吸力樁基礎承載性能模型試驗及數值模擬研究*

劉 陽 李書兆 孫國棟 劉 潤 尹 豐 周 雷 石 磊 王一偉 宋毅然

(1. 中海油研究總院有限責任公司 北京 100028； 2. 天津大學水利工程仿真與安全國家重點實驗室 天津 300350；3. 海洋石油工程股份有限公司 天津 300461)

在深水油氣資源的開發中，吸力樁基礎是一種重要的基礎形式[1]。吸力樁是頂部封閉、下端開口的鋼筒結構，利用負壓進行安裝，無需大型打樁錘，海上施工簡便。目前作為水下管匯、管匯終端、管道終端和水下臍帶纜分配單元等水下生產結構物的基礎形式被廣泛采用。

吸力樁基礎承載性能的研究可分為單向承載力研究與復合承載力研究。關于吸力樁基礎的單向承載性能，已有的研究成果多針對長徑比小于1的吸力樁基礎。如Lian等[2]針對長徑比小于1/3的吸力式基礎提出了豎向、水平和抗傾承載力的計算方法。Gourvenec等[3]通過離心機試驗獲得了長徑比為0.2的吸力式基礎的荷載-位移曲線。朱斌[4-5]等在飽和粉土中開展了長徑比為1的吸力樁基礎水平與豎向承載力試驗并基于試驗結果提出了承載力計算公式。Zhu等[6]在粉質砂土中開展了長徑比為0.5和0.72的吸力式基礎抗傾覆承載性能，并根據實測數據推導了抗傾覆承載力的預測方法。Fu等[7]利用服從Tresca屈服準則的理想彈塑性本構模型和修正劍橋模型開展了長徑比在0～1的吸力式基礎的極限承載力分析，擬合得到了能夠考慮長徑比和土體抗剪切強度不均勻性的承載力計算公式。

在復合承載力研究方面，承載力包絡面方法應用廣泛[8-10]。Wang等[9]針對長徑比小于1的吸力式基礎提出了一種優化的H-M(H代表水平荷載，M代表彎矩荷載)承載力包絡線，并建立了相應的代數方程。Fu等[10]利用有限元方法對V-H-M(V代表豎向荷載)荷載空間內長徑比在0.5以下的新型吸力式沉箱基礎的承載性能展開了研究，并提出了黏土地基中承載力的計算方法。劉潤 等[11]開展了復合加載模式下飽和軟黏土中長徑比為0～0.3的吸力式基礎承載力包絡線研究，提出了V-H和V-M承載力包絡線的表達式。范慶來 等[12]采用有限元方法獲得了長徑比為0.5的吸力式基礎在V-H-T(T代表扭矩荷載)非共面荷載空間內的破壞包絡面，并發現該包絡面與常見的V-H-M荷載空間內的包絡面特性明顯不同。

綜上所述，上述關于吸力式基礎復合承載性能的研究成果多針對長徑比小于1的海上風電寬淺式基礎。然而，隨著工程實踐的不斷發展，長徑比大于1的吸力式基礎的應用也逐漸從系泊平臺以及多筒基礎擴展至海上深水油氣生產系統，并承擔水平和豎向荷載的聯合作用[13-14]。因此，本文以深水油氣田水下生產系統的吸力樁基礎為背景，通過研制V-H復合加載系統，對長徑比大于1的吸力樁基礎開展單向和復合承載性能試驗研究，揭示吸力樁基礎的單向和復合承載模式；然后，建立吸力樁基礎承載力計算的有限元模型，利用試驗結果對模型的可靠性進行驗證，采用驗證后的模型研究了吸力樁基礎長徑比、土體抗剪切強度不均勻性以及樁-土開脫等因素對吸力樁基礎承載性能的影響。

1 吸力樁基礎承載力模型試驗研究

本次試驗的目的是通過模型試驗獲取吸力樁基礎的豎向、水平承載力曲線，以及V-H復合承載力包絡線，研究吸力樁基礎在單向荷載以及復合荷載作用下的承載性能。

1.1 試驗設計

吸力樁基礎模型的比尺為1∶20，采用不銹鋼加工制作(圖1)，模型相關參數見表1。試驗土體采用近海黏土，制備后試驗土體的物理力學參數和不排水抗剪強度如表2所示。吸力樁基礎模型試驗中，豎向、水平以及V-H復合承載力試驗均分別設置2組相同的試驗，即共設計6組工況(S1～S6)，以驗證試驗的可重復性及試驗控制裝置的穩定性。其中，S1、S2為豎向承載力試驗，S3、S4為水平承載力試驗，S5、S6為V-H復合承載力試驗。

圖1 吸力樁基礎試驗模型樁Fig .1 Pile model of suction pile foundation

表1 吸力樁基礎參數Table 1 Parameters of suction pile foundation

表2 試驗用土主要性質參數Table 2 Property parameters of test soil

1.2 加載裝置與測試系統

吸力樁基礎模型試驗在2 m×2 m×2 m(長×寬×高)的試驗槽中進行，試驗采用伺服電機進行位移加載。為獲得吸力樁基礎的豎向和水平復合承載力包絡線，設計了專用的聯合加載架(圖2)，并采用Swipe方法進行加載[15-16]。聯合加載架由滑軌、滑塊、水平向加載板、豎向加載板、固定桿和轉動軸等部件組成；加載板用于連接各向伺服電機；固定桿能夠鎖死轉動軸，保證豎向加載時的結構穩定性；滑軌和滑塊能夠確保豎向加載點固定的同時順利施加水平位移荷載；轉動軸則可消除水平加載時傾覆力矩的影響。

圖2 吸力樁基礎承載力模型試驗加載裝置

試驗采用DH3820靜態數據采集系統收集試驗數據，利用拉線式位移傳感器測量樁頂位移，三向力傳感器同時測量豎向和水平荷載，傾角傳感器獲取加載過程中樁體的傾角，具體傳感器布置見圖3。

1.3 模型試驗結果分析

為還原深水油氣田水下生產系統中吸力樁基礎的安裝過程，試驗前采用負壓貫入的方法將模型樁沉放就位。沉放過程中的監測數據表明，最大負壓在35～40 kPa，傾角在±0.4°以內，能夠滿足進一步的承載力試驗需求。

1.3.1豎向承載性能

利用伺服加載電機對吸力樁基礎施加豎向位移荷載，獲得的豎向荷載-位移曲線如圖4a所示(圖中V表示豎向荷載，kN；w表示豎向位移，cm)，S1組試驗后的土體狀態如圖4b所示。可以看出，兩組試驗的豎向荷載均隨位移的增大而增長，但荷載值無明顯拐點。豎向加載完成后，土體表面沒有明顯隆起，樁周土體還會形成垂直光滑的自立面，樁側與周邊土體發生明顯的剪切滑動。

1.3.2水平承載性能

吸力樁基礎在水平向加載過程中的荷載-位移曲線見圖5a(圖中H表示水平荷載，kN；u表示水平位移，cm)，試驗后地基土的狀態見圖5b。可以看出，2組試驗荷載-位移曲線在加載后期基本達到穩定狀態，不再隨位移的增加而增長，吸力樁基礎達到了極限承載狀態，此時水平承載力按平均值確定為3 kN；水平加載完成后，樁體發生傾斜，樁前土體有明顯隆起現象，樁后則存在顯著的張拉裂縫。這主要是由于土體強度較大，主動側(主動土壓力側)樁-土受拉分離后，土體有較強的自立性，從而形成了明顯的張拉裂縫。

圖3 吸力樁基礎承載力模型試驗傳感器布置

圖4 吸力樁基礎豎向承載力試驗結果

圖5 吸力樁基礎水平承載力試驗結果

1.3.3V-H復合承載性能

在V-H(豎向-橫向)復合加載過程中，土體的變形狀態如圖6所示。可以看出，豎向加載完成后，地基土的狀態與單獨豎向荷載作用時基本一致，此時樁側壁與周邊土體接觸良好；水平荷載施加完成后，能夠明顯觀察到樁后土體與樁側壁脫開，形成張拉裂縫，與水平荷載作用下地基土的破壞模式類似，但樁體前傾會嵌入豎向加載形成的光滑自立面。

圖6 吸力樁基礎V-H復合承載力試驗土體狀態

圖7為S5、S6組試驗得到的V-H復合承載力包絡線。可以看出，試驗得到的吸力樁基礎V-H包絡線形狀與前人研究成果相近[15,17]，包絡線形狀基本為平滑的橢圓曲線，包絡線與V軸和H軸基本垂直相交，交點分別與對應的豎向和水平承載力吻合。試驗證明了Swipe加載法在模型試驗中獲得承載力包絡線具有可行性。

圖7 吸力樁基礎V-H復合承載力試驗結果

此外，從圖4a、圖5a及圖7中的試驗結果可以看出，S1、S2工況的豎向荷載位移曲線基本重合；S3、S4工況的水平承載力曲線末尾雖然差距稍大，但趨勢基本一致；而S5、S6工況的復合承載力包絡線也較為相近。說明加載設備具有較好的可靠性，因而試驗也擁有較好的可重復性。

2 吸力樁基礎承載性能有限元分析

為分析原型吸力樁基礎的承載性能，利用數值方法對V-H荷載空間內的單向和復合承載力進行研究。

2.1 有限元模型的建立

采用不排水總應力分析方法，由于吸力樁基礎和荷載的對稱性，建立1/2模型(圖8)對吸力樁基礎的極限承載力進行研究。模型模擬的是吸力樁基礎已經安裝就位的工況，不考慮負壓貫入過程。模型底部邊界為z向位移約束，后側邊界為x、y向位移約束，中心面為對稱邊界。為避免邊界效應對計算結果的影響，模型計算區域直徑為10D，高度為5L。模型采用三維八節點雜交積分單元(C3D8H)進行單元網格劃分；為了提高計算精度同時保證計算效率，對吸力樁基礎附近的網格進行加密，最小網格尺寸約為0.01D。樁體采用彈塑性本構模型，土體采用理想彈塑性本構模型，服從Tresca屈服準則。

圖8 原型吸力樁基礎有限元模型

2.2 有限元模型計算結果可靠性驗證

按模型試驗中吸力樁基礎尺寸建立數值模型，采用上述比例的邊界尺寸和網格策略對模型試驗進行模擬，并將有限元計算結果與模型試驗結果進行對比，以驗證有限元模型計算結果的可靠性。計算中，土體的變形模量為0.5 MPa，泊松比為0.36，其余參數取值與表2相同。通過有限元計算結果與試驗結果的對比(圖9)，可以看出有限元計算結果與模型試驗結果吻合良好，表明所建立的有限元模型計算的可靠性能夠得到保證。

NcV、NcH分別為模型吸力樁基礎的豎向和水平承載力系數，NcV=V/(Asu0)，NcH=H/(Asu0)，無量綱；其中，A為吸力樁基礎底面積，m2；su0為基底不排水抗剪強度，kPa；Vult、Hult分別為豎向和水平極限承載力，kN

2.3 吸力樁基礎承載性能的影響因素分析

利用驗證后的有限元模型對吸力樁基礎的承載力進行計算，模型中樁-土接觸面類型設置為粗糙不可分離，其他計算參數選取見表3。

表3 吸力樁基礎有限元模型計算參數及取值Table 3 Calculation parameters and their values of finite element model of suction pile foundation

為研究不同長徑比以及土體性質對吸力樁基礎承載性能的影響，保持樁體直徑不變，通過改變樁長實現長徑比η=1.0、1.5、2.0、2.5、3.0的變化；利用無量綱參數κ=sum/(kD)表征正常固結土中抗剪強度的不均勻性，其中sum分別按0、10、20 kPa取值，k取1.25 kPa/m，則κ對應取值分別為0、1、2。因為在模型試驗中觀察到吸力樁基礎在承受水平荷載時會與后側土體脫開，形成張拉裂縫，因此有限元分析中考察了樁后土體脫開現象對承載性能的影響。

2.3.1長徑比的影響

提取正常固結土體中(κ=0)不同長徑比η條件下的豎向承載力計算結果，如圖10所示。由各吸力樁基礎的荷載-位移曲線可以看出，隨著吸力樁長徑比的增加，吸力樁基礎豎向極限承載力顯著提高。

圖10 不同η條件下吸力樁基礎的豎向承載力

為了進一步觀察不同長徑比對吸力樁基礎豎向承載破壞模式的影響，提取不同長徑比下吸力樁基礎的位移云圖(圖11)。可以看出，當長徑比η=1.0時，在豎向位移荷載作用下，吸力樁基礎兩側地面隆起，土體內部形成延伸至地面的連續滑動面，承載模式具有淺基礎破壞模式的特點；當長徑比η≥2時，樁體周邊的土體會在樁側形成沿樁周的剪切面，但樁底的剪切面發展并不完整，無法貫通至地面，承載模式體現出了深基礎破壞模式的部分特點。

U為吸力樁基礎位移，m；Umax為吸力樁基礎的最大位移，m

不同長徑比條件下，吸力樁基礎的水平承載力曲線如圖12所示。可以看出，隨著長徑比的增加，吸力樁基礎水平承載力顯著提高。不同長徑比吸力樁基礎在水平荷載作用下的位移云圖如圖13所示。可以看出，在水平荷載作用下吸力樁基礎會發生轉動，樁體前后形成楔形滑動區。當吸力樁基礎長徑比較小時，樁體內部會形成近似勺形的剪切面，此時土體的轉動中心尚不明顯；當長徑比逐漸增大，樁體底部的勺形剪切面逐漸發展成連續的圓形剪切面，剪切面的中心為樁體的轉動點，樁體兩側的楔形滑動區也不斷向深處、遠處擴展。

圖12 不同η條件下吸力樁基礎的水平承載力

圖13 不同η條件下吸力樁基礎水平位移云圖

吸力樁基礎在不同長徑比條件下歸一化的V-H承載力包絡線如圖14所示。表明，V-H承載力包絡線隨著吸力樁基礎長徑比的增大向外擴張，說明增大基礎長徑比能提高基礎的承載力性能。

圖14 不同η條件下吸力樁基礎V-H承載力包絡線

2.3.2土體抗剪切強度不均勻性的影響

為了研究土體抗剪切強度不均勻性對吸力樁基礎承載性能的影響，分別計算了長徑比η=1.5，κ=0、1、2時吸力樁基礎的承載力。提取有限元計算結果，繪制吸力樁基礎單向承載力曲線如圖15所示。由荷載-位移曲線可見，同一長徑比條件下，土體抗剪切強度不均勻性越大，吸力樁基礎的豎向和水平極限承載力系數越高，但基礎的水平極限承載力受土體抗剪切強度不均勻性的影響更大。

圖15 不同κ條件下吸力樁基礎的承載力

土體抗剪切強度不均勻性對吸力樁基礎V-H承載力包絡線形狀的影響如圖16所示。可以看出，隨著土體抗剪強度不均勻性的增大，吸力樁基礎歸一化的V-H承載力包絡線也呈現外擴趨勢，說明基礎的承載性能有一定的提升。

圖16 不同κ下吸力樁基礎歸一化V-H承載力包絡線結果

2.3.3樁-土脫開的影響

由于模型試驗中觀察到吸力樁基礎在承受水平荷載時，樁后土體因出現脫開現象而與樁體形成了張拉裂縫，這與Randolph在離心機試驗中觀察到的現象一致[18]。為了說明張拉裂縫對V-H承載力包絡線的影響，選擇κ=0、η=1.5，κ=0、η=3.0，κ=2、η=1.5三種工況下的吸力樁基礎進行復合承載力有限元計算，結果如圖17所示(圖例中“脫開”表示樁-土接觸面在無接觸壓力時可以分離，“綁定”表示樁-土接觸面始終保持接觸狀態，不會發生分離)。可以看出，κ=0、η=1.5工況下吸力樁基礎的V-H復合承載性能基本不受張拉裂縫的影響；而當長徑比和土體抗剪強度不均勻系數較大時，張拉裂縫的影響較為明顯，且裂縫的產生對豎向承載系數的影響要顯著小于水平承載系數。造成這種現象的原因在于張拉裂縫主要產生于樁側，而樁側土體對水平承載的影響更大，對吸力樁基礎豎向承載影響較小，反應在承載力系數上即為水平承載系數降低更為明顯。

圖18為張拉裂縫對歸一化V-H承載力包絡線的影響，可以看出，不同長徑比條件下，張拉裂縫的產生對吸力樁基礎歸一化V-H承載力包絡線的影響較小；而不同土體抗剪切強度工況下，張拉裂縫的產生對歸一化承載力包絡線的影響相對較大。

圖17 張拉裂縫對吸力樁基礎承載力的影響

圖18 張拉裂縫對吸力樁基礎歸一化V-H承載力包絡線的影響

3 結 論

1) 在室內縮比尺試驗中實現了對吸力樁基礎的復合加載。加載數據表明，模型試驗具有較好的可重復性，不僅驗證了Swipe方法獲取吸力樁基礎V-H承載力包絡線的可行性，而且為驗證有限元計算方法的可靠性提供了數據支撐。

2) 承載性能分析表明，吸力樁基礎在V-H荷載空間內的承載性能均隨著長徑比和土體抗剪強度不均勻系數的增大而有顯著提高，歸一化的V-H承載力包絡線也有外擴趨勢。此外，吸力樁基礎的水平承載力受長徑比和土體抗剪強度不均勻系數的影響要顯著大于豎向承載力。

3) 當長徑比和土體抗剪強度不均勻性較大時，張拉裂縫會顯著降低吸力樁基礎的承載力，且張拉裂縫對豎向承載力的影響要顯著低于水平承載力。對于歸一化的V-H承載力包絡線，只有當土體抗剪切強度不均勻性較大時，張拉裂縫才會對包絡線形狀有相對明顯的影響。因此，實際工程中如果遇到土體抗剪切強度不均勻性較大的土體，在進行吸力樁基礎設計時宜考慮張拉裂縫對承載性能的影響。