粉土中吸力桶沉貫阻力與土塞失穩機理研究

余璐慶，呂學金，李玲玲，沈侃敏，邢月龍

(1.浙江大學 建筑工程學院，浙江 杭州 310058;2.浙江省電力設計院，浙江 杭州 310012;3.浙江建設職業技術學院，浙江 杭州 311231)

海上風電作為一種安全、清潔的可再生能源，在歐洲丹麥、英國、德國與荷蘭等國家得到了大規模開發利用。而在我國，海上風電的開發則處于剛起步階段，各項技術均還不成熟。隨著能源短缺與環境污染問題的日益嚴重，我國在“十二五”期間提出了要實現海上風電總裝機容量在2015年達到5 000 MW 的目標，而到2020年底這一數字有望突破30 GW［1］。由于海上特殊而惡劣的環境，對風機基礎結構的安全、穩定性提出了更高的要求。如圖1 所示，基礎結構造價占到了風機總投資的比重達到了34%之多［2］。因此，選擇一種安全、經濟的基礎是今后高效低成本開發海上風能的關鍵。

圖1 海上風機各部分建造成本Fig.1 Construction cost for every part of the offshore wind turbine

圖2 給出了不同水深下的風機基礎類型。重力式淺基礎(圖2(a))內部填充碎石、混凝土等材料，主要依靠自身重力和埋深范圍內的土體抗力抵抗上部結構傳下來的水平和傾覆荷載。多足基礎(圖2(d)－(g))借鑒了海上石油平臺導管架的設計經驗，適應的水深范圍更廣。但該類型基礎鋼材用量大，焊接節點多，結構疲勞問題嚴重。適用于深水條件下的張力式與浮式基礎(圖2(h)、(i))目前仍處于研究階段。因此，大直徑(樁徑4 ～6 m)單樁基礎(圖2(c))仍然是當前20 ～30 m 水深條件下的海上風機所普遍采用的基礎形式。但單樁基礎耗材量大，現場施工中需要大型液壓打樁錘和起吊設備，海上安裝成本高，施工噪音大。

圖2 海上風機基礎形式Fig.2 Foundations for offshore wind turbine

吸力式桶形基礎(簡稱吸力桶)是近年來國外逐漸發展起來的一種新穎的風機基礎［3］。如圖3 所示，該基礎形狀為大型圓柱狀鋼制或混凝土薄壁結構，其頂端封閉，底部開口，并在頂部設有排水抽氣口。與其他傳統海洋基礎相比，吸力桶具有安裝簡便、抗傾覆承載力高、節約材料可重復利用等優點。吸力桶的海上安裝方式比較特殊，首先為依靠自身浮重量貫入海床一定深度形成足夠密封環境的自重沉貫階段;然后為通過基礎頂部預留的排水抽氣口向外抽取海水，以形成持續作用的負壓而使其緩慢貫入到指定深度的吸力沉貫階段［4］。

目前，國內外已開展了大量吸力桶在黏性土或砂土中的安裝過程的研究［5－8］。相關研究主要集中在吸力安裝階段對沉貫阻力的預測及內部土體穩定性的分析。首先，在桶體吸力沉貫過程中，與沉貫阻力緊密相關的是對其最低需求吸力進行預測。國外API［9］和DNV［10］規范給出了黏土中基礎沉貫時需求吸力預測公式。吸力桶在砂土中沉貫時，由內部吸力引起的桶體周圍滲流場顯著降低了桶內土體的有效應力和抗剪強度，從而大大減小了沉貫阻力。王庚蓀等［11］為此專門研究了吸力沉貫過程中桶外部滲流對桶外壁摩阻力的影響。Andersen 等［12］基于大量的現場實測數據及室內外模型試驗結果，給出了兩套吸力桶在砂土中安裝時的阻力計算公式。吸力桶安裝過程中另一個值得關注的問題是土塞失穩隆起，而導致其不能沉貫到預定深度［13］。相關研究指出，黏土中吸力桶土塞失穩隆起主要由過大吸力下土塞的反向承載力破壞而導致;而在砂土中過大的吸力則會導致內部土體發生管涌、流砂等形式的失穩破壞［4］。丁紅巖等［14］在粉質黏土中開展了吸力桶吸力沉貫模型試驗，研究了沉貫速率和貫入深度等因素對土塞隆起高度的影響。

圖3 海上風機吸力桶基礎和丹麥Frederikshaven 海域施工中的吸力桶Fig.3 Illustration of a suction caisson supported offshore wind turbine

國內外就吸力桶在黏土與砂土中的吸力安裝已開展了大量卓有成效的研究工作，但很少有關于吸力桶在粉土中吸力沉貫的研究報道。中國東南沿海離岸10 km 范圍的在建或潛在風電場海域內廣泛分布著粉土地基，而粉土是一種性質介于黏土與砂土之間的特殊類型的土。如粉土滲透系數比黏土大，故當水力梯度達到某一臨界值后易發生滲流破壞;由于粉土中存在一定的黏聚力，在一定程度上又有某些黏土的性狀。楊少麗等［15］、Tran 和Randolph［16］開展了少量吸力桶在粉土中的吸力沉貫模型試驗，認為在吸力引起的滲流作用下，內部土體的失穩主要是由滲流力導致桶內土體變松散，形成了一定的滲流通道，并由端部土體的塑性變形所引起，但未能從本質上定性解釋土體失穩的機理。文中利用自行研制的模型試驗平臺，開展了粉土中的吸力桶吸力安裝的模型試驗研究，系統分析了內部吸力與桶體沉貫阻力和土塞失穩之間的關系，并借助有限元對吸力作用下的桶體周圍滲流場變化趨勢及對土體阻力的影響進行了分析，所得到的結論具有一定的科學研究意義和工程應用價值。

1 試驗設備

1.1 吸力桶模型

本試驗所用的吸力桶模型見圖4 所示。該模型由不銹鋼加工而成，高13.0 cm，外徑26.6 cm，壁厚3 mm，質量(包括上部導向桿)8.49 kg。模型桶頂蓋中央有一鋼制導向桿，在其沉貫過程中可防止桶身傾斜，頂蓋上有排水抽氣口及多個預留孔。在預留孔(圖4(b)中P1位置)可布置PVC 細管，并與孔隙水壓傳感器相連，量測模型桶沉貫過程中內部吸力的變化;在桶內外壁距底端2.0 cm(圖4(b)P2和P3)處，粘貼微孔透水薄片，通過PVC 細管與孔隙水壓傳感器相連，可以記錄模型安裝過程中周圍土體中的孔隙水壓變化，研究吸力對周圍土體的影響。

圖4 吸力桶模型Fig.4 Illustration of the model caisson

1.2 模型槽，土體制備及其參數測定

吸力桶模型安裝試驗在圖5 所示的模型槽內進行，該模型槽尺寸為3 m×1.2 m×1.5 m(長×寬×高)。槽底部布置了一個由30 cm 厚砂礫層、排水管、土工布等組成的排水系統，加速槽內土體的排水固結沉降。

槽內試驗粉土取自浙江杭州錢塘江邊某基坑，該土樣顆粒級配曲線見圖6 所示，從圖6 可見該土體的黏粒、粉粒和砂粒含量分別為5%，90%和5%。該類型的土體在一定程度上代表了我國東南沿海在建或潛在風電場的海床地基條件。土樣均勻混合后，采用泥漿沉降法進行制備，攪拌成漿后的粉土在其自重作用下固結沉降一個月，最終粉土層厚度約70 cm，試驗用土的塑限為27.3%，塑性指數為6.4。

圖5 模型槽示意Fig.5 Layout of the model tank

表1 給出了槽內土體的基本物理力學參數，在槽內不同位置還進行了6 組靜力觸探試驗(CPT)，試驗結果如圖7 所示。從圖7 可見，從土體表面到15 cm 深范圍內，錐尖阻力隨深度呈非線性增長，并在15 cm 深度時達到最大值并開始下降，從CPT 試驗結果可見槽內土體性狀是比較均勻的。

表1 試驗土體物理力學參數Tab.1 Physical properties of the soil

圖6 粉土的顆粒級配曲線Fig.6 Grain size distribution curve of the silt

圖7 CPT 錐尖強度試驗結果Fig.7 Cone resistance results

1.3 吸力桶安裝設備

為了模擬吸力桶的實際安裝過程，用圖8 所示裝置實現其自重沉貫。在試驗開始前，首先對PVC 細管進行飽和處理，并與模型槽鋼架上的孔隙水壓傳感器相連。然后，將模型桶通過豎向桿與固定在試驗槽上的豎向油壓加載設備相連，并設置荷載傳感器和位移傳感器量測貫入阻力和位移。

圖8 模型桶壓力沉貫設備Fig.8 Deadweight installation rig

當模型桶被壓入土中一定深度形成足夠的密封環境后，將豎向桿與模型桶分離，移開壓力沉貫設備，連接模型桶上的中心導向桿到橫梁上的滑動固定塊，防止沉貫過程中桶體發生傾斜，通過圖9 所示裝置實現其吸力沉貫。有關該吸力安裝裝置在國振和王立忠等［4］的研究中給出了較詳細的介紹，限于文章篇幅要求這里不再重復。

圖9 模型桶吸力沉貫設備和負壓抽吸系統Fig.9 (a)Illustration of the suction insertion apparatus;(b)suction providsion system;(c)suction installation

2 模型試驗方案與流程

在模型槽內不同位置共進行了4 組吸力桶的安裝試驗，其中前3 組試驗，CP－1、CP－2 和CP－3 為依靠桶體自重加吸力共同完成的沉貫。這3 組試驗的目的為研究模型桶在吸力沉貫階段，吸力對桶體貫入阻力及土塞穩定性的影響。試驗JP 為對比試驗，模型桶全程采用圖8 所示的裝置進行壓貫，而不施加吸力。有關各組試驗的具體參數如表2 所示。吸力桶模型在自重沉貫和吸力沉貫兩個階段的具體操作步驟可參見國振和王立忠等［4］的工作。

表2 吸力桶模型試驗方案Tab.2 Summary of the tests

3 試驗結果與分析

3.1 位移與孔壓變化

圖10 吸力桶貫入深度隨時間關系Fig.10 Penetration depth versus time

模型桶貫入深度隨時間關系如圖10 所示，在試驗CP－1、CP－2 和CP－3 的整個吸力沉貫中，位移隨時間線性增大，至沉貫后期，觀察到大量泥漿涌入抽水管造成淤塞并阻止桶體進一步下沉，最終穩定在一個特定的貫入深度上。從中可見，吸力沉貫階段只需通過調整吸力抽吸系統球閥的開度，即可保證模型桶平穩下沉，直至達到最終貫入深度。在JP 試驗中，用壓力沉貫設備完成對模型桶的整個安裝，桶體以8.5 mm/min的速率平穩下沉，直至桶頂內側接觸泥面。

吸力沉貫階段為本研究所關注的重點，從如圖9(c)可見，由于孔隙水壓傳感器與測點P1、P2和P3間存在一定高度差，因此，在P1、P2和P3位置所采集的吸力和孔壓數據還應減去由于高度降低所引起的變化量。圖11 給出了試驗中在桶體P1、P2及P3位置(見圖4(b))所測到吸力及周圍孔壓的發展情況。從圖中可見，粘帖微孔透水薄片的孔壓測點完全沒入泥面以下之前(深度z1)，內部吸力U1與端部孔壓U2基本同步發展，該階段因筒裙下插引起的土體擾動使得外側端部所測孔壓U3略大于零。隨著對桶內抽水過程的進行，內部吸力逐漸降低，其對桶內土體的影響也逐漸增大，這種影響隨著貫入深度的增大而慢慢弱化;但吸力對外部土體的影響已明顯沒有對內部大。圖11 中表現出當超過深度z1后，U1，U2與U3發展趨勢形狀較類似，但U1與U2呈現出逐漸分離的趨勢，整個過程中U3始終遠小于U1與U2。在模型桶達到最終沉貫深度z2后，U1，U2與U3基本能在5 分鐘時間內恢復到初始值0 附近。說明桶體安裝過程中，桶體內壁與土體接觸的區域內形成了良好的滲流通道，吸力沉貫結束后，外部水在內部殘余吸力影響下能迅速滲入內部，從而使孔壓恢復到初值。這與黏土中吸力沉貫結束后所觀察到的現象不同［4］。

圖11 試驗CP－1，CP－2 與CP－3 中的孔壓變化Fig.11 Variation of pore pressures in tests CP－1，CP－2 and CP－3

3.2 貫入阻力與土塞失穩機理分析

模型桶在吸力安裝中的沉貫力由桶體自重和吸力所形成的等效下貫力組成。由圖11 可知，整個吸力沉貫中，桶體基本保持勻速下沉，故可認為沉貫力始終與貫入阻力平衡，從而根據吸力發展情況及桶體自重對桶體沉貫阻力進行換算。圖12 給出了沉貫阻力隨深度的變化曲線。

由于粉土滲透系數比黏土大，結合3.1 部分的分析，吸力引起的滲流場對沉貫阻力的影響不容忽視。迄今為止，國內外還未見較成熟的有關粉土中吸力桶沉貫阻力計算公式。這里首先引用了Andersen 等［12］提出的承載力及經驗計算公式，對吸力桶在粉土中的沉貫阻力進行預測并與實測值對比，并據此對承載力公式提出一定的修正，如表3 所示。

表3 沉貫阻力公式Tab.3 Equations for the prediction of soil resistance

圖12 理論計算值與實測沉貫阻力對比Fig.12 Predicted and measured soil resistance with penetration depth

從圖12 可見，試驗CP－1、CP－2 和CP－3中，實測阻力的發展趨勢大致相同，可將其分為3 個階段。第1 階段，為吸力沉貫剛啟動時，隨著貫入深度的增大，阻力急劇增大;第2階段，貫入阻力隨深度近線性增大;第3 階段，桶體達到一定貫入深度后，隨著位移增大，阻力增長緩慢或基本不變。從圖12 還可看出，用CPT 錐尖強度指標的經驗法所預測的阻力發展趨勢比承載力公式更接近于實測結果，但這兩種預測結果均小于實測值。由于Andersen 等［12］所提供的兩種方法均為針對砂土中吸力桶的阻力計算，這里為了考慮粉土中黏聚力的影響，對承載力法進行了一定修正(見表3)。從阻力曲線圖上可知，修正的承載力計算結果在第1 與第2 階段與實測值較為吻合，第3 階段卻明顯大于實測值。但從整個發展趨勢上看，修正值與JP試驗中所測到的貫入阻力較為接近。從以上分析可知，理論預測結果與實測值的偏差主要是由粉土在吸力影響下所引起的滲流造成的，而在所有的預測方法中均未考慮滲流對貫入阻力的影響。

根據Senders 和Randolph［17］的研究，吸力貫入階段，桶體端阻力與內摩阻力受吸力影響，而吸力對外壁摩阻力的影響可以忽略。據此，可采用上述修正的承載力計算方法得到外壁摩阻力，用實測總的貫入阻力減去這部分外壁摩阻力，即可得到內壁摩阻力與端阻力之和(Fi+Qtip)。采用式(1)和(2)定義桶內土塞及端部土體內的平均水力梯度，并研究其與(Fi+Qtip)和內部土塞失穩之間的關系，從機理上進一步解釋圖12 中觀察到的阻力發展趨勢及沉貫后期大量泥漿涌入抽水管造成淤塞阻止桶體進一步下沉的原因。

式中:i12和i23分別為桶內土塞及端部土體內的平均水力梯度;U1，U2和U3為在桶體P1，P2和P3處(見圖4(b))所量測到的孔隙水壓力值;γw為水的重度，取9.8 kN/m3;Ls2為位置P2至泥面的距離;L23為P2與P3之間最短的滲流路徑。

圖13 給出了(Fi+Qtip)、i12和i23隨相對貫入深度(Lp/Do)的關系(其中Lp為桶體貫入深度，Do為桶外徑)。從圖中可見，與圖12 中的貫入阻力類似，也可用臨界點1、2 將(Fi+Qtip)隨貫入深度的關系曲線分成3 個階段。第1 階段，(Fi+Qtip)隨貫入深度的增大而增大。在該階段，i12從初始值3 附近開始下降，直至降低到1 左右，而i23卻穩步增大到峰值10 ～12。從第1 階段的這些變化趨勢可見，在吸力影響下，桶內土體在向上滲流力作用下變松散，表層土顆粒被滲流水帶走，并發生著一種自上而下的管涌或砂沸趨勢。從而造成該部分區域土體中的水力梯度有下降趨勢。但從(Fi+Qtip)的穩步增長可知，此時土體管涌或砂沸的區域非常有限，并未造成桶體端部更大范圍內的土體失穩。第2 階段，(Fi+Qtip)隨深度的增大而繼續增大，但阻力增長速率已明顯降低。此時，i12穩定在0 ～1 之間，而i23從峰值開始迅速跌落。造成這一現象的原因，可以解釋為:端部粉土在較高的水力梯度下逐漸發生失穩，并有向桶內部發生流動的趨勢。在第3 階段，(Fi+Qtip)已經開始從峰值下降，i12維持在較低水平上，而i23則不斷繼續降低。此時，端部失穩土體范圍不斷擴大，發生塑性變形，并向桶內流動。桶體端部及內壁與涌入的弱化土體的不斷剪切作用，造成了阻力(Fi+Qtip)的下降。表層土體自上而下的管涌或砂沸，土顆粒隨滲流水沿滲流通道被帶入上部，加上端部失穩土體向桶內的流動，最終造成了沉貫后期所觀察到的大量泥漿涌入抽水管造成淤塞的現象。綜合以上分析結果，可推斷在吸力沉貫后期，隨著內部土體密實度的降低，桶體外壁摩阻力在總的貫入阻力中的比重越來越大，而(Fi+Qtip)的影響越來越小。下面結合有限元計算結果對這一結論進行進一步分析。

圖13 試驗CP－1，CP－2 與CP－3 中貫入阻力與水力梯度Fig.13 Soil resistance and hydraulic gradient with penetration depth

3.3 有限元分析

為了進一步分析上述實驗現象的內在機理，用Plaxis 3D 開展了一系列有限元分析計算。在Plaxis 3D 平臺上建立的三維有限元分析模型如圖14 所示，吸力桶用板單元進行模擬，土體采用實體單元并選用Mohr－Coulomb模型，并考慮了桶體與土間的接觸界面單元。為了消除模型邊界對計算結果的影響，土體計算范圍距吸力桶最短距離大于3 倍桶體直徑，并在土體界面處設置為固定約束。假定桶體貫入到某一深度時桶體周圍的滲流為穩態的。為了模擬在吸力作用下土體密度的降低及對貫入阻力的影響，桶外部土體滲透系數(kout)假定不變并按表1 取值，隨著沉貫過程進行，桶內部土體滲透系數(kin)分別取作2、5、10 和20 倍外部土體滲透系數。并假設當貫入深度Lp=5 cm 時的瞬時吸力值S= －7 kPa。由于計算模型對稱性，這里只取了右側的計算結果，如圖15 所示。

圖14 Plaxis 3D 中的吸力桶及土體模型Fig.14 The FEM model in Plaxis 3D

從圖15(a)可見，當桶體內外土體均一，即不考慮吸力引起的內部土體密度變化時，大部分水頭損失發生于桶體內部。圖15(b)－(e)為當內部土體滲透系數為外部土體的2、5、10 和20 倍時，桶體周圍滲流場分布情況。從滲流場中水頭分布變化趨勢可見，隨著內部滲透系數的增大，發生在桶體內部的水頭損失不斷減小，而大部分水頭損失發生于桶體外部或端部附近。隨著外部向下的水力梯度的不斷增大，桶體外壁摩阻力對總的貫入阻力的貢獻也越來越大，這也有力地解釋了圖13 中所得到的結論。

圖15 內部土塞在不同滲透系數下的桶體周圍滲流場Fig.15 Equi－potential lines for caisson with different internal soil permeabilities

4 結 語

在自行研制的試驗平臺上進行了一系列吸力桶模型在粉土中的沉貫試驗。基于試驗過程中所量測到的數據，研究了吸力沉貫中，吸力對桶體沉貫阻力及土塞穩定性的影響，主要結論如下:

從實測的貫入阻力發展情況可知，在沉貫初期，隨著貫入深度增大，總的沉貫阻力穩步增長，直到貫入深度達到某一個臨界深度，隨著貫入深度繼續增大，阻力增長緩慢或基本穩定在某一個范圍內不變。文中認為吸力沉貫后期觀察到大量泥漿涌入抽水管造成淤塞而阻止其進一步沉貫到位是土塞在吸力引起的滲流水作用下的失穩所致。并結合貫入阻力各組成部分的發展趨勢與桶內、端部土中的水力梯度的變化關系，解釋了內部土體失穩機理:桶內粉土在向上滲透力作用下表現為從土層表面開始的自上而下的管涌或滲流侵蝕。至沉貫后期，端部土體在較高水頭差下發生失穩并向桶內流動，這部分弱化的土體與桶體端部及桶壁內側的剪切作用，造成了桶內土體密度降低，導致端阻力與內壁摩阻力降低，此時的總貫入阻力主要由外壁摩阻力提供。最后，結合有限元模擬對上述試驗現象的內在機理進行了解釋。

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