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Journal of Tropical Oceanography >

2026 , Vol. 45 >Issue 2: 16 - 29

DOI: https://doi.org/10.11978/2025027

Review

Review on prediction of spudcan punch-through capacity in multi-layer soils and case study

  • WEI Peng , 1 ,
  • LEI Di 2 ,
  • LIU Shibao 1 ,
  • DU Dianchun 2 ,
  • ZHANG Youhu , 2
Expand
  • 1 China Nuclear Power Engineering Co, Ltd, Guangzhou 518100, China
  • 2 School of Architecture and Construction, Southeast University, Nanjing 211189, China
ZHANG Youhu. email:

Editor: YIN B

Received date: 2025-02-21

  Revised date: 2025-05-14

  Online published: 2025-06-03

Fold

Abstract

To address the limitations of penetration analysis methods for jack-up platforms in multi-layer soils, this paper systematically reviews the ISO (international organization for standardization) methods and latest proposed approaches in two-layer and multi-layer soils (three or more layers). Additionally, field-measured data collected from eastern Guangdong are evaluated through back analysis. The study reveals that the ISO methods neglect issues such as soil layer interface variations, soil plugging effects, and clay strain rate and strain softening. While new methods based on soil failure mechanisms improve prediction accuracy, they are only applicable to specific soil conditions and lack general applicability in practical engineering. Through back analysis, this paper further clarifies the applicability of different methods under complex geological conditions and proposes that future research should focus on developing universal calculation methods that account for realistic soil failure mechanism, soil layer interface variations, and soil plug effects, so as to enhance the reliability of penetration risk assessment for spudcan in multi-layered soil profiles.

Key words： jack-up rig; multi-layer soils; spudcan; punch-through; case study

Cite this article

WEI Peng , LEI Di , LIU Shibao , DU Dianchun , ZHANG Youhu . Review on prediction of spudcan punch-through capacity in multi-layer soils and case study[J]. Journal of Tropical Oceanography, 2026 , 45(2) : 16 -29 . DOI: 10.11978/2025027

自升式海上风电安装平台因其结构简单、造价低、作业稳定及受海洋环境影响较小等优势, 已成为我国近海风能资源开发的重要装备(罗国滔, 2023)。然而, 在插桩过程中, 若海床为上硬下软的成层土, 桩靴可能因下压荷载超过地基承载力而发生穿刺, 即快速贯入并突破硬土层进入软土层, 导致地基冲剪破坏(张爱霞, 2013)。据统计, 穿刺事故占自升式平台总事故比例超过53% (戴兵 等, 2010)。穿刺事故可能会造成结构损伤和安全隐患, 因此精准评估穿刺风险是施工风险管控的关键环节。
实际勘察发现, 近海风电场地的海洋地基土具有成层土广泛发育、土层分界面明显等显著特点(徐元芹, 2012), 然而目前考虑真实地基破坏模式的穿刺计算方法仅限于特定的两层土地基或三层土地基。工程中海床地基土的地质条件极度复杂, 各种沉积物在长期地质作用下的分层情形多样, 这些方法仅适用于其研究的特定分层情形, 难以指导工程实践。
在此背景下, 本文首先针对自升式平台在多层土地基中的穿刺计算方法进行梳理, 根据土层性质及空间竖向分布方式梳理总结两层土、三层及三层以上多层土地基中穿刺计算的规范方法及最新研究进展, 并对自升式海上风电安装平台实际工程站桩数据开展反演分析, 评估现有穿刺计算方法在真实复杂地层条件下的预测精度差异, 总结不同方法在特定土层组合和地质条件下的适用性, 揭示现有方法的局限性并提出未来研究方向。

1 两层土地基中穿刺计算方法

1.1 砂土-黏土地基中穿刺计算方法

1.1.1 ISO(international organization for standardization) 规范方法

(1) 应力扩散法(投影面积法)
Terzaghi等(1948)提出将位于砂土层中的桩靴基础等效成一个位于砂土和黏土交界面处的假想扩大基础, 穿刺破坏是由下层黏土塑性失稳引起(图1a)。仅考虑下层黏土塑性破坏的承载力(qv, 单位: kPa)为:
${q}_{\text{v}}=\left({s}_{\text{u}}{N}_{\text{c}}{s}_{\text{c}}{d}_{\text{c}}\right){\left(1+2\frac{t}{{n}_{\text{s}}D}\right)}^{2}$
式中: su是黏土不排水抗剪强度(单位: kPa); Nc是黏土浅基础承载力系数, 其取值为5; sc是形状修正系数; dc是深度修正系数; D是桩靴直径(单位: m); ns是应力扩散系数; t是从基础底面到下一层土表面的距离(单位: m)。总贯入阻力需考虑桩靴自身的浮力并扣除桩靴上部回流土重量, 表达式为:
${q}_{\text{u}}={q}_{\text{v}}+\frac{{F}_{\text{vol}}}{A}+{{p}^{\prime }}_{0}-\frac{{{W}^{\prime }}_{\text{b}}}{A}$
式中: qu是总贯入阻力(单位: kPa); Fvol是被土体淹没体积的浮力(单位: kN); A是桩靴最大横截面面积(单位: m2); ${{p}^{\prime }}_{0}$是桩靴最大截面最低点深度处的有效上覆土压力(单位: kPa); ${{W}^{\prime }}_{\text{b}}$是回流土有效重力(单位: kN)。
图1 砂土-黏土地基中ISO规范方法

a. 应力扩散法; b. 冲剪法。hs为砂土的厚度(单位: m); γc′为黏土的有效容重(单位: kN·m-3); 加粗箭头表示应力方向

Fig. 1 ISO standard methods for sand-clay profiles. (a) load spread method; (b) punching shear method. hs is the thickness of the upper sand layer

对于应力扩散系数的取值, 不同规范中有不同建议: ISO规范(international organization for standardization, 2023)和SNAME (society of naval architects and marine engineers, 2008)建议密实砂土取3, 松散砂土取5, 其他情况取值范围在3~5之间; INSAFE (Osborne et al, 2011)中提到有研究推荐取值为1.5或者2。
该方法的缺陷在于没有考虑穿刺破坏发生时砂土层提供的承载力导致峰值承载力被低估, 且采用该方法计算得到的贯入曲线是基于假想在位(wished-in-place)的桩靴, 没有考虑桩靴实际贯入过程的土体运动。
(2) 冲剪法
冲剪破坏机理最先在Vesic (1975)的试验研究中被发现, Hanna等(1980)假设桩靴基础以下砂土在竖向产生破坏面, 承载力由位于砂土和黏土交界面处的假想基础的承载力与沿着竖向圆柱剪切面的剪切力组成(图1b), 承载力为:
${q}_{\text{v}}=\left({s}_{\text{u}}{N}_{\text{c}}{s}_{\text{c}}{d}_{\text{c}}\right)+2\frac{t}{D}\left({{\gamma }^{\prime }}_{\text{s}}t+2{{p}^{\prime }}_{0}\right){K}_{\text{s}}\mathrm{tan}{\varphi }^{\prime }$
式中: γs′是砂土的有效容重(单位: kN·m-3); Ks为冲剪系数; ϕ′是砂土调动的内摩擦角。Hanna等(1980)分析模型假设原始砂土层中的破坏面垂直, 滑移面上的砂土处于被动应力状态, 但是在穿刺破坏发生时砂土层滑移面向外扩散, 所以承载力被低估(Lee, 2009)。

1.1.2 Hu等(2014, 2018)方法

Teh等(2008)在岩土离心机试验中发现, 桩靴贯入砂土-黏土地基过程中历经6个阶段: 1) 桩靴完全贯入上层砂土, 此时土体运动主要集中在砂土层, 土颗粒位移矢量主要从桩靴尖端呈辐射状分布; 2) 达到峰值承载力, 此时桩靴底端与砂土/黏土界面之间形成一个截头圆锥状的砂楔; 3) 穿刺破坏发生, 此时承载力显著降低, 破坏机理呈现冲剪模式; 4) 桩靴下方的砂土形成一个刚性土塞, 并被带入黏土层中; 5) 桩靴到达原砂土-黏土界面, 此时砂土土塞几乎呈垂直状态, 同时黏土开始在土塞周围局部流动, 逐渐向深埋机理过渡; 6) 桩靴在黏土中深层贯入。Lee等(2013)首次给出了应力相关的失效模型预测砂土中的峰值承载力, 该模型假设砂土被推入下层黏土, 调动截锥形砂土周围的剪切力和下层黏土的承载力, 并以Bolton (1986)方程关联剪胀与破坏时的承载力, 将应力相关的剪胀特性整合至模型中。Hu等(2014, 2018)在此基础上提出一种完整的贯入阻力-位移曲线预测方法, 该方法将桩靴及其下方砂土土塞视作组合基础, 并考虑了Teh等(2008)研究中观察到的承载机理随贯入进行而发生改变, 具体过程及公式如下。
(1) 试验结果表明, 峰值承载力出现位置(dpeak)在桩靴埋深为0.12hs处, 峰值承载力通过一个由桩靴及底部圆台形状砂土组合的应力失效模型进行预测(图2):
$\begin{array}{l}{q}_{\text{v}}={q}_{\text{peak}}=\left({N}_{\text{c0}}{s}_{\text{um}}+{q}_{0}+0.12{{\gamma }^{\prime }}_{\text{s}}{h}_{\text{s}}\right){\left(1+\frac{1.76{h}_{\text{s}}}{D}\mathrm{tan}\psi \right)}^{{E}^{*}}+\\ \text{}\frac{{{\gamma }^{\prime }}_{\text{s}}D}{2\mathrm{tan}\psi \left({E}^{*}+1\right)}\cdot \left[1-\left(1-\frac{1.76{h}_{\text{s}}}{D}{E}^{*}\mathrm{tan}\psi \right){\left(1+\frac{1.76{h}_{\text{s}}}{D}\mathrm{tan}\psi \right)}^{{E}^{*}}\right]\end{array}$
图2 Hu等(2014, 2018)方法计算砂土-黏土地层峰值承载力

z表示深度(单位: m); k为强度随深度的变化率(单位: kPa·m-1); qclay表示下方土体调动的承载力; 加粗箭头表示应力方向

Fig. 2 Peak resistance prediction for sand-clay profiles by Hu et al (2014, 2018) method

式中: qpeak为单位面积峰值承载力(单位: kPa); Nc0是Houlsby等(2003)总结的圆形基础非均质黏土地基的承载力系数; sum是与砂土层交界处黏土的不排水抗剪强度(单位: kPa); q0是砂土表面的附加荷载(单位: kPa); hs为上层砂土的厚度(单位: m); ψ是砂土的剪胀角, 圆台的扩散角度与砂土的剪胀角一致; E*是与砂土摩擦角和剪胀角相关的拟合系数:
${E}^{*}=2\left[1+{D}_{\text{F}}\left(\frac{\mathrm{tan}{\varphi }^{*}}{\mathrm{tan}\psi }-1\right)\right]$
式中: DF是分布因子, 用于联系沿破坏面的局部应力与平均竖向应力, 它与hs / D成指数关系, 对于桩靴:
${D}_{\text{F}}=0.64{\left(\frac{{h}_{\text{s}}}{D}\right)}^{-0.576}$
参数 ϕ* 是由非关联流动引起的摩擦角减小, 可以表示为:
$\mathrm{tan}{\varphi }^{*}=\frac{\mathrm{sin}{\varphi }^{\prime }\mathrm{cos}\psi }{1-\mathrm{sin}{\varphi }^{\prime }\mathrm{sin}\psi }$
式中: ϕ′ 是砂土调动的内摩擦角, 用Bolton (1986)方程的修正表达式将其和剪胀角与峰值承载力建立联系:
${I}_{\text{R}}={D}_{\text{r}}\left[Q-\mathrm{ln}\left({q}_{\text{peak}}\right)\right]-1\text{ }\text{ }\text{ }0<{I}_{\text{R}}<4$
${\varphi }^{\prime }-{\varphi }_{\text{cv}}=2.65{I}_{\text{R}}$
$0.8\psi ={\varphi }^{\prime }-{\varphi }_{\text{cv}}$
式中: IR为剪胀指数, Q为砂土颗粒破碎强度的自然对数, Dr为砂土相对密实度, ϕcv为砂土临界状态摩擦角。
(2) 峰值承载力出现后到桩靴最大横截面接触底层黏土前, 砂土土塞周围形成强剪切应变面, 在桩靴当前埋深与原砂-黏土界面之间, 最大剪切应变沿桩靴侧面近似垂直分布, 此时砂土剪切超过峰值强度进入临界状态。Hu等(2018)给出了该阶段的承载力方程:
$\begin{array}{l}{q}_{\text{v}}={q}_{\text{post-peak}}=\frac{{{\gamma }^{\prime }}_{\text{s}}D}{E}+\left[{N}_{\text{c}}{s}_{\text{u}}+{q}_{0}+{{\gamma }^{\prime }}_{\text{s}}{h}_{\text{s}}+\right.\\ \text{}\left.({{\gamma }^{\prime }}_{\text{c}}-{{\gamma }^{\prime }}_{\text{s}})(d-0.1{h}_{\text{s}})-\frac{{{\gamma }^{\prime }}_{\text{s}}D}{E}\right]\mathrm{exp}\left[\frac{E({h}_{\text{s}}-d)}{D}\right]\end{array}$
$E=4{D}_{\text{F}}\mathrm{sin}{\varphi }_{\text{cv}}$
${N}_{\text{c}}=14.8\frac{d-0.1{h}_{\text{s}}}{D}+10.6$
式中: qpost-peak为峰值承载力出现后, 桩靴完全进入黏土层前的承载力; γc′为黏土的有效容重(单位: kN·m-3); d为桩靴埋深(单位: m)。
(3) 桩靴最大横截面位于原黏土层界面以下时, 考虑桩靴底部土塞的影响, 此时的承载力:
${q}_{\text{v}}={N}_{\text{c}}{s}_{\text{u}}+{H}_{\text{plug}}{{\gamma }^{\prime }}_{\text{c}}\text{ }\text{ }\text{ }0.16\le \frac{{h}_{\text{s}}}{D}\le 1.00$
式中: Hplug为土塞总高度(单位: m)。
在Hu等(2021)研究中, 该阶段Nc表达式考虑了埋深因素对承载力系数的影响, 使解析结果契合下层为均匀黏土时大变形模拟的贯入阻力:
${N}_{\text{c}}=\left[0.84\left(1+0.22\frac{d-{h}_{\text{s}}}{D}\right)\right]\left[\left(9+0.9\frac{kD}{{s}_{\text{um}}}\right)\frac{{h}_{\text{s}}}{D}\right]$
式中: k为强度随深度的变化率(单位: kPa·m-1)。

1.1.3 小结

ISO规范方法具有简单易用的优点, 适用于工程实践中的初步估算, 其通过规范化的公式和参数取值能够快速得到结果。然而, 该方法存在明显缺点, 主要体现在未考虑砂土层的承载力, 导致峰值承载力被低估, 同时未考虑桩靴实际贯入过程中土体的运动和土塞效应, 且假设破坏面为垂直, 与实际穿刺破坏时的弯曲滑移面不符。ISO的关键假设包括砂土层中的破坏面为垂直, 滑移面上的砂土处于被动应力状态, 穿刺破坏由下层黏土的塑性失稳引起。
相比之下, Hu等(2014, 2018)方法在机理考虑上有了显著改进。该方法通过引入应力失效模型, 考虑了桩靴贯入过程中砂土土塞的形成及其对承载力的影响, 并引入砂土的剪胀特性, 能够更准确地预测峰值承载力和贯入过程中的承载力变化。尽管该方法需要高质量的岩土参数且仅适用于砂土-黏土地基, 但其在预测精度上的提升使其在特定条件下具有更高的实用性。与ISO方法相比, Hu等(2014, 2018)方法通过考虑土塞效应和剪胀特性, 提供了更为精确的承载力预测。

1.2 硬黏土-软黏土地基中穿刺计算方法

1.2.1 ISO规范方法

Brown等(1969)基于模型试验和塑性理论, 提出硬黏土-软黏土地层的冲剪模型(图3)。依据该理论, 假设上层黏土强度均匀, 破坏面上黏土强度因为扰动而折减; 同时承载力受到上层硬黏土承载力的限制:
${q}_{\text{v}}={s}_{\text{ub}}{N}_{\text{c}}{s}_{\text{c}}{d}_{\text{c}}+3\frac{t}{D}{s}_{\text{ut}}\le {s}_{\text{ut}}{N}_{\text{c}}{s}_{\text{c}}{d}_{\text{c}}$
式中: sub是下层黏土不排水抗剪强度(单位: kPa), sut是上层黏土不排水抗剪强度(单位: kPa)。
图3 硬黏土-软黏土地基中ISO规范方法

加粗箭头表示应力方向

Fig. 3 ISO standard methods for stiff-over-soft clay profiles

1.2.2 Zheng等(2016)方法

Zheng等(2016)使用耦合欧拉-拉格朗日(coupled Euler-Lagrange)方法进行了数值模拟, 并对上下土层的强度比、硬黏土层的厚度以及软黏土层强度不均匀程度开展参数化分析, 提出了一种考虑桩靴下方土塞及其附加承载力的穿刺计算方法。该方法考虑了桩靴带入软黏土层的土塞和相应的附加阻力(图4)。该方法将承载力曲线分为3个部分: 1) 上层硬黏土峰值承载力和对应的贯入深度; 2) 硬黏土和软黏土分界面处的承载力; 3) 下层软黏土中的承载力。曲线各阶段公式如下。
图4 Zheng等(2016)方法计算硬黏土-软黏土地层峰值承载力

γct′表示第一层黏土有效容重(单位: kN·m-3); γcb′表示底层黏土有效容重(单位: kN·m-3); hct表示为上层硬黏土的厚度(单位: m); subs为下层软黏土在界面处的抗剪强度(单位: kPa); 加粗箭头表示应力方向

Fig. 4 Peak resistance prediction for stiff-over-soft clay profiles by Zheng et al (2016) method

(1) 峰值承载力及对应贯入深度:
${q}_{\text{peak}}={s}_{\text{ub}}{N}_{\text{c}}{s}_{\text{c}}{d}_{\text{c}}+3\frac{t}{D}{s}_{\text{ut}}+{{p}^{\prime }}_{0}+4.2\frac{{H}_{\text{plug}}}{D}{s}_{\text{ubs}}$
式中: 第四项为软土层中土塞提供的承载力(土塞周围的剪切力和端部的承载力), 土塞高度用半经验公式给出:
$\frac{{H}_{\text{plug}}}{{h}_{\text{ct}}}=0.53\left(\frac{{s}_{\text{ubs}}}{{s}_{\text{ut}}}\right){\left(\frac{{h}_{\text{ct}}}{D}\right)}^{-1}{\left[3-{\left(1.5-\frac{kD}{{s}_{\text{ubs}}}\right)}^{2}\right]}^{0.5{h}_{\text{ct}}/D}$
$\frac{{d}_{\text{peak}}}{D}=1.3{\left(\frac{{s}_{\text{ubs}}}{{s}_{\text{ut}}}\right)}^{1.5}\left(\frac{{h}_{\text{ct}}}{D}\right){\left(1+\frac{kD}{{s}_{\text{ubs}}}\right)}^{0.5}\le \left(\frac{{h}_{\text{ct}}}{D}\right)$
式中: hct为上层硬黏土的厚度(单位: m); subs为下层软黏土在界面处的抗剪强度(单位: kPa); dpeak为峰值承载力对应贯入深度(单位: m)。
(2) 硬黏土和软黏土界面处(dint)的承载力(qint, 单位: kPa)由以下方程得到:
$\frac{{q}_{\mathrm{int}}}{{s}_{\text{ubs}}}=10.2{\left[{\left(\frac{{s}_{\text{ubs}}}{{s}_{\text{ut}}}\right)}^{-0.5}{\left(\frac{{h}_{\text{ct}}}{D}\right)}^{0.25}{\left(1+\frac{kD}{{s}_{\text{ubs}}}\right)}^{0.25}\right]}^{0.85}\le \frac{{q}_{\text{peak}}}{{s}_{\text{ubs}}}$
(3) 下层软黏土中的承载力系数(Ncd):
${N}_{\text{cd}}=9.8+1.3{\left(\frac{{s}_{\text{ubs}}}{{s}_{\text{ut}}}\right)}^{-1}\mathrm{min}\left[{\left(\frac{{h}_{\text{ct}}}{D}\right)}^{0.5},1.0\right]{\left(1+\frac{kD}{{s}_{\text{ubs}}}\right)}^{0.5}$

1.2.3 小结

ISO规范方法在硬黏土-软黏土地基中同样展现出简单易用的优势, 能够快速预测承载力, 适用于初步估算。但该方法未考虑土层界面的变化和土塞效应, 且假设上层硬黏土强度均匀, 忽略了实际中的强度梯度, 导致预测结果可能与实际情况存在偏差。ISO方法适用于硬黏土层厚度较大、强度均匀的情况, 其核心假设是上层硬黏土强度均匀, 破坏面上的强度因扰动而折减, 承载力受到上层硬黏土的限制。
Zheng等(2016)方法则在此基础上进行了改进, 通过考虑桩靴下方土塞及其附加承载力, 结合参数化分析, 能够更全面地预测贯入深度-承载力曲线。该方法不仅考虑了上下土层的强度比和硬黏土层厚度的影响, 还通过引入土塞效应, 提升了预测精度。尽管该方法需要高质量的岩土参数且仅适用于硬黏土-软黏土地基, 但其在预测贯入深度-承载力曲线方面的优势使其成为更精确分析的首选。与ISO方法相比, Zheng等(2016)方法通过考虑土塞效应和软黏土强度梯度, 提供了更为准确的预测结果。

2 三层及以上多层土地基中穿刺计算方法

2.1 ISO规范方法

为了满足工程预测的需要, Xie等(2010)在单层土或双层土方法的基础上, 提出了一种通用的多层土计算方法: 首先不考虑当前土层上下土层强度差异的影响, 从表层到指定的最终贯入深度遍历土层计算每层土的桩靴基础承载力。基础以上的土体对承载力的影响通过深度修正因子、超载和浮力等相关因素加以考虑。然后, 从任意选定的底层土层(第n层)开始, 假设底层以下的任何土层不影响所选取的土层的承载力将第n层上边界的承载力与第n-1层下边界自上而下的承载力进行比较, 从而确定上一层(第n-1层)的承载力计算方法, 在这种情况下第n-1层的自下而上承载力将通过穿刺或挤压方法重新计算(图5)。
图5 多层土地基中ISO规范方法

Fig. 5 ISO standard methods for predicting multi-layer soils

2.2 黏土-砂土-黏土地基中穿刺计算方法

Ullah (2016)和Ullah等(2017b)基于试验与大变形分析发现, 表层黏土的破坏机理受其归一化厚度控制, 归一化厚度减小会促进土体的径向挤压; 在调动峰值承载力时, 砂土在桩靴和截锥体砂土之间存在高度较小的黏土土塞, 因此, 峰值承载力对应的深度比砂土-黏土情况下的要小; 在达到峰值承载力之前, 桩靴基础上方的顶层黏土发生部分回流; 当桩靴贯入至底层黏土中时, 位于基础下方的砂土土塞被带至底层黏土中, 由于砂土土塞的存在, 此时承载力会高于桩靴在单层黏土中贯入时的承载力。由此提出针对黏土-砂土-黏土三层土地基中穿刺计算方法, 该方法是Lee (2009)和Hu等(2014, 2018)提出的上砂下黏双层土海床穿刺分析方法的拓展, 具体步骤如下:
(1) 在贯入深度达到硬土层的影响深度(dd)前, 顶层黏土中的贯入阻力按照Houlsby等(2003)方法计算。硬土层的影响深度:
${d}_{\text{d}}={h}_{\text{ct}}-{d}_{\text{BE}}$
$\frac{{d}_{\text{tip}}}{D}\le \frac{{d}_{\text{BE}}}{D}=0.11\frac{{h}_{\text{ct}}}{D}+0.77\sqrt{\frac{{h}_{\text{s}}}{D}\left(\frac{{\varphi }^{\prime }-{\varphi }_{\text{cv}}}{{\varphi }_{\text{cv}}}\right)}\le \mathrm{min}\left(\frac{{h}_{\text{ct}}}{D},0.70\right)$
式中: dd为承载力刚开始偏离Houlsby(2003)理论计算时对应的深度(单位: m); dBE为承载力刚开始偏离Houlsby等(2003)理论计算时桩靴到砂土层的距离(单位: m); dtip为桩靴尖端的深度(单位: m); dBE / D的限界是为了确保桩靴尖端接触砂土层顶时立即开始感知边界, 并且不会超过hct / D或0.70。
(2) 当桩靴位于中间砂土层和底部黏土层时, 峰值承载力公式基于Hu等(2014)方法的扩展, 图6展示了峰值承载力计算的理论模型:
$\begin{array}{c}{q}_{\text{peak}}=\left({N}_{\text{c0}}{s}_{\text{um}}+{q}_{0}+0.12{{\gamma }^{\prime }}_{\text{s}}{h}_{\text{s}}+{h}_{\text{ct}}{{\gamma }^{\prime }}_{\text{ct}}+\text{sign}({h}_{\text{ct}})\frac{4{V}_{\text{f}}}{\text{π}{D}^{2}}\right){\left(1+\frac{1.76{h}_{\text{s}}}{D}\mathrm{tan}\psi \right)}^{{E}^{*}}+\\ \text{}\frac{{{\gamma }^{\prime }}_{\text{s}}D}{2\mathrm{tan}\psi \left({E}^{*}+1\right)}\cdot \left[1-\left(1-\frac{1.76{h}_{\text{s}}}{D}{E}^{*}\mathrm{tan}\psi \right){\left(1+\frac{1.76{h}_{\text{s}}}{D}\mathrm{tan}\psi \right)}^{{E}^{*}}\right]+\\ \text{}\frac{4\times 0.07{h}_{\text{ct}}\left({s}_{\text{um}}+\frac{{k}_{\text{t}}{h}_{\text{ct}}}{2}\right)\left(D+{f}_{1}{h}_{\text{ct}}\mathrm{tan}\psi \right)}{{D}^{2}}-0.07{h}_{\text{ct}}{{\gamma }^{\prime }}_{\text{ct}}-0.5{h}_{\text{ct}}{{\gamma }^{\prime }}_{\text{ct}}\end{array}$
式中: Nc0为Houlsby等(2003)提供的粗糙圆形基础承载力系数; Vf为桩靴埋入土中的体积(单位: m3); kt为第一层黏土强度随深度的变化率(单位: kPa·m-1); f1为决定顶层黏土含量的因素。
图6 Ullah (2016)方法计算黏土-砂土-黏土地层峰值承载力

τc为黏土层的剪应力(单位: kPa); τs为砂土层的剪应力(单位: kPa); 加粗箭头表示应力方向

Fig. 6 Peak resistance prediction for sand-clay-sand profiles by Ullah et al (2016) method

(3) 点(qpeak, dpeak)和点(qd, dd)之间的承载力-位移曲线用直线段代替。qd为dd位置的承载力。
(4) 在底层黏土中, 承载力系数以Hu等(2018)中为基础提出了一个非常简单的半经验性扩展形式:
${H}_{\text{plug}}={H}_{\text{plug(sand)}}+{H}_{\text{plug(clay)}}$
${q}_{\text{clay-bot}}={N}_{\text{c}}{s}_{\text{u}}+{H}_{\text{plug}}{{\gamma }^{\prime }}_{\text{cb}}$
${N}_{\text{c}}=0.55\frac{{h}_{\text{ct}}}{D}+11\frac{{h}_{\text{s}}}{D}+10.5$
式中: Hplug是土塞总高度, 由砂土土塞高度Hplug(sand)和黏土土塞高度Hplug(clay)组成(图7); qclay-bot是底层黏土中的承载力(单位: kPa); γcb′表示底层黏土的强度(单位: kN·m-3)。
图7 Ullah (2016)方法计算黏土-砂土-黏土地层底层黏土承载力

加粗箭头表示应力方向

Fig. 7 Deep bearing capacity prediction for sand-clay-sand profiles by Ullah (2016 ) method

(5) 砂土中的承载力-位移曲线以点(qpeak, dpeak)和点(qclay-bot, hct+hs)之间的直线段表示。

2.3 砂土-黏土-砂土地基中穿刺计算方法

Ullah等(2017a)对桩靴在砂土-黏土-砂土地层中的贯入进行了数值模拟, 研究了上层砂土和夹层黏土厚度、砂土剪胀角、黏土强度及强度梯度对承载机理的影响。研究发现峰值承载力处的承载机理会根据顶层砂土的厚度和夹层黏土的厚度不同而发生改变: 对于顶层砂土足够厚的情形(hs / D ≥ 2), 峰值承载力仅取决于顶层砂土; 夹层黏土较薄时(hc / D ≤ 0.5), 峰值承载力为上述挤压机理; 夹层黏土较厚(hc / D > 0.5)且顶层砂土相对较薄时 (hs / D < 2), 使用Lee (2009)和Hu等(2014)的砂土-黏土地层方法进行预测更合理。在Lee (2009)和Hu等(2014)提出的应力失效模型的基础上进行拓展并提出了贯入阻力峰值的理论计算模型, 峰值承载力的计算方程:
$\begin{array}{c}{q}_{\text{peak}}=\left[\left(5+0.33\frac{{D}^{\prime }}{{h}_{\text{c}}}\right){s}_{\text{u}}+{q}_{0}+0.12{{\gamma }^{\prime }}_{\text{s}}{h}_{\text{s}}\right]{\left(1+\frac{1.76{h}_{\text{s}}}{D}\mathrm{tan}\psi \right)}^{{E}^{*}}+\\ \frac{{{\gamma }^{\prime }}_{\text{s}}D}{2\mathrm{tan}\psi \left({E}^{*}+1\right)}\cdot \left[1-\left(1-\frac{1.76{h}_{\text{s}}}{D}{E}^{*}\mathrm{tan}\psi \right){\left(1+\frac{1.76{h}_{\text{s}}}{D}\mathrm{tan}\psi \right)}^{{E}^{*}}\right]\end{array}$
${D}^{\prime }=D+1.76{h}_{\text{s}}\mathrm{tan}\psi $
式中: hc是黏土夹层厚度(单位: m)。
该方程考虑了第一层砂土被推入黏土中, 夹层黏土的径向挤压机理根据Meyerhof等(1953)考虑。该方法预测的峰值承载力与大变形模拟的结果相差几乎20%, 相较于ISO方法有明显提升。

2.4 软黏土-硬黏土-软黏土地基中穿刺计算方法

Zheng等(2015a)使用大变形有限元分析, 校正了ISO设计方法存在的缺陷, 考虑桩靴连续贯入过程中土体的真实破坏机理、土体强度的非均匀性以及应变软化和剪切强度比, 提出了一种基于破坏机理的分析方法。Zheng等(2015a, 2015b)发现在离心机试验中随着桩靴不断贯入, 土体塑性流动依次呈现4个特征: 1) 在贯入第一层土的过程中, 由于下层硬黏土的存在, 土体被挤压, 承载力提高; 2) 桩靴上方土体回流, 第一、二层土界面发生变形; 3) 桩靴在第二层(硬黏土层)时, 底部有部分软土形成的土塞, 桩靴下方的土体主要向下变形, 土体回流暂时停止; 4) 桩靴在第二层中触发穿刺之后, 桩靴下方存在由第一层和第二层土组成的土塞。反映到承载力-位移曲线上, 依次为:
(1) 挤压前单层黏土响应, 对应承载力:
${q}_{\text{v}}=\eta {N}_{\text{cr}}{s}_{\text{u0}}+{{\gamma }^{\prime }}_{\text{c}}d\text{ }\text{ }\text{ }d\le {h}_{\text{c}1}-0.18D$
式中: su0是桩靴所在位置处黏土的强度(单位: kPa)。考虑应变速率和应变软化的影响, 引入调整因子η:
$\eta =\frac{1+{R}_{\text{b}}\mu }{{S}_{\text{t}}}\left[1+\left({S}_{\text{t}}-1\right){\text{e}}^{-3{\xi }_{\text{b}}/{\xi }_{95}}\right]$
式中: μ是比例参数, 取值0.1; St是土的灵敏度;
考虑贯入速率约为2m·h-1, 应变率1.5%·h-1时, 取 ${R}_{\text{b}}=1.47$和 ${\xi }_{\text{b}}=1.5$; 在1200%剪应变下对应的 ${\xi }_{95}=12$。承载力系数(Ncr)按照Hossain等(2009)的方法计算:
$\begin{array}{l}{N}_{\text{cr}}=\left[6.05+\frac{d}{0.22D}\left(1-\frac{d}{3.65D}\right)\right]\times \\ \text{}\left[1+0.191\left(\frac{{k}_{3}D}{{s}_{\text{ud0}}}\right)/{\left(1+\frac{d}{D}\right)}^{1.5}\right]\end{array}$
式中: sud0是假想桩靴位置处黏土强度(单位: kPa); k3是第三层土强度随深度的变化率(单位: kPa·m-1)。
(2) 第一层土挤压阶段, 该阶段结束点深度d2 = hc1, 其对应的承载力被认为是当桩靴位于第二层土表面时承载力的一部分:
${q}_{\text{v}}=\lambda \left[\frac{4\eta \left({H}_{\text{plug, 2}}{s}_{\text{u2p}}+{H}_{\text{plug, 3}}{s}_{\text{u3p}}\right)}{D}+{N}_{\text{cr}}{s}_{\text{ud0}}+{{\gamma }^{\prime }}_{\text{c}}d\right]$
$\lambda =1-\frac{0.7}{\left(\frac{{s}_{\text{u1s}}+{s}_{\text{u3}}}{{s}_{\text{u2}}}\right){\left(\frac{{h}_{\text{c}2}}{D}\right)}^{-1}\left(1+\frac{{k}_{3}D}{{s}_{\text{u3s}}}\right){\left(\frac{{s}_{\text{u3s}}}{{{\gamma }^{\prime }}_{\text{c}}D}\right)}^{-1}}$
此时承载力系数将式(30)中的d替换为df进行计算, df是假想桩靴的埋深(图8):
${d}_{\text{f}}=d+{H}_{\text{plug}}$
Hplug是总的土塞高度:
$\frac{{H}_{\text{plug}}}{{h}_{\text{c}2}}=\mathrm{max}\left[{f}_{1}{\text{e}}^{-\frac{{f}_{2}\left(d-{h}_{\text{c1}}\right)}{D}}-1,0.1,\frac{{H}_{\text{plug,2}}}{{h}_{\text{c}2}}\right]$
系数f1、f2可以表示成:
${f}_{1}=2+0.01{\left(\frac{{s}_{\text{u3s}}}{{s}_{\text{u2}}}\right)}^{-1}{\left(\frac{{h}_{\text{c}2}}{D}\right)}^{-1}$
${f}_{2}=0.2+0.5\left(\frac{{s}_{\text{u3s}}}{{s}_{\text{u2}}+{s}_{\text{u1s}}}\right)\left(1+\frac{{k}_{3}D}{{s}_{\text{u3s}}}\right){\left(\frac{{h}_{\text{c}2}}{D}\right)}^{-0.5}$
第二层土产生的土塞高度为:
${H}_{\text{plug, 2}}=\mathrm{max}\left({h}_{\text{c1}}+{h}_{\text{c}2}-d,0\right)$
式中: Hplug, 2、Hplug, 3为第二/三层土塞高度(单位: m); su2p、su3p为土塞周围第二/三层土的平均强度(单位: kPa) ; su1s、su3s为第一/三层土表面位置的强度(单位: kPa); su2、su3为第二/三层土的强度(单位: kPa); ; hc1、hc2为第一/二层黏土的厚度(单位: m)。
图8 Zheng等(2015b)方法计算软黏土-硬黏土-软黏土地层承载力

Fig. 8 Bearing capacity prediction for soft-stiff-soft clay profiles by Zheng et al (2015b) method

(3) 第二层土贯入阻力逐渐增大, 直至达到峰值。峰值承载力(qpeak)对应的贯入深度(dp):
$\frac{{h}_{\text{c1}}+{h}_{\text{c}2}-{d}_{\text{p}}}{D}=\mathrm{min}\left(\mathrm{max}\left\{-\mathrm{ln}\left[{\left(\frac{{s}_{\text{u3s}}}{{s}_{\text{u2}}+{s}_{\text{u1s}}}\right)}^{\left({h}_{\text{c}2}/D\right)}+0.1\right],0\right\},\frac{0.9{h}_{\text{c}2}}{D}\right)$
将 $d={d}_{\text{p}}$代入公式(29)到(33)得到峰值承载力(qpeak)。
(4) 贯入阻力峰后降低/平台期, 该阶段结束点深度d4:
${d}_{4}=\mathrm{max}\left({d}_{\text{p}},{h}_{\text{cav}}\right)$
式中: hcav为空腔高度(单位: m)。
$\begin{array}{l}\frac{{h}_{\text{cav}}}{D}=0.25\left[\left(\frac{{s}_{\text{u1s}}}{{{\gamma }^{\prime }}_{\text{c}}D}\right){\left(\frac{{h}_{\text{c}2}}{D}\right)}^{-2}{\left(\frac{{s}_{\text{u3}}}{{s}_{\text{u2}}}\right)}^{-1}\right.\\ \text{}\cdot {\left.\left(1+\frac{{h}_{\text{c}2}}{D}\right){\left(1+\frac{{k}_{3}D}{{s}_{\text{u3s}}}\right)}^{-1}\right]}^{0.5}\end{array}$
将 $d={d}_{4}$代入公式(29)到(33)得到对应的承载力。
(5) 土体回流引起的贯入阻力进一步减小, 该阶段的承载力曲线用点(d4, q4)和(d5, q5)点的线段代替。q4是d4对应的承载力; q5是d5对应的承载力 。
(6) 第三层土中贯入阻力的单层响应。该阶段起始点深度d5:
$\frac{{d}_{5}}{D}=\mathrm{max}\left[\frac{{h}_{\text{c}1}}{D}-\frac{1}{{f}_{1}}\mathrm{ln}\left(\frac{1.1}{{f}_{1}}\right),\frac{{h}_{\text{c}1}+{h}_{\text{c}2}}{D}\right]$
承载力:
${q}_{\text{v}}=\eta \left(\frac{0.4{t}_{2}{s}_{\text{u3p}}}{D}+{N}_{\text{cd}}{s}_{\text{ud0}}\right)$
${N}_{\text{cd}}=\mathrm{min}\left[10\left(1+0.065\frac{d+0.1{h}_{\text{c}2}}{D}\right),11.3\right]$

2.5 小结

ISO规范方法在多层土地基中展现出较强的通用性, 能够适用于多种多层土地基, 并通过逐层计算快速预测承载力。然而, 该方法未考虑土层界面的变化和土塞效应, 对于“强-弱-强”三层土, 大部分情况下底层强土对桩靴在顶层强土中承载力的贡献被忽略, 且使用的承载力系数无法考虑土体应变速率和应变软化的影响。
对于各种地基中的新方法而言, 它们均考虑了真实的地基破坏模式, 在公式中考虑土塞厚度的变化对贯入阻力的影响。此外, Zheng等(2015b)方法还使用了系数以反映应变速率和应变软化的影响。然而, 这些自上而下计算的新方法仅适用于特定的土层组合情形, 很难应用至多层土的情形, 以至实际工程中对桩靴贯入阻力的预测仍采用自下而上的ISO方法。

3 粤东海域风电场站桩过程实测数据反演分析

3.1 工程概况

两个不同的自升式海上风电安装平台A和B分别用于两个机位的风机安装施工。其中, 平台A负责机位a的施工, 该机位有1个地质勘探钻孔; 平台B负责机位b的施工, 该机位有2个水平间距较近的地质勘探钻孔。图9是两个自升式平台桩靴基础的平面和剖面示意图, 表1统计了各平台桩靴长度、宽度、高度、等效直径、投影面积、体积及荷载信息。其中, 荷载为桩靴基础传递至海床的总静荷载, 即齿轮齿条处测量的下压荷载加上齿轮下方桩腿浮重与桩靴基础自身的浮重。
图9 桩靴结构平面和剖面示意图(单位: mm)

a. 平台A; b. 平台B

Fig. 9 Schematic plan and section of the spudcan structure (units: mm). (a) platform A; (b) platform B

表1 桩靴细节汇总表

Tab. 1 Summary of spudcan details

机位 平台 对应钻孔 长/m 宽/m 高/m 等效直径/m 投影面积/m2 体积/m3 荷载/MN
a A 1 12.90 11.60 3.09 13.30 139 270 61.49
b B 2、3 17.40 14.20 4.35 17.18 232 746 119.80
表2是3个地质勘探孔揭示的土层与岩土参数信息。其中, 黏土的不排水抗剪强度为黏土样在实验室条件下经过自重应力固结后测得的不排水抗剪强度。根据钻孔反映信息, 粤东地区风电场浅层海床沉积物由淤泥质土、黏土、粉土及粉砂组成, 在竖直方向上表现为高度分层的成层土; 在水平方向上, 两距离较近钻孔2、3反映的地质分层情况及土层物理力学参数也存在差异。由于出具地勘报告的单位不同等原因, 表2中钻孔2、3的砂土仅有密实状态描述, 没有相对密实度的记录。
表2 地质分层与岩土参数

Tab. 2 Soil layering and geotechnical parameters

钻孔编号 土层描述 海床面以下土层界面深度/m 有效容重/(kN∙m-3) 黏土不排水抗剪强度 砂土内摩擦角/(°) 相对密实度/%
(密实状态)
顶面 底面 sum/kPa k/(kPa∙m-1)
1 淤泥质粉质黏土 0 8.3 6.5 1 1.2
粉土 8.3 12.4 8.2 60 0 27 20
淤泥质土夹粉土 12.4 20.9 7.2 20 0
粉砂 20.9 23.1 9.4 31 35
粉质黏土 23.1 27.9 7.5 30 0
粉质黏土 27.9 29.7 8.3 65 0
粉质黏土 29.7 41.6 8.3 55 0
2 淤泥质土 0 5.0 7.3 13 0
淤泥质土 5.0 10.8 7.5 27 0
粉砂混淤泥 10.8 16.5 8.7 25 松散~稍密
粉质黏土 16.5 18.5 7.4 40 0
粉质黏土 18.5 24.8 9.0 60 0
粉砂混黏性土 24.8 26.6 9.1 30 中密
粉砂 26.6 28.5 9.5 32
3 淤泥质土 0 5.0 7.5 13 0
淤泥质土 5.0 11.8 7.7 26 0
粉土 11.8 15.7 9.3 40 0
粉质黏土 15.7 17.5 8.6 46 0
粉质黏土 17.5 24.9 8.7 70 0
粉砂混黏性土 24.9 28.5 9.1 29 中密

注: sum为层顶不排水抗剪强度, k为不排水抗剪强度随深度增长的梯度。空白处表示该工况无此参数

3.2 反演结果

图10—图12中绘制了两个机位处的预测结果和站桩过程记录的承载力—位移曲线的对比。在应用ISO规范方法计算多层土的承载力时, 砂土穿刺计算采用应力扩散法, 图10和图11中包括了应力扩散系数ns取值为3和5的预测曲线; 黏土穿刺计算采用冲切法。此外, ISO规范在计算软黏土-硬土地层承载力时, 使用的Meyerhof等(1953)挤压模型, 挤压系数取值为3。粉土的工程性质较为特殊, 在钻孔1的地勘报告中既给出了不排水抗剪强度值, 又提供了砂土的内摩擦角, 而ISO规范中对粉土的承载力计算方法并无明确规定, 图10中的曲线是将粉土当作黏土计算得到的。
图10 机位a实测与预测承载力—位移曲线对比

Fig. 10 Comparison of measured and predicted load-displacement profiles at location a

图11 机位b实测与预测承载力—位移曲线对比(基于钻孔2)

Fig. 11 Comparison of measured and predicted load-displacement profiles at location b (based on Borehole 2)

图12 机位b实测与预测承载力—位移曲线对比(基于钻孔3)

Fig. 12 Comparison of measured and predicted load-displacement profiles at location b (based on Borehole 3)

对于机位a, 基于钻孔1的土样数据, 对于12.9~27.9m的土层可使用Ullah (2016)方法计算承载力。对于机位b, 基于钻孔2揭示的岩土分层, 将0~10.8m的两层黏土合并为一层, 合并后的土层顶面强度13kPa, 底面强度27kPa; 16.5~18.5m的两层黏土合并为一层, 合并后的土层顶面强度40kPa, 底面强度60kPa; 合并土层后, 可使用Ullah (2016)方法计算承载力。应用Ullah (2016)方法计算各阶段的承载力时, 考虑了上覆土层引起的土体自重应力增加, 并依据桩靴最低最大横截面位置到海床的距离考虑埋深对承载力系数的影响。此外, 钻孔2中粉砂混淤泥的相对密实度根据其描述估计取值为32%。
对比ISO规范多层土承载力计算方法、Ullah (2016)提出的三层土穿刺方法的预测结果及平台实际站桩数据, 结果如下:
(1) 图10是机位a根据钻孔1地勘岩土数据的预测与实际数据的对比。在8.3~12.4m的粉土层中, ISO方法显著高估了峰值承载力, 偏差接近50%。这一偏差可能源于粉土强度的高估, 导致预测结果偏离实际数据。在20.9~23.1m的粉砂层中, 应力扩散系数取3时, 预测的峰值承载力与实际贯入阻力较为吻合。然而, 根据ISO规范, 中密砂土的应力扩散系数建议取值范围为3~5, 这可能导致预测结果略微低估实际承载力。桩靴穿过粉砂层后, ISO预测曲线出现显著回落, 直到桩靴接触到27.9~29.7m的粉质黏土层时才感知到下方硬土层的影响。相比之下, 实际贯入曲线显示, 当桩靴接近25m时, 承载力已开始快速提升。这一现象可能源于粉砂未沿桩靴侧壁流动至顶部, 而是在桩靴下方形成土塞, 导致下方粉质黏土被提前挤出。在淤泥质土夹粉土层中, Ullah (2016)方法的预测曲线与ISO方法的预测曲线在第一段几乎一致, 且对极限挤压深度的预测结果也高度吻合。在粉砂层中, Ullah (2016)方法预测的峰值承载力比ISO方法高出62%, 比实测峰值承载力高出57%。这一偏差可能源于砂土层较薄, 导致砂土快速发生冲剪破坏并在桩靴底部形成土塞, 无法按照Ullah (2016)方法的理论模型充分调动峰值承载力。这表明, Ullah (2016)方法更适合砂土层厚度较大的情况, 而在砂土层较薄时, 其预测结果可能显著高估实际承载力。在粉质黏土层中, Ullah (2016)方法由于考虑了土塞对承载力的影响, 其预测曲线的起始点与实测曲线较为接近。然而, 该方法未能充分考虑27.9~29.7m硬黏土层的影响, 导致后续曲线无法准确反映实际承载力的变化。实测最终贯入深度为23.1m。ISO方法预测的最终贯入深度为25.5m, 高估近10%; 而Ullah (2016)方法预测的最终贯入深度为20m, 低估3.1m。
(2) 图11、图12分别展示了机位b处根据钻孔2、3揭示的地勘数据的预测与实际数据的对比。
钻孔2揭示的地层中, 8.3~12.4m为淤泥质土层, 10.8~16.5m为粉砂混淤泥土层。在8.3~12.4m的淤泥质土层中, ISO方法和Ullah (2016)方法的预测曲线与实测结果高度一致。当贯入深度接近10m时, 预测曲线显示承载力显著上升, 表明桩靴即将进入下方的粉砂混淤泥硬层。在10.8~16.5m的粉砂混淤泥土层中, 实测曲线未表现出穿刺特征, 贯入深度与预压荷载呈稳步增加趋势。相比之下, 预测曲线与实测结果存在一定偏差, 表明该土层的承载机理可能与理论模型存在差异。与钻孔2不同, 钻孔3揭示的地层中, 10.8 ~16.5m为粉土层, 这一差异对预测方法的选用产生了决定性影响。在更深土层中, 钻孔3报告中的黏土不排水强度更大, ISO方法预测的承载力略高于实测的贯入阻力, 预测曲线整体向右偏移。ISO方法能较好地反映对应贯入深度下的承载力, 最终贯入深度的预测值(17.53m)与实际最终贯入深度(18.7~19.1m)误差在10%以内。
机位b处两个钻孔的地勘数据预测与实际数据的对比, 揭示了地质条件的水平变异性和混合土层的工程力学特性不确定性对预测结果的影响, 以及不同的预测方法在不同土层条件下的适用性存在差异。1) 钻孔2和钻孔3相距较近, 但钻孔2揭示10.8~16.5m为粉砂混淤泥, 而钻孔3揭示11.8~15.7m为粉土, 土层厚度与土性均表现出差异性, 表明该机位处地质条件的水平变异性较大。2) 无论是粉砂混淤泥还是粉土, 均为混合土层, 表现为砂土、粉土和黏土颗粒的混合。其工程力学特性可能因不同组分的多少而表现为砂土或黏性土, 这为插拔桩计算带来了极大的不确定性。在图11中, 该土层被当作砂土处理, 预测结果表现出典型的穿刺型承载力-贯入深度曲线, 但实际贯入曲线表明该土层的实际力学特性更接近黏土层的特征。3) Ullah (2016)方法在淤泥质土层中表现出较好的预测精度, 但在粉砂混淤泥土层中未表现出穿刺破坏风险; 而ISO方法在粉土层中预测结果与实测结果较为接近, 表明不同预测方法在不同土层条件下的适用性存在显著差异。

3.3 结果分析

1) 在桩靴贯入影响土层深度范围内, 高质量的岩土地勘数据对于桩靴承载力-贯入深度曲线预测至关重要。贯入曲线预测结果对岩土数据的质量极为敏感, 数据量少且离散大可能会降低预测结果的可靠性与准确性。正如钻孔2、3为同一风机机位水平方向相近的地质勘探孔, 但预测结果差异显著, 与现场实测结果相比, 钻孔3提供的岩土地勘数据更能反映自升式海上风电安装平台站桩位置海床的真实工程地质条件。通过在每个站桩位置进行额外的原位测试和钻孔取样, 以及先进的室内土工试验, 可以识别和减少数据离散和试样干扰的影响, 从而增加地勘数据的可靠性。
2) 对于ISO方法, 应力扩散系数ns=3总是比应力扩散系数ns=5预测出更高的承载力, 并且预测的承载力-位移曲线更接近现场实测(图10)。在有更多该地区实测站桩数据支撑前, 采用该方法预测时建议应力扩散系数取3。同时, ISO方法没有考虑桩靴底部土塞对承载力的影响, 当桩靴穿过硬层进入下方软土层时预测承载力偏低。此外, 在多层正常固结黏土地层中(图12), ISO方法计算挤压效应时假设下方土层刚度无限大, 预测曲线比实测曲线更快达到下层土的承载力, 这与Meyer等(2015)的结论相符。
3) 基于桩靴破坏机理的新方法仅适用于特定土层的理想条件, 在工程中的应用场景极其有限, 因为实际海床往往是高度分层的地基。目前在工程中应用这些方法时, 需要将勘察报告中的地质分层进行忽略、合并等特殊处理, 具体方式主要依赖设计人员的主观经验, 缺少统一的客观标准, 一定程度上影响了预测结果的准确性。然而, 这些方法能够考虑真实的地基破坏模式、桩靴在贯入过程中土层界面的变化以及桩靴底部土塞对承载力的影响, 是准确预测多层土地基承载力必须具备的关键因素。

4 结论

本文对自升式平台在多层土地基中的穿刺计算方法进行了系统梳理, 总结了两层土和三层及以上多层土地基中的穿刺计算方法, 并结合粤东地区自升式海上风电安装平台的站桩数据进行了反演分析。得出以下结论:
1) 方法选择与应用。ISO规范方法适用于初步设计和快速估算, 尤其在岩土数据有限或地质条件较为简单的情况下。其优点在于计算简便、通用性强, 但缺点是未考虑土层界面变化、土塞效应等因素, 可能导致预测结果偏于保守。新方法在预测精度上显著优于ISO方法, 能够更真实地反映桩靴贯入过程中的土体破坏机理。这些方法适用于特定的多层土地基条件, 如砂土-黏土、硬黏土-软黏土以及三层土地基等。在应用这些方法时, 需要高质量的岩土参数支持, 如砂土的剪胀角、黏土的不排水抗剪强度及其梯度等。在实际工程中使用时往往还需要对土层进行合并或忽略等操作, 这很大程度上取决于工程经验判断。
2) 钻探取样与数据质量。高质量岩土数据的重要性: 预测结果的准确性高度依赖于岩土数据的质量。钻探取样应尽量覆盖桩靴贯入影响的土层深度范围, 并增加钻孔数量以减少数据离散性。例如, 在粤东海域风电场案例中, 钻孔2和钻孔3相距较近但揭示的地质条件差异显著, 表明地质条件的水平变异性较大。优化取样与测试: 建议在每个站桩位置进行额外的原位测试和钻孔取样, 并采用先进的实验室土工试验, 如三轴试验和直剪试验, 以识别和减少数据离散和试样干扰的影响。特别对于混合土层(如粉砂混淤泥、粉土等), 应详细分析其颗粒组成和力学特性, 以确定其更接近砂土还是黏土的工程行为。
3) 误差来源与应对策略。地质条件的水平变异性: 同一区域不同钻孔揭示的地质条件可能存在显著差异, 这可能导致预测结果与实际贯入曲线不一致。建议在关键施工区域增加钻孔数量, 并结合地质统计学方法进行数据融合, 以提高岩土参数的可靠性。混合土层的工程力学特性不确定性: 混合土层的力学特性可能因不同组分的含量变化而表现出较大的不确定性。建议在混合土层中进行更多的室内试验, 以确定其主导力学行为。

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