砂土中吸力式三筒基礎水平承載特性試驗研究

趙學亮，李揚揚，王鑫，朱文波，戴國亮，鄧溫妮

（1.東南大學 土木工程學院，江蘇 南京 211189；2.混凝土及預應力混凝土結構教育部重點實驗室（東南大學），江蘇 南京 211189；3.林同棪國際工程咨詢（中國）有限公司，江蘇 南京 210019）

吸力式三筒導管架基礎作為一種新型深水基礎結構型式，彌補了單樁基礎與重力式等傳統基礎結構導致工程造價過高、經濟效益低等缺點，在海上風電工程中的應用逐漸增多.吸力式三筒基礎主要承受風、浪產生的水平力以及傳遞到基礎的彎矩作用[1-2]，其中筒間距、長徑比與加載方向對三筒基礎水平承載力影響較大.因此，對新型海上風電吸力式多筒導管架基礎結構在水平及彎矩共同作用下的承載特性進行試驗研究具有重要的理論和實踐意義.

目前關于吸力式筒型基礎水平承載特性已有不少相關研究成果.Bransby 和Randolph[3]對粉土地基中單筒基礎進行V、H、M 復合加載條件下的小比例尺室內模型試驗研究.試驗探討了不排水加載和部分排水加載條件下筒基礎承載力變化情況.Wakil[4]通過離心機室內試驗研究了不同砂土密實度下圓柱形單筒基礎水平承載特性，得到了密實度與承載力之間的影響規律.Kim 等[5]通過試驗對粉砂地基中三筒基礎在水平荷載作用下的力學特性進行研究，試驗結果與單筒進行對比，發現三筒基礎有更好的抗傾覆能力.張葦[6]通過模型試驗研究了吸力式三樁基礎在水平與豎向組合荷載作用下，長徑比、荷載作用角度及樁間距等因素對承載特性的影響規律.還有學者通過理論與有限元方法研究了吸力式筒型基礎的水平極限承載力.劉振紋等[7]利用模型試驗結果，探討了水平荷載下單筒基礎的破壞模式，以極限平衡法中Engel 假設為基礎，分析水平荷載下單筒的受力狀態，推導出單筒基礎水平極限承載力理論公式.Bang 等[8]通過離心機試驗研究了不同荷載作用點和作用角度下砂土地基中吸力式沉箱基礎的抗拔承載力.黎冰等[9-10]通過一系列模型試驗研究了吸力式沉箱基礎的最佳作用點位置，試驗中考慮了荷載作用點、荷載作用角度和長徑比3 個重要因素.結合荷載與吸力式沉箱基礎的轉角關系，分析了荷載水平作用于最佳作用點下吸力式沉箱基礎的破壞模式.Gourvenec[11]通過有限元模擬了單筒基礎在非均質黏土中復合加載模式下受力狀態，分析了基礎長徑比與地基承載力包絡線形狀之間的關系.

綜上可以發現，目前筒型基礎研究成果很多集中在單筒基礎的力學特性分析，針對砂土地基中的多筒基礎的受力特性，尤其是試驗方面的研究尚不充分，本文考慮吸力式三筒基礎不同長徑比、水平荷載角度和筒間距，通過模型試驗和數值模擬對砂土中吸力式三筒基礎水平承載特性進行研究.

1 試驗內容與試驗方法

為了研究砂土地基中吸力式三筒基礎的水平承載力特性，試驗中考慮了3 種不同長徑比筒基礎、3個荷載作用方向和3 個筒間距，共13 組工況（每組工況中，三筒基礎的3 個筒大小相同），模型試驗方案如表1 所示.

表1 試驗工況匯總表Tab.1 Test programs

為保證模型周圍土體滿足消除邊界效應的要求，模型箱尺寸（長×寬×高）為1.2 m×1.2 m×1.5 m.模型槽采用單面排水，具體做法為鋪排出水孔徑8 mm 排水管網于模型箱底部[12]，由于地基土為砂土，在排水管上鋪設一層土工布，防止排水過程中有砂礫排出，土工布上方布置150 mm 厚的碎石反濾層，其上再鋪設一層土工布增強過濾與排水效果.通過顆粒級配試驗所得的土樣級配曲線如圖1 所示.模型箱內鋪設砂土總厚度為1.45 m，采用分層鋪設，每層厚度約為0.2 m，并用夯錘人工夯實，滿夯20 遍.砂土鋪設完成后對其注水至與土樣表面齊平，靜置1 d 進行固結[13].固結完成后，取箱內10 cm 以下土樣，按照《土工試驗方法標準》（GB/T 50123—2019）進行室內土工試驗，測得試驗砂土的基本物理力學性質見表2，本試驗用砂相對密實度為0.59.

圖1 顆粒級配曲線Fig.1 Grain size distribution curve

表2 試驗用砂物理參數Tab.2 Physical parameters of sand

試驗中的模型筒采用Q235 鋼管，外徑分布為102 mm、120 mm 和133 mm 3 種，對應的筒身長分別為164.7 mm、134 mm 和112.6 mm，壁厚為3 mm，每種尺寸的筒重量相同，均為1.45 kg.單筒頂部預留兩個螺栓孔，一個用于與筒頂部三腳架相連接，另一個作為排氣孔方便筒的貫入與拔出，如圖2 所示.筒頂三腳架中部位置留出長度為150 mm 螺栓孔，方便調整筒與筒之間的位置來研究三筒筒間距對三筒基礎承載力影響.其次，在三腳架每隔90 mm 處設置一吊耳用于三筒基礎施加水平荷載，三筒結構示意圖如圖3 所示.三筒基礎呈等邊三角形結構布置，

圖2 筒型基礎單筒模型示意圖Fig.2 Schematic diagram of single caisson model

圖3 組合三筒模型示意圖Fig.3 Schematic diagram of tripod-bucket foundation

根據結構的對稱性研究荷載的方向只需要在0°到60°范圍內進行，如圖4 所示.

圖4 加載方向示意圖Fig.4 Schematic diagram of load direction

相關研究表明[14-15]，下沉方法對吸力筒基礎長期承載力的影響很小，針對本文小比尺模型采用負壓和重力共同貫入的方法，利用垂直貫入裝置將沉箱模型完全沉入試驗土池中，使筒頂面與泥面齊平.筒基礎貫入24 h 后，通過分級加載法施加水平荷載，荷載級差取預估荷載的1/10[16].如圖5 所示，水平荷載通過砝碼、加載架和滑輪進行施加，試驗過程中，通過在筒頂處設置的位移傳感器記錄測量點的水平位移，具體的試驗示意圖如圖5 所示.

圖5 模型試驗示意圖Fig.5 Schematic diagram of model test

2 試驗結果分析

目前對于吸力式三筒基礎水平極限承載力，國際上還沒有統一的破壞標準，也缺乏相應的位移特征點研究結果.由于三筒基礎目前應用相對較少，更缺乏有關三筒基礎的破壞標準.作者對目前采用的一些極限承載力的確定方法進行了總結，本文對于吸力式三筒基礎水平極限承載力判斷主要方法是通過荷載-位移曲線上特征點的角度對基礎水平承載力進行判定，針對具有明顯拐點的曲線選取拐點值為特征點，對沒有明顯拐點的曲線采用切線相交法[16]選取特征點.

2.1 長徑比對承載力影響

選取兩組不同筒間距（S/D=2.0 和S/D=3.0）在相同荷載作用角度下的工況，分析長徑比對水平承載力的影響.圖6 分別給出了相同筒重、不同三筒尺寸條件下，筒間距S/D=2.0 和S/D=3.0 在0°荷載作用方向工況下的荷載-位移曲線.由圖6（a）可知，當三筒基礎各個筒之間的距離為3 倍筒徑時，不同尺寸的單筒對組合三筒基礎結構水平承載力的影響較為明顯，長徑比L/D=1.61 的基礎水平承載力最大，L/D=1.12 下基礎水平承載力次之，L/D=0.85 時基礎水平承載力為最小.進一步分析筒間距為2 倍筒徑時結果，由圖6（b）可知，當S=2D 時所得結論與S=3D 基本一致.

圖6 不同S/D 和L/D 三筒基礎的荷載-位移曲線Fig.6 Load-displacement curves with different S/D and L/D

圖7 給出了不同筒間距情況下，三筒基礎的水平極限承載力與長徑比之間的關系.從圖中可以發現當筒間距S/D=2.0 時3 種長徑比下的基礎水平承載力差距不大；但當筒間距S/D=3.0 時，各長徑比下的水平承載力相差較為明顯.這是由于當筒間距較小時，各個筒之間的相互影響明顯，三筒基礎工作狀態類似于大直徑單筒，削弱了長徑比變化對整體水平承載力的影響.這一現象可從相同工況下有限元模擬結果（圖8）進一步進行闡明.從圖8 中可以看出，在同為S/D=3.0 條件下，長徑比L/D=1.61 的三筒基礎筒之間的相互影響最為突出，長徑比較小的兩組筒基礎（L/D=1.12 和L/D=0.85），雖然筒間距相對值S/D 相等，但由于它們筒間距絕對值較L/D=1.61 更大，筒之間的影響較小.當筒間距較大時，三筒基礎結構的各個筒之間聯系減弱，相互影響作用減小，其工作狀態類似于三個單個筒的疊加作用，此時水平極限承載力主要受長徑比的影響，長徑比越大的筒其側摩阻力越大，抗拔能力越強，故長徑比大的L/D=1.61 的三筒基礎水平承載力顯著提高.

圖7 水平承載力隨長徑比的變化關系Fig.7 The relationship between the horizontal bearing capacity and length diameter ratios

圖8 不同長徑比下基礎淺埋層地基表面位移Fig.8 Shallow surface displacement of foundation under different aspect ratios

2.2 荷載作用方向對承載力影響

當筒間距S/D=3.0 時，分析長徑比分別為L/D=1.61 和L/D=1.12 下荷載作用角度與承載力之間關系.圖9 為三筒基礎在不同水平荷載作用方向下，承載力隨著水平位移的變化結果.從圖9 中可以看出，三筒基礎的水平極限承載力受荷載作用方向的影響較為明顯.兩種不同長徑比的工況均在0°方向下三筒基礎水平承載力為最大，而60°方向下，基礎的水平承載力為最小.但圖9（a）中，0°方向下長徑比L/D=1.61 的三筒基礎在加載過程中其水平位移大于其他兩種工況，造成這種現象的原因是在該組試驗中，加載時荷載級差取值較小，為預估值的1/20，因此累積變形的次數和時間增多，相應的變形更大.

圖9 不同L/D 和加載方向荷載-位移曲線Fig.9 Load-displacement curves with different L/D and loading direction

圖10 給出了不同模型尺寸情況下，三筒基礎的水平承載力隨著荷載作用方向變化的結果.從圖10可知，三筒基礎的水平承載力隨荷載作用角度的增大而降低，0°方向下基礎承載力最優.分析原因為：對于吸力式三筒基礎結構型式，筒與筒間土相互作用區域將影響聯合工作效果的發揮，筒-土之間聯合工作效果隨荷載作用方向的改變而發生變化.當荷載角度為0°時，三筒基礎筒-土間聯合工作影響的范圍相對較大，聯合工作效果明顯；當荷載角度為60°時，聯合工作區域最薄弱.除聯合工作效應的影響以外，三筒基礎水平承載力也受位移的影響.三筒基礎的整體位移大小取決于結構最薄弱環節產生的位移，當荷載作用角度為0°時，此時失穩狀態為一個筒受壓，兩個筒受拉，產生位移最大處取決于受壓筒；當角度為60°時，一個筒受拉，兩個筒受壓，最薄弱環節位于受拉筒，由于筒的抗壓承載能力要遠大于抗拔承載能力，因此三筒基礎在0°荷載作用方向下承載力要大于60°下承載力.

圖10 水平承載力隨荷載作用方向的變化關系Fig.10 The relationship between the horizontal bearing capacity and loading directions

2.3 筒間距對承載力影響

圖11 為長徑比分別為L/D=1.61、L/D=1.12、L/D=0.85 情況下不同筒間距吸力式三筒基礎水平承載力與位移的關系曲線.從圖11 可看出，隨著三筒基礎筒間距增加，相同水平和彎矩荷載作用方向下水平極限承載力總體呈現增長趨勢，主要原因為隨著筒間距增大，筒之間的干擾減弱以及筒基礎力矩臂增加提高了極限承載力.但在長徑比L/D=0.85情況下有所不同，三筒基礎水平極限承載力并沒有有隨筒間距增大而一直增加，這是由于長徑比較小的三筒基礎，由于本身筒長較小，影響的筒周圍的土體范圍也較小，在其筒間距達到某一長度時，筒與筒之間的相互聯系非常弱，各個筒單獨工作.

圖11 不同L/D 和S/D 荷載-位移曲線Fig.11 Load-displacement curves of tripod-bucket foundation with different L/D and S/D

由于吸力式三筒基礎通過支撐架與上部結構連接，筒間距大小直接影響支撐架尺寸從而影響結構整體用鋼量，因此可在本次試驗結果的基礎上研究如何在滿足基礎承載力的同時，從用鋼量出發優化基礎長徑比及筒間距.采用目前應用最廣泛的基礎結構型式作為計算樣本，如圖12 所示，橫撐與斜撐之間夾角均為60°.基于本文所研究的筒不屬于大直徑筒基礎范疇，為了簡化計算，參照一些學者的研究結論和規范建議以及一些實際工程經驗，橫撐與斜撐的直徑均取0.75 倍的筒基礎直徑，橫撐與斜撐的壁厚取0.02 倍的直徑大小.計算不同筒間距和長徑比下筒基礎上部與連接段的支撐架的用鋼量及承載力，并作對比分析，具體計算結果見表3.

圖12 吸力式三筒基礎結構型式Fig.12 The structure type of tripod-bucket foundation

表3 吸力式三筒基礎結構用鋼量與水平承載力增長率結果Tab.3 Results of steel consumption and growth rate of horizontal bearing capacity of tripod-bucket foundation

通過表3 可知，對于L/D=1.61 和1.12 兩種情況下的三筒基礎，當筒間距S/D 從2.5 增加到3.0時，其水平極限承載力增長率最大，此時增大筒間距對提升水平極限承載力的效果最明顯，對于長徑比小于1 的淺埋吸力式三筒基礎，其筒間距S/D 值推薦為2.0 或2.5.

2.4 三筒基礎的失穩破壞機制

三筒基礎在水平力作用下破壞模式主要表現為受壓筒前后側土體發生塑性破壞，受拉筒被拔出泥面.圖13 為水平荷載作用下三筒基礎逐漸失穩破壞的過程，可以分為3 個階段.

圖13 三筒基礎試驗過程Fig.13 Test process of tripod-bucket foundation

結合圖6、圖9、圖11 三筒基礎水平承載力結果與圖14 基礎逐漸失穩視圖可以發現，在試驗初始階段到試驗中間階段，三筒基礎只出現微小的水平位移，筒周圍土體仍處于彈性變形階段，模型實驗中很難觀察到明顯的變形，只在受拉筒后側出現狹窄的微裂縫，此時的受壓筒周圍土體幾乎沒有出現變形；隨著加載繼續，筒周土體由彈性變形階段逐漸進入塑性變形階段，受拉筒后側出現的裂紋隨著荷載的增大逐漸向后方擴展，受拉筒前側土體出現隆起趨勢，受拉筒發生向上拔起的趨勢并向加荷方向旋轉，此時受壓筒后側的裂縫可以觀察清楚，但受拉筒周圍土體的變形要明顯大于受壓筒周圍的土體.

圖14 三筒基礎逐漸失穩過程Fig.14 Failure of tripod-bucket foundation before and after instability

當荷載達到一定值后，荷載難以繼續施加，通過位移計顯示結果來看，筒基礎的水平位移持續并急劇增大，整個基礎進入完全失穩階段.觀察筒周圍破壞土體發現，受拉筒前后側的土體發生的塑性破壞僅限于靠近土體表面那一層，且隨著長徑比的減小，發生塑性破壞的土層越薄，說明受拉筒主要做上拔運動，如圖15 所示.受拉筒在被拔起時，筒內土塞發生脫落，筒內壁與土塞存在摩擦，這表明受拉筒提供的水平抗力主要來自筒壁內外側與砂土之間的摩擦力；受壓筒前側土體則受擠壓逐漸隆起形成被動側破壞楔體，且破壞范圍廣、深度大，筒體前側的被動區土壓力也提供了三筒基礎水平抗力.

圖15 受拉筒內土塞脫落Fig.15 Soil plug falling off tension cylinder

圖16～圖18 分別是通過有限元軟件PLAXIS模擬筒間距S/D=3.0、加載方向0°、高度H=360 mm 時，長徑比分別為L/D=1.61、1.12、0.85 的3 個工況下得到的位移矢量圖、三筒基礎整體變形云圖以及受壓筒位移結果.

從圖中可以看出：1）水平荷載作用下當筒的長徑比較小時，受壓筒水平運動占比較大，受拉筒主要是垂直上拔，這也解釋了模型試驗中長徑比越小，受拉筒前后側發生塑性破壞的土體越小這一現象；隨著筒裙高度增加，受壓筒轉動趨勢愈加明顯，同時也有少量水平位移，受拉筒在上拔過程中會伴隨前傾的轉動趨勢，如圖16 所示.根據三筒基礎整體變形云圖（圖17）可以判斷，受壓筒前會受到很大的壓應力作用，上部會首先出現塑性破壞并不斷擴展.三筒基礎的水平抗力主要來自于兩個受拉筒的筒壁摩阻力以及受壓筒前側土體提供的壓應力.2）由圖中受壓筒位移云圖（圖18）變化趨勢可以看出三筒基礎圍繞受壓筒底部轉動，與單筒基礎在水平荷載作用下的轉動中心的位置相一致，有所不同的是，單筒基礎在水平力作用下其轉動中心在筒的中軸線上，而三筒基礎的轉動中心在受壓筒中軸線偏向水平力方向一側的位置，并且轉動中心在Y 方向的位置隨著長徑比的改變變化不大，而轉動中心在Z 方向的位置隨著長徑比的減小而降低.這個趨勢也很好地解釋了長徑比大的筒在水平力作用下轉動占主要變形，長徑比小的筒主要變形為水平位移.

圖16 有限元計算位移矢量圖Fig.16 Displacement vector diagram calculated by finite element method

圖18 三筒基礎受壓筒位移圖Fig.18 Displacement diagram of compressed cylinde

3 結論

通過模型試驗研究了砂土中吸力式三筒導管架基礎的水平承載特性，結論如下.

1）三筒基礎在水平荷載作用下，基礎失穩模式表現為：加載前期，基礎伴隨著平動加轉動的趨勢，長徑比大的基礎其轉動趨勢更明顯，長徑比較小的結構其平動趨勢更明顯，但最終的破壞形式都表現為傾覆破壞.三筒基礎整體結構轉動中心位于受壓筒中軸線附近，長徑比越小，轉動中心在深度方向上位置越低.由于轉動中心在受壓筒內，受壓筒周圍土體變形最明顯，土壓力值明顯大于其他區域.在水平荷載作用下，基礎圍繞某一點發生轉動，轉動軸以上土前側土體為被動區，被動區土體剛度相比于基礎結構很小，因此，當基礎失穩時，在被動區一側會產生很大的剪切變形.受壓筒前側土體拱起，形成被動破壞區，而筒后筒-土分離形成裂縫.這種基礎失穩的主要原因是由于被動區土壓力過大而產生土體塑性破壞.

2）水平荷載作用下，當基礎長徑比較小，在位移較小時就發生整體傾覆破壞；在長徑比較大時，基礎發生傾覆前會經歷較大程度的位移變化.這些規律可為確定吸力式三筒基礎破壞標準做參考.受拉筒前后側土壓力值較小，說明受拉筒主要作上拔運動，筒內外側與土體的摩阻力是提供三筒基礎水平承載力的主要抵抗力.

3）相同筒重條件下，長徑比大小對三筒基礎水平承載力的影響明顯，特別是在筒間距較大的情況下，長徑比這一影響特點更明顯.

4）同一筒間距下，荷載作用方向對吸力式三筒基礎水平承載力影響顯著.荷載最有利方向為0°，此時對應的聯合工作效應區域最大；最不利方向為60°，此時筒-土間的聯合工作效應最弱.

5）相同尺寸和荷載方向條件下，隨著筒間距的增加，承載力有不同程度的提升，長徑比越大，承載力增幅越明顯；當長徑比較小時，承載力隨著筒間距的增大而略微增加，并在某個筒間距范圍內達到穩定值.