(duì)極限狀態(tài)下四筒基礎(chǔ)轉(zhuǎn)動(dòng)中心水平位置無(wú)影響。

3.2.2 四筒基礎(chǔ)土體破壞特征

水平荷載作用下，以F-H-0-0、F-H-2-0和F-H-4-0方案為例，對(duì)上覆軟土層對(duì)基礎(chǔ)土體塑性破壞特征的影響進(jìn)行研究，土體等效塑性應(yīng)變?nèi)鐖D10。

由圖10可知，水平承載極限狀態(tài)下四筒基礎(chǔ)土體塑性破壞區(qū)主要分布在筒體前側(cè)和筒體端部位置。受軟土層影響，臨載側(cè)筒體外壁軟土層的土體等效應(yīng)變數(shù)值降低，甚至出現(xiàn)等效塑性應(yīng)變區(qū)域退化現(xiàn)象，表明水平極限承載狀態(tài)時(shí)上部軟土層土體未發(fā)生破壞。基礎(chǔ)土體塑性區(qū)下移，下部土體等效塑性應(yīng)變?cè)龃?，水平荷載承擔(dān)增加，下部砂土層在抵抗外部水平荷載其決定性作用。

圖10 土體等效塑性應(yīng)變Fig.10 Equivalent plastic strain of soil under horizontal load

3.3 水平荷載作用下四筒基礎(chǔ)土壓力分布

水平極限狀態(tài)下，四筒基礎(chǔ)圍繞臨載側(cè)筒體底部某一深度處的旋轉(zhuǎn)中心發(fā)生轉(zhuǎn)動(dòng)，背載側(cè)筒體頂面斜向上拔出，臨載側(cè)筒體頂面斜向下壓入土體，以F-i-0(i=0，1，2，3，4)為例，沿水平荷載作用方向提取臨載側(cè)基礎(chǔ)埋深范圍內(nèi)的土壓力，分析土壓力分布和軟土層厚度的關(guān)系。水平荷載作用下四筒基礎(chǔ)土壓力分布如圖11所示，沿荷載作用方向筒壁分別用1，2表示。

由圖11可知，水平荷載作用下四筒基礎(chǔ)筒壁土體抗力主要由臨載方向的被動(dòng)土壓力提供，且同一筒體臨載方向被動(dòng)土壓力大于背載方向被動(dòng)土壓力，同一筒體臨載方向土體受擠壓程度較大。被動(dòng)土壓力隨埋深的增加而增長(zhǎng)，在埋深5～6 m的范圍內(nèi)被動(dòng)土壓力增長(zhǎng)幅度最大，主動(dòng)區(qū)土壓力因筒土分離而很小并且趨近于零。受上覆軟土層影響，基礎(chǔ)埋深0～5 m范圍內(nèi)的主被土壓力隨軟土層厚度增加而減小，在埋深5～6 m范圍，土壓力分布受四筒基礎(chǔ)運(yùn)動(dòng)形式影響，極限狀態(tài)下臨載側(cè)筒體B的臨載方向，筒壁沿埋深方向水平位移相差較小，以平動(dòng)為主；而對(duì)應(yīng)背載側(cè)筒體A因距轉(zhuǎn)動(dòng)中心較遠(yuǎn)筒壁豎向水平位移分布相差較大，以轉(zhuǎn)動(dòng)為主；筒體B內(nèi)部左側(cè)的底部土體和筒體A內(nèi)部右側(cè)的底部土體受筒體水平和豎向擠壓程度較大，被動(dòng)土壓力較大。因此，筒體B內(nèi)部左側(cè)底部土壓力比筒體A內(nèi)部左側(cè)底部土壓力大，相反側(cè)土壓力則小。

4 寬淺式四筒型基礎(chǔ)抗彎承載特性

4.1 抗彎承載能力

在粉質(zhì)砂土和上覆不同厚度軟土層地基中，在彎矩作用下寬淺式四筒基礎(chǔ)的彎矩-轉(zhuǎn)角曲線(xiàn)和上覆軟土層對(duì)抗彎承載力影響分別如圖12、圖13所示。

取轉(zhuǎn)角為0.01弧度時(shí)所對(duì)應(yīng)的彎矩值為四筒基礎(chǔ)抗彎極限承載力控制點(diǎn)[16]。由圖12和圖13可知，在粉質(zhì)砂土地基中，四筒基礎(chǔ)平行加載方式和對(duì)角加載的抗彎極限承載力分別為196和170 MN·m。在軟土層厚度為1、2、3和4 m的條件下，平行加載時(shí)四筒基礎(chǔ)抗彎極限承載力分別為185、70、158和154 MN·m，對(duì)角加載時(shí)抗彎極限承載力分別為160、153、140和138 MN·m，四筒基礎(chǔ)平行加載時(shí)抗彎極限承載力分別降低6%、13%、19%和21%，對(duì)角加載時(shí)抗彎極限承載力分別降低6%、10%、18%和19%。對(duì)極限承載能力降低幅度與軟土層厚度關(guān)系進(jìn)行公式擬合，發(fā)現(xiàn)四筒基礎(chǔ)抗彎極限承載力降低幅度隨軟土層厚度近似線(xiàn)性增長(zhǎng)。

圖11 水平荷載作用下四筒基礎(chǔ)埋深-土壓力分布曲線(xiàn)Fig.11 Depth-earth pressure distribution curve of four bucket foundation under horizontal load

圖12 彎矩-轉(zhuǎn)角曲線(xiàn)Fig.12 Moment rotation curve

圖13 抗彎承載能力降低幅度-軟土層厚度關(guān)系曲線(xiàn)Fig.13 Reduction of bending bearing capacity-relationship curve of soft soil thickness

4.2 彎距荷載作用下四筒基礎(chǔ)破壞特征

4.2.1 四筒基礎(chǔ)轉(zhuǎn)動(dòng)中心位置分析

彎矩荷載作用下，砂土地基和上覆軟土層地基中的寬淺式四筒基礎(chǔ)位移模式相同。以方案F-M-0-0的基礎(chǔ)位移為例，對(duì)彎矩加載條件下四筒基礎(chǔ)轉(zhuǎn)動(dòng)中心位置進(jìn)行研究，四筒基礎(chǔ)位移如圖14所示。

由圖14(a)可知，彎矩加載初期，彎矩荷載較小時(shí)背載側(cè)筒型基礎(chǔ)豎向位移為正值，臨載側(cè)筒型基礎(chǔ)豎向位移為負(fù)值，四筒基礎(chǔ)圍繞四筒基礎(chǔ)中心旋轉(zhuǎn)，四筒基礎(chǔ)水平向位移以筒體某高度為分界線(xiàn)，分界線(xiàn)上部筒體水平位移為正值，下部位移為負(fù)值，因此可判斷出彎矩荷載較小時(shí)轉(zhuǎn)動(dòng)中心位于四筒基礎(chǔ)幾何中心筒底面以上某一深度處。彎矩極限荷載作用下，同理依據(jù)筒型基礎(chǔ)豎向和水平位移的關(guān)系，可以判斷出彎矩極限荷載時(shí)四筒基礎(chǔ)轉(zhuǎn)動(dòng)中心位于臨載側(cè)筒體內(nèi)部某一高度處，如圖14(b)所示，從彎矩加載初始到彎矩達(dá)到極限時(shí)，水平方向上四筒基礎(chǔ)轉(zhuǎn)動(dòng)中心由四筒基礎(chǔ)幾何中心轉(zhuǎn)移到臨載側(cè)筒體內(nèi)部。

為進(jìn)一步確定旋轉(zhuǎn)中心的位置，分析上覆軟土層對(duì)極限狀態(tài)下旋轉(zhuǎn)中心位置的影響。以臨載側(cè)最外部筒體B為研究對(duì)象，沿彎矩荷載作用下筒體旋轉(zhuǎn)方向提取筒體徑向兩端點(diǎn)的豎向位移和筒體沿埋深方向的端點(diǎn)水平位移，得到筒體B沿徑向端點(diǎn)x坐標(biāo)0和10處的豎向位移和沿埋深方向y坐標(biāo)0和6處的水平位移分布，得到筒體位移分布如圖15所示，坐標(biāo)規(guī)定如上圖9(a)。

圖14 四筒基礎(chǔ)位移Fig.14 Displacement of four bucket foundation

圖15 位移分布Fig.15 Vertical displacement distribution

由圖15可知，0°加載條件下筒體徑向的豎向位移為零的位置距背載側(cè)筒壁約為3.5 m，埋深方向水平位移為零的位置約為5 m；45°加載條件下豎向位移為零的位置距背載側(cè)筒壁約為1 m，埋深方向水平位移為零的位置約為5.5 m。水平加載條件四筒基礎(chǔ)轉(zhuǎn)動(dòng)中心位于臨載筒體內(nèi)部，水平距背載側(cè)筒壁3.5 m和豎向埋深5 m位置，對(duì)角加載條件下轉(zhuǎn)動(dòng)中心也位于臨載筒體內(nèi)部，水平距背載側(cè)筒壁1 m和豎向埋深5.5 m位置。對(duì)比不同軟土厚度條件下轉(zhuǎn)動(dòng)中心位置可以發(fā)現(xiàn)，軟土厚度不同四筒基礎(chǔ)轉(zhuǎn)動(dòng)中心位置相差很小，上覆軟土層對(duì)轉(zhuǎn)動(dòng)中心位置無(wú)影響。

4.2.2 四筒基礎(chǔ)土體破壞特征

彎矩荷載作用下，以方案F-H-0-0、F-H-2-0、F-H-4-0的土體等效塑性應(yīng)變?yōu)槔?，?duì)上覆軟土層對(duì)基礎(chǔ)土體破壞模式的影響進(jìn)行研究，土體等效塑性應(yīng)變?nèi)鐖D16所示。

由圖16可知，抗彎承載極限狀態(tài)下，四筒基礎(chǔ)土體塑性破壞區(qū)主要分布在筒體前側(cè)和筒體端部位置，受軟土層影響臨載側(cè)筒體外壁軟土層區(qū)域等效應(yīng)變數(shù)值降低。軟土層厚度較小時(shí)，如F-M-2，土體塑性破壞區(qū)域在砂土層范圍較大，在軟土層土體塑性破壞區(qū)域范圍較小，四筒基礎(chǔ)彎矩主要由下部砂土層承擔(dān)，但受上覆軟土層影響，砂土等效應(yīng)變數(shù)值和范圍減小，砂土抗彎承載特性未能充分發(fā)揮，從而四筒基礎(chǔ)抗彎承載能力降低。軟土層厚度較大時(shí)，如F-M-4，軟土層土體塑性破壞區(qū)域范圍明顯增大，軟土層在承擔(dān)彎矩起到重要作用，造成四筒基礎(chǔ)抗彎承載能力降低程度最大。

4.3 彎矩作用下四筒基礎(chǔ)土壓力分布

彎矩荷載作用下，四筒基礎(chǔ)圍繞臨載側(cè)筒體內(nèi)部一點(diǎn)發(fā)生旋轉(zhuǎn)，彎矩達(dá)到極限承載狀態(tài)，四筒基礎(chǔ)承載失效，以F-M-i-0(i=0，1，2，3，4)方案為例，沿轉(zhuǎn)動(dòng)方向提取埋深范圍內(nèi)筒壁土壓力，分析土壓力分布和軟土層厚度關(guān)系，土壓力分布如圖17所示，沿荷載作用方向筒壁分別用1、2表示。

圖16 土體等效塑性應(yīng)變Fig.16 Equivalent plastic strain of soil under moment

圖17 彎矩作用下四筒基礎(chǔ)埋深-土壓力分布曲線(xiàn)Fig.17 Depth-earth pressure distribution curve of four bucket foundation under moment

由圖17可知，彎矩荷載作用下四筒基礎(chǔ)筒壁土體抗力在旋轉(zhuǎn)中心高度處存在明顯主被動(dòng)土壓力轉(zhuǎn)換點(diǎn)，筒壁同一側(cè)土壓力性質(zhì)發(fā)生變化，主被動(dòng)土壓力相互交換。在旋轉(zhuǎn)中心下部筒壁的被動(dòng)土壓力明顯較大，四筒基礎(chǔ)底部被動(dòng)土壓力對(duì)四筒基礎(chǔ)抗彎承載能力具有重要作用。受上覆軟土層的影響，筒壁土壓力隨軟土層厚度的增加而降低，筒壁被動(dòng)土壓力降低程度最為明顯。四筒基礎(chǔ)在彎矩荷載作用下背載側(cè)筒體A外壁與土脫開(kāi)而退出承載，土壓減小至零。

5 結(jié)論

1)受軟土層影響，寬淺式四筒基礎(chǔ)水平、豎向和抗彎承載能力出現(xiàn)不同程度降低，且最大降低幅度分別為19%、28%和21%，水平、豎向和抗彎極限承載力降低幅度隨軟土層厚度近似線(xiàn)性增長(zhǎng)。

2)豎向荷載作用下寬淺式四筒基礎(chǔ)的破壞特征表現(xiàn)為筒端部沖剪破壞，受上覆軟土層影響，四筒基礎(chǔ)底部砂土層沖剪破壞特征更加明顯，水平荷載和彎矩作用下基礎(chǔ)破壞特征表現(xiàn)為傾覆破壞，基礎(chǔ)土體塑性破壞區(qū)域主要分布在臨載方向筒體前側(cè)，且塑性區(qū)范圍隨軟土層厚度增加而縮小并下移。

3)水平極限荷載作用下四筒基礎(chǔ)旋轉(zhuǎn)中心位于臨載側(cè)筒體底部，極限彎矩作用下四筒基礎(chǔ)旋轉(zhuǎn)中心位于臨載側(cè)筒體內(nèi)部，軟土層厚度對(duì)寬淺式四筒基礎(chǔ)旋轉(zhuǎn)中心位置無(wú)影響。

4)上覆軟土層使豎向荷載作用下筒頂土壓力分布趨于均勻，豎向土體抗力降低但減小了接觸面的應(yīng)力集中，水平荷載和彎矩作用下，筒壁側(cè)向土壓力隨上覆軟土層厚度增加而降低，筒壁被動(dòng)土壓力在抵抗水平荷載和彎矩作用中具有重要作用。