組合桶形基礎水平循環承載力模型試驗

周松望，王建華

(1.中海油田服務股份有限公司物探事業部，天津 300451;2.天津大學水利工程仿真與安全國家重點實驗室，天津 300372;3.天津大學巖土工程研究所，天津 300072)

組合桶形基礎是淺水海洋平臺一種重要的基礎，由于其造價低、可移動，很適合在軟土海床中使用，特別是在淺水邊際油田的開發中，更能發揮其可移動的特點。由于海洋平臺會承受來自風浪、冰等循環荷載的作用。因此評價循環荷載作用下軟土中桶形基礎的承載力是海洋平臺桶形基礎設計的一項重要內容。

可以用來評價循環荷載作用下桶形基礎承載力(以下稱為循環承載力)的方法:1)擬靜力彈塑性有限元分析法［1-4］。該方法通過定義土單元的循環強度，將循環荷載對土體的作用等效為土體靜強度的改變。進而依據土動力試驗建立的循環強度隨平均應力變化關系，依據土單元的平均應力確定相應的循環強度，最終借助彈塑性有限元分析確定靜荷載與循環荷載共同作用下桶形基礎基礎的循環承載力。2)擬靜力二維極限平衡法［5-8］。利用此方法分析桶形基礎的循環承載力，需要將三維問題轉換成二維問題，這種方法不能很好反應地基土與基礎之間的相互作用。3)依據增量彈塑性理論建立描述循環荷載作用下軟土特性的增量彈塑性本構關系，借助增量彈塑性有限元方法確定桶形基礎的循環承載力［9-10］。這種方法的特點是能夠跟蹤循環應力路徑，較直觀描述地基的循環破壞過程。但是，由于波浪引起的循環荷載次數成百上千，采用這種方法不但計算量巨大，還可能會由于計算誤差的積累導致計算結果不收斂。無論利用哪種方法評價基礎的循環承載力，其結果的合理性一般均需要經過物理模型試驗進行驗證。

進行軟土中組合桶形基礎在循環荷載作用下的承載力模型試驗，首先需要制備模型試驗軟土層，而制備土層周期較長。進行模擬海洋環境循環荷載的模型試驗還必須具備能夠長時間工作的低頻循環加載裝置，這也給進行此類模型試驗帶來又一個困難。由于一次制備的模型試驗土層需要反復使用，怎樣保證每一次模型試驗時土層有相近的條件，也是模型試驗中遇到的另一個問題。鑒于這些原因，關于海洋軟土中組合桶形基礎循環承載力的模型試驗少有報道。

依據以上分析，利用真空預壓方法制備了一個大尺寸模型試驗軟土池，采用電氣伺服低頻循環加載裝置，進行了軟土中四桶組合基礎在水平循環荷載作用下的承載力模型試驗。文中目的在于通過模型試驗對豎向靜荷載與水平循環荷載共同作用下軟土中桶形基礎的破壞模式與承載力的基本變化有一個定性認識，也為評價軟土中桶形基礎循環承載力方法的合理性提供可供驗證的模型試驗數據。

1 模型試驗簡介

1.1 模型試驗土池與試驗模型

模型試驗土池長與寬各1.8 m，高2.1 m，土池四周采用鋼板支撐，見圖1。土池內放置一個密封膜袋。在膜袋底部鋪設26 cm厚的粗砂反濾層，反濾層中間埋設與外部真空排水系統相接的排水管網共同組成真空預壓室。采用天津渤海灣淤泥質粘土制備試驗土層。制備時，先將土配制成含水量為80%～86%的泥漿，然后分層放入土池膜袋內，直至土池中泥漿深度接近1.8 m。在泥漿的上下表面鋪設土工布以提高預壓固結效果。預壓過程中，土層頂部的預壓荷載維持在50 kPa左右，經過大約60天預壓后，預壓后土層厚1.5 m，土層的平均含水量為62%左右，在土層不同部位取土測試不排水強度，其變化范圍在6.0～8.0 kPa。圖2是預壓后土層的情況。每次模型試驗前，再次通過試驗測定土層的含水量以及強度。由于不同部位的土性指標有一定差異，表1是模型試驗土層的平均物理力學指標。

圖1 模型試驗土池Fig.1 Model test tank

圖2 真空預壓后的試驗土層Fig.2 Testing soil after vacuum preloading

表1 模型試驗土層的基本參數Tab.1 The principal parameters of testing soil

試驗模型為鋼制圓桶，桶徑0.16 m，壁厚0.008 m，桶高0.24 m，高徑比1.5。在桶頂部設置一個與真空貫入設備相連的抽氣閥，用0.33 m×0.33 m、厚0.01 m的鋼制平板將四個單桶焊接在一起形成組合桶形基礎，桶間距為2倍桶徑。在連接鋼板中心處設置一個與水平循環加載裝置連接的豎向滑道機構。使用這一機構進行循環加載試驗時，既可以使基礎產生循環累積沉降，又可以保證水平循環加載試驗過程中循環加載裝置不發生鎖死。在滑道頂端又設置了0.4 m×0.4 m的加載平臺，用以給基礎施加模擬豎向荷載的重力，四桶組合基礎試驗模型見圖3。

1.2 循環加載方案及測量裝置

海洋環境中，平臺會受到來自不同方向波浪導致的水平循環荷載作用，不同方向的水平荷載，組合桶形基礎中的各單桶會存在不同的受力狀況。對于四桶組合基礎，一般會有三種典型的受力工況。一是荷載作用方向平行于相鄰兩桶連線方向，此時水平循環荷載作用下每個單桶會反復出現向下壓縮與向上拔出的兩種不同受力狀態，見圖4;二是荷載作用方向沿相對兩桶的連線方向，不同對角線位置的單桶基礎存在不同的受力狀態;三是介于上述兩種情況之間，此時每個單桶的受力更為復雜。文中模擬第一種工況進行模型試驗。

圖3 四桶組合基礎試驗模型Fig.3 Four-bucket foundation testing model

圖4 循環加載方向Fig.4 The direction of cyclic load

使用電氣伺服超低頻循環加載裝置，在載荷控制條件下進行模型試驗。試驗時給基礎施加的循環荷載為0.1 Hz的正弦循環荷載。圖5給出了模型試驗測量傳感器的布置。測力傳感器一端與循環加載汽缸活塞桿連接，另一端與可以在滑道內豎向自由滑動的連桿連接，借此實現在對基礎施加水平循環荷載的同時，還允許基礎產生豎向沉降。在滑道側壁處安裝兩個LVDT位移傳感器，用于測量沿組合桶形基礎豎向中心線上兩點的水平位移，并借此確定基礎桶頂平面中心處的水平位移;在與加載方向平行的同一側兩個桶的頂部各安裝一個百分表，兩百分表中心距離0.33 m，用以監測水平循環荷載作用下基礎的轉角與豎向沉降。在加載平臺上通過重物施加試驗所需的豎向荷載。

圖5 測量傳感器的布置Fig.5 The layout of measuring sensors

1.3 模型試驗步驟

已有分析表明［12］，基礎的循環承載力取決于循環荷載作用前基礎所受到的平均荷載(即靜荷載)。為此選擇不同的豎向荷載分別進行組合桶形基礎水平循環承載力模型試驗，試驗過程如下:

1)利用負壓沉貫方法將桶沉入軟土層中，為恢復沉貫過程對土層擾動的影響，基礎沉入后靜置三天再進行模型試驗。

2)為進行循環承載力試驗，先采用單調分級加荷試驗方法確定基礎的豎直與水平靜承載力Vf與Hf，結果為 Vf=3.136 kN，Hf=1.47 kN。

3)施加循環荷載前，參考豎直靜承載力Vf，給基礎施加豎向靜荷載Va，即平均荷載，并記錄相應的豎向沉降。

4)當豎向靜荷載作用下的豎向位移穩定后，參考水平靜承載力Hf，在距捅頂21.5 cm位置處給基礎施加水平循環荷載Hcy，直到桶頂面中心處的水平循環位移達到破壞標準為止。試驗過程中，利用計算機A/D轉換技術記錄水平循環荷載、水平位移以及循環次數。同時用兩個百分表記錄基礎的豎向沉降，見圖5。

5)每次試驗后，利用正壓將桶拔出土層，然后對試驗處的土層進行平整并靜置恢復4天后再進行下一次試驗。兩次試驗間隔時間為7-10天。

表2給出了模型試驗的具體安排及試驗結果。

表2 模型試驗安排及試驗結果Tab.2 Model testing arrangement and test results

2 試驗結果分析

2.1 四桶組合基礎的變形與破壞

圖6(a)給出了試驗得到的水平循環位移隨荷載循環次數的變化關系;圖6(b)是基礎豎向沉降隨荷載循環次數的變化關系。這些試驗結果表明，循環荷載作用下，四桶組合基礎的變形取決于豎向靜荷載與水平循環荷載的大小。當豎向靜荷載較小時，基礎在水平循環荷載作用下，主要是以繞中心線下一中心轉動為主，水平方向循環變形隨循環次數逐漸增大，此時基礎的沒有明顯的豎向沉降，特別是當豎向靜荷載為零時，幾乎沒有豎向沉降;當豎向靜荷載增大后，在水平循環荷載作用下，基礎水平方向的循環變形隨循環次數增加仍呈現逐漸增大的變化趨勢，但是此時基礎將產生明顯的豎向沉降。如表2中試驗4的豎向靜荷載達到0.665倍的豎向承載力時，盡管基礎受到的水平循環荷載小于試驗3的水平循環荷載，但是基礎的豎向沉降明顯大于試驗3的基礎豎向沉降，此時基礎將由于過量的豎向沉降而破壞。因此，組合桶形基礎在豎向靜荷載與水平循環荷載共同作用下，既可能由于水平循環位移過大而失效，也可能由于過量豎向沉降而失效。

圖6 水平循環位移和豎向沉降隨荷載循環次數的變化關系Fig.6 Lateral cyclic displacement and axial settlement with cyclic numbers

2.2 土體應力狀態定性分析

豎向靜荷載與水平循環荷載共同作用下，四桶組合基礎周圍土體以及桶間土體所經歷的應力狀態與單桶基礎周圍土體的應力變化不同。根據對模型試驗過程的觀察，對位于基礎周圍土體以及桶間土體所經歷的應力狀態做一定性分析，以便于理解水平循環荷載作用下四桶組合基礎的破壞機理。

對于四桶組合基礎中各單桶桶內土體，水平循環荷載作用下，土體感受兩個方向的水平循環荷載作用基本是相同的，此時土體單元的八面體平均剪應力就等于豎向靜荷載引起的八面體剪應力，這部分土體在對稱循環荷載作用后會明顯弱化。對于各桶之間的土體，由于存在相互作用，使桶間土體的應力場有相互疊加的作用，并最終表現為土體抗力的降低。試驗中可以觀察到桶間土體明顯向上隆起。對于四桶組合基礎范圍以外的土體，特別是沿循環荷載方向與桶接觸的土體，當桶受到一個方向的水平荷載作用時，此時位于基礎被動側的土體感受由于這一荷載引起的應力要大于主動側土體感受這一荷載而引起的應力。因此，在水平對稱循環荷載作用下，基礎范圍以外的土體，其八面體平均剪應力要大于靜荷載引起的八面體剪應力，從而導致沿水平加載方向兩邊土體循環累積變形隨荷載循環次數逐漸增加。

2.3 循環承載力

依據以上分析，組合桶形基礎在豎向靜荷載與水平循環荷載共同作用下，既可能由于過大的水平循環位移而破壞，也可能由于過量豎向沉降而破壞。為此，若水平循環位移首先達到破壞標準，則按水平循環位移確定循環破壞次數;若豎向沉降首先達到破壞標準，則按豎向沉降確定循環破壞次數。參考已有研究［3，13］，對于豎向沉降破壞標準，取為豎向沉降達到5%的組合桶形基礎的等效寬度(即四桶圍成的面積寬度);對于水平循環位移破壞標準，按桶頂平面內中心處水平位移達到2%的桶徑確定循環破壞次數。據此由圖5與圖6確定循環破壞次數，結果見表2中的Nf，相應的循環承載力定義為此時基礎受到的水平循環荷載。表2中結果表明，對于文中設定的四種不同模型試驗條件，四桶組合基礎循環承載力小于水平靜承載力，且最低減小30%左右。表2中結果還表明，循環承載力的大小取決于水平循環荷載與豎向靜荷載。一定豎向靜荷載作用下，循環荷載越大，循環破壞次數也就越少。另一方面，豎向靜荷載越大，與同一循環破壞次數對應的循環荷載就越小，并且在水平循環荷載作用下，會因為較大的豎向靜荷載而使基礎豎向沉降加速，從而降低了循環承載力。因此，軟土中組合桶形基礎在水平循環荷載作用下的豎向沉降是導致基礎失效的一個重要原因。

3 結語

利用真空預壓方法，在一個大型土池中預制了模型試驗軟粘土層，進而進行了豎向靜荷載與水平循環荷載共同作用下四桶組合桶形基礎的承載力模型試驗，研究了豎向靜荷載與水平循環荷載對組合桶形基礎的破壞模式以及承載力的影響。結果表明，組合桶形基礎的變形包括水平循環變形與豎向循環累積沉降。當豎向靜荷載較小時，基礎水平循環變形隨荷載循環次數增加而增加，此時豎向沉降隨荷載循環次數的增加小于水平循環變形的增加，過量的水平循環變形是導致基礎破壞的主要原因。隨豎向靜荷載增大，豎向累積沉降隨荷載循環次數增加將逐漸大于水平循環位移的增加，一旦豎向循環累積沉降先于水平循環位移達到破壞標準時，基礎將由于過量的豎向循環累積沉降而失效。

針對文中設定的四種不同模型試驗條件，四桶組合基礎循環承載力最小為水平靜承載力的70%左右。且循環承載力的大小取決于水平循環荷載與豎向靜荷載。一定豎向靜荷載作用下，循環荷載越大，循環破壞次數也就越少。豎向靜荷載越大，同一循環破壞次數對應的循環荷載就越小。實際工程中，軟土中組合桶形基礎在水平循環荷載作用下的豎向沉降將是導致基礎失效的一個重要原因。

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