粉砂层上覆正常固结黏土中板桩锚承载能力及破坏机制的数值研究

《Marine Structures》：Numerical investigation of bearing capacity and failure mechanisms of plate anchors in normally consolidated clay overlying silty sand

　　

•采用三维有限元分析研究了正常固结黏土覆盖粉砂地层中方板锚的竖向和水平承载力。•加载条件下的土体流动机制揭示了由黏土—砂界面运动学不连续性控制的混合破坏模式。•系统考察了黏土强度梯度、砂的摩擦角和嵌固深度等关键参数。•建立了包含地层交互系数的经验公式，用于预测竖向和水平承载力系数。

**引言**

板锚是海洋工程（包括风能和油气平台，图1(a)）中的关键构件，能够在波浪和洋流等动态环境载荷下为浮动结构提供稳定性。吸力式嵌入式板锚（SEPLA）凭借其特殊的安装工艺（如图1(b)所示的锁销翼板）和精确的安装方式以及高竖向拔出力，已成为一种特别具有成本效益的解决方案[1]。然而，实际海床条件通常涉及分层土体，如正常固结（NC）黏土覆盖粉砂，其截然不同的力学行为共同控制了系统的响应。目前的设计规范，如API RP 2GEO（2014）和DNV-RP-E302（2017），仅考虑均质土条件，忽视了分层沉积土的影响，无法准确预测锚在多分层系统中的性能。这凸显了需要采用考虑地层复杂性的方法来确保海洋基础设施的安全性和经济效率。

近年来，基础承载力分析领域的最新进展强调了在复杂加载条件下土体非均质性和固有各向异性的重要性。对于黏土地层，有限元极限分析表明，深度相关的未固结剪切强度和方向性强度各向异性可以显著改变组合竖向、水平和弯矩加载下的极限承载力、破坏包络和破坏机制。针对颗粒土的类似研究表明，固有结构各向异性会改变偏心加载和倾斜加载下破坏包络的大小和形状，且这一效应在地聚合物增强地基中依然显著[[3], [4], [5]]。其他最新研究表明，水力状态和地基加固也可以显著影响组合加载下的地基承载力。对于部分饱和土，基质吸力对可用阻力有所贡献，而瞬态入渗会使吸力消散过程中归一化破坏包络的尺寸减小。地聚合物增强地基研究进一步表明，加固深度和抗拉强度、土摩擦角、载荷偏心和倾角以及地震需求可以显著改变V-H和V-M承载力域。对于软黏土上的增强颗粒填土也识别出了类似效应，其中增强上层与下部软弱黏土之间的相互作用强烈影响极限承载力和破坏机制[[6], [7], [8], [9]]。

先前的板锚研究主要集中在均质土上，基础性研究通过模型试验建立了黏土中拔出力经验模型，展示了嵌固深度和锚板几何形状如何影响脱锚阻力[[10], [11], [12], [13], [14]]。均质黏土中板锚的拔出力行为已通过试验、极限分析和有限元（FE）方法进行了研究。早期模型试验确立，脱锚系数随嵌固深度增加，在深锚情况下接近9时趋于平稳[15,16]。通过考虑通气界面和附着界面条件的有限元分析，引入了浅层和深层破坏机制的区分[17]。上界和下界塑性解为方形、条形和圆形锚提供了严格的承载力系数[18,19]。数值模拟取得了显著进展：大变形有限元（LDFE）模拟阐明了土体流动机制以及锚板粗糙度和土体刚度的影响[20,21]。对于正常固结黏土中的矩形锚，建立了包含嵌固比、长宽比和强度梯度的解析公式[22]。通过塑性模型捕获重力安装板锚的锁销行为，并用三维LDFE进行了验证[23]。提出了一种非关联微元硬化模型，用于预测锚轨迹和拔出承载力，仅需两个标定参数[24]。近期三维有限元研究表明，向深层绕流破坏的过渡取决于长宽比、倾角和土体非均质性，且将三维锚简化为条形锚可能会改变破坏模式[25]。在超固结黏土中，与正常固结黏土相比，后移动承载力增益有限[26]。本构模型对比表明，Mohr–Coulomb模型高估了承载力，而Soft Soil和修正Cam-Clay模型与试验结果吻合更好[27]。然而，大多数黏土研究忽略了底层土的影响。

砂中的拔出行为由摩擦和剪胀控制，对相对密度和应力水平敏感。广泛的理论（极限分析、FE、离散元）和实验（粒子图像测速）研究已经探讨了水平和竖向锚[[28], [29], [30], [31]]。对于倾斜锚，当载荷倾角超过竖向45°时，承载力显著增加。被动剪切区随锚板粗糙度和砂密度扩展[32]。倾斜加载下水平锚的离心机试验和有限元模拟表明，水平承载力可达竖向承载力的1.8倍[33]。一个捕捉硬化-软化行为的修正Mohr–Coulomb模型揭示，拔出系数随嵌固、倾角和相对密度增加[34]。大多数现有解假设均质砂，而覆盖黏土层对砂剪胀的影响仍有待探索。

分层海床很常见，近期研究开始关注锚在分层条件下的行为。对于黏土覆盖砂的剖面，条形锚的二维有限元分析表明，覆盖黏土限制了剪切带发展，相对于均质砂降低了承载力[35]。然而，系统研究正常固结黏土覆盖粉砂中方形或矩形板锚，包括黏土强度梯度、砂摩擦角、相对层厚和嵌固比对竖向和水平承载力的耦合效应仍然稀缺。黏土—粉砂界面的土体流动机制以及黏土主导和粉砂主导破坏模式之间的过渡尚不明确。

尽管近期研究在一定程度上推进了对非均质、各向异性、部分饱和和加固土中地基承载力的理解，但大多数这些研究针对浅基础。其结论证明了土体非均匀性和方向性强度对承载力和破坏面发展的重要性，但由于载荷传递和土体流动机制存在根本性差异，这些结论不能直接转移到深嵌板锚。对于板锚，分层海床的系统研究仍然有限。特别是，正常固结黏土覆盖粉砂中板锚的行为，这种地层在南海和黄海等海域广泛存在[36,37]，仍然未被探索。在工程实践中，板锚通常安装在下部粉砂中以调动更高的拔出阻力，但安装约束常常使锚位于黏土—砂界面附近，使得覆盖黏土的影响不可忽视。这种海床构型由于正常固结黏土非均质性、粉砂剪胀和黏土-砂界面复杂剪切行为的相互作用，为板锚性能分析提出了独特挑战。这些因素对锚承载力和破坏机制的耦合影响缺乏系统研究。

本研究通过有限元分析探索正常固结黏土覆盖粉砂中板锚的破坏机制，并提出了预测该实际地层中锚承载力的方法，旨在填补当前设计规范的空白。

**分节摘要**

**问题描述与数值模型**

本研究关注嵌入由正常固结黏土覆盖粉砂组成的分层海床中板锚的拔出行为，以水平（Nch）和竖向（Ncv）承载力系数作为关键指标。为解决现有均质土研究的局限性，采用ABAQUS建立了三维小应变有限元（FE）框架，捕捉分层系统中黏土塑性和砂剪胀的相互作用。图2(a)展示了锚的模型

**模型验证**

为确保所提有限元（FE）模型的可靠性，在进行参数研究之前建立了全面的验证方案。验证案例的选择代表了本研究涉及的三种典型土条件，包括均质黏土、均质砂和黏土覆盖砂的分层地层。采用已发表的有限元分析和实验室模型试验作为对比的基准解。验证方案包括

**载荷-位移响应**

极限拔出承载力系数的定义基于观测到的载荷—位移响应，如图5所示，该图展示了三种土条件下的归一化载荷—位移曲线。图5(a)展示了均质NC黏土中的响应，其中拔出阻力随位移增加，未观察到明显峰值。图5(b)展示了均质粉砂中的响应，其中阻力在较小位移时急剧上升，并

**分层土与单层土中土体流动机制对比**

本节建立了均质土中的基准破坏模式，为后续分层系统分析提供背景。模拟了均匀NC黏土（su = 5 + 1.5z kPa）和粉砂（cu = 10 kPa，φ = 33°）中的板锚，Hclay = H砂 = B 嵌固。这与Yu等人（2011）报道的无重黏土中浅锚机制（H/B = 1）形成对比，后者破坏面延伸至地表。图6右面板揭示了根本不同的运动学响应。在纯

**参数分析**

参数研究考察了黏土覆盖粉砂分层土中板锚关键参数对拔出力承载力的影响。承载力系数Nc是锚设计中关键的无量纲参数，取决于多个相互关联的因素：嵌固比（H/B）、土体强度梯度（k）和有效重度（γ′）。尽管现有研究主要强调粉砂的相对密度（Dr），本分析扩展到了关键但探索不足

**分层土中板锚承载力经验公式**

土体流动机制分析表明，正常固结黏土覆盖粉砂中板锚的破坏响应和极限拔出力承载力与均质土中显著不同。黏土层和砂层的相对厚度决定了下部粉砂参与破坏机制的程度。对于相对较薄的砂层，砂的变形受到覆盖黏土的强烈约束，限制了摩擦力

**结论**

本研究通过三维有限元分析系统研究了嵌入正常固结黏土覆盖粉砂中板锚的拔出行为。研究填补了现有锚设计方法的重大空白，这些方法主要假设均质土条件。主要创新包括开发了能够捕捉耦合土体流动机制的经验证的三维FE模型，以及推导了新颖的经验公式，其

**CRediT作者贡献声明**

欧阳奇坚：写作 – 审稿与编辑，写作 – 初稿，可视化，验证，数据整理。郭相锋：写作 – 审稿与编辑，资源，经费获取。周密：写作 – 审稿与编辑，软件，项目管理，经费获取，概念构思。张西红：写作 – 审稿与编辑，指导，方法论。杨宁馨：验证，数据整理。

**利益冲突声明**

作者声明没有已知的竞争性经济利益或个人关系可能影响本文报告的工作。

**致谢**

前三位作者受国家自然科学基金（编号42276213）、中央高校基本科研业务费专项资金（2026ZYGXZR040）、广州GJYC项目（2024D03J0022）、广东省基础与应用基础研究基金（2024A1515011118）资助。

欧阳奇坚|郭相锋|周密|张西红|杨宁馨