循環(huán)荷載頻率對(duì)黏土中吸力錨承載力 影響的模型試驗(yàn)研究

劉晶磊 ，王建華

（1.天津大學(xué) 水利工程仿真與安全國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，天津 300072；2.天津大學(xué) 巖土工程研究所，天津 300072）

1 引 言

隨著人類對(duì)油氣能源需求的日益增加，海洋油氣開(kāi)采逐漸走向深水。錨泊系統(tǒng)由于其經(jīng)濟(jì)，安裝施工方便的特點(diǎn)，已成為深水油氣開(kāi)采廣泛應(yīng)用的基礎(chǔ)形式[1]。作為海洋浮式平臺(tái)基礎(chǔ)的張緊式吸力錨，除了受到平臺(tái)產(chǎn)生的工作荷載之外，還會(huì)受到環(huán)境引起的低頻循環(huán)荷載作用[2]。因此，研究循環(huán)荷載頻率對(duì)吸力錨基礎(chǔ)承載力的影響，對(duì)客觀評(píng)價(jià)實(shí)際工程中吸力錨基礎(chǔ)的循環(huán)承載力特別重要。

對(duì)低頻循環(huán)荷載作用下吸力錨承載特性，有過(guò)一些試驗(yàn)研究。Dyvik 等[3－4]曾在超固結(jié)比為3.3 和7.3 的黏土中進(jìn)行了1 組靜荷載作用下的承載力試驗(yàn)和3 組受循環(huán)荷載作用的承載力試驗(yàn)，試驗(yàn)中荷載作用于錨的頂部，與豎直方向夾角成10°，循環(huán)荷載頻率為0.10 Hz，結(jié)果表明，循環(huán)荷載作用下極限承載力降低到靜荷載作用下極限承載力的66%～82%。Clukey 等[5]在正常固結(jié)黏土中，進(jìn)行了在吸力錨頂部施加豎向循環(huán)荷載的離心機(jī)模型試驗(yàn)，試驗(yàn)中模擬的循環(huán)荷載頻率為0.10 Hz，結(jié)果表明，此時(shí)的循環(huán)承載力降低為靜承載力的61%～89%。El-Gharbawy 等[6－7]進(jìn)行了室內(nèi)模型試驗(yàn)，結(jié)果顯示，循環(huán)承載力降低到靜承載力的78%～90%，而且當(dāng)循環(huán)荷載頻率從0.50 Hz 變化到0.05 Hz 時(shí)，循環(huán)承載力降低了10%左右。Chen 等[8]針對(duì)錨頂受豎直循環(huán)荷載的情況，進(jìn)行了離心機(jī)模型試驗(yàn)，試驗(yàn)中模擬的循環(huán)荷載頻率從0.50 Hz 到0.25 Hz 變化，結(jié)果顯示，循環(huán)承載力大約為72%的靜承載力，但并未說(shuō)明循環(huán)頻率對(duì)承載力的影響。已有的這些研究揭示了受循環(huán)荷載作用的吸力錨，其承載力會(huì)降低，但并未說(shuō)明循環(huán)荷載頻率的改變對(duì)承載力的影響程度。

深海環(huán)境下，風(fēng)暴導(dǎo)致的循環(huán)荷載頻率可能會(huì)低于0.10 Hz，而在已有的模型試驗(yàn)研究中，其循環(huán)荷載頻率大都采用0.10 Hz 或大于0.10 Hz，依據(jù)這些研究結(jié)果，評(píng)價(jià)實(shí)際循環(huán)荷載作用下吸力錨的承載力可能導(dǎo)致一定的偏差[9]。因此，我們采用自主研發(fā)的電動(dòng)循環(huán)加載裝置，在1 個(gè)模型試驗(yàn)土池內(nèi)，進(jìn)行了循環(huán)荷載頻率為0.10、0.05、0.01 Hz 的靜荷載和循環(huán)荷載共同作用下的承載力模型試驗(yàn)，用以說(shuō)明循環(huán)荷載頻率對(duì)軟土中吸力錨循環(huán)承載力的影響程度。

2 模型試驗(yàn)

2.1 模型試驗(yàn)土池與吸力錨

模型試驗(yàn)箱的尺寸為1.2 m×1.0 m×1.2 m（長(zhǎng)×寬×高）。模型試驗(yàn)土層為天津塘沽灘海淤泥質(zhì)重塑軟黏土。采用真空預(yù)壓法制備試驗(yàn)土層。首先在土池底部鋪設(shè)0.2 m 厚的碎石反濾層，在反濾層中埋設(shè)與外部真空排水系統(tǒng)相接的排水管網(wǎng)共同組成真空預(yù)壓室。然后將淤泥質(zhì)黏土制備成含水率為70%～80%的泥漿，攪拌均勻并分層倒入土池中，直至土池中泥漿深度為0.94 m，見(jiàn)圖1。在頂部用塑料膜密封泥漿，膜中部安置一真空壓力表以實(shí)時(shí)監(jiān)測(cè)預(yù)壓真空度。整個(gè)預(yù)壓過(guò)程歷時(shí)35 d，其間利用十字板試驗(yàn)監(jiān)測(cè)預(yù)壓過(guò)程中土層的強(qiáng)度。表1 給出了預(yù)壓后土層的基本物理力學(xué)指標(biāo)，圖2 給出了預(yù)壓后不同位置土的不排水強(qiáng)度uS 沿深度H 的變化情況，結(jié)果顯示，預(yù)壓后土層的強(qiáng)度在6～8 kPa之間。

圖1 模型土池剖面圖（單位：mm） Fig.1 Section of model test tank (unit: mm)

表1 模型試驗(yàn)土層的基本參數(shù) Table 1 Basic properties of soillayer in model test

圖2 十字板試驗(yàn)結(jié)果 Fig.2 Vane test results

模型錨的長(zhǎng)徑比為6，材料是不銹鋼，直徑為0.076 m，高為0.456 m，壁厚為0.002 m，表面光滑，為測(cè)定錨的側(cè)壁上剪應(yīng)力與土的剪切強(qiáng)度之比[2]，利用與模型錨相同材料、相同壁厚的平板進(jìn)行豎向拔出試驗(yàn)。該測(cè)定方法可以消除錨底反向承載力的影響，使平板的極限抗拔力完全由其與軟黏土間的剪切力提供，進(jìn)而通過(guò)式（1）可以計(jì)算出錨所用材料的剪應(yīng)力與土的剪切強(qiáng)度之比。雖然試驗(yàn)土層沿深度的不排水強(qiáng)度分布比較均勻，但仍存在差異，因此，在不同的土池位置進(jìn)行了多次試驗(yàn)，得到的錨側(cè)壁上剪應(yīng)力與土的剪切強(qiáng)度之比的最大值和最小值相差4%左右，最終取平均值為0.055。為了便于觀察錨貫入以及試驗(yàn)過(guò)程中錨內(nèi)土塞變化情況，錨的上部安裝了一個(gè)密封的有機(jī)玻璃上蓋，其上設(shè)置1 個(gè)排氣孔。模型試驗(yàn)加載點(diǎn)位于錨側(cè)壁距錨頂0.27 m 處。

式中：lF 為平板的極限抗拔力；α 為錨的側(cè)壁上剪應(yīng)力與土的剪切強(qiáng)度之比；uS 為土體的不排水強(qiáng)度；D 為錨的直徑；H 為錨的貫入深度。

2.2 加載導(dǎo)向裝置與測(cè)量?jī)x器

為了在有限空間的模型試驗(yàn)土池內(nèi)進(jìn)行不同加載方向張緊式吸力錨模型試驗(yàn)，制作了可變加載方向、移動(dòng)方便的模型試驗(yàn)加載導(dǎo)向裝置（見(jiàn)圖3），該導(dǎo)向裝置由加載框架、導(dǎo)向板以及導(dǎo)向滑輪組成，上部導(dǎo)向滑輪的位置固定，試驗(yàn)時(shí)只須調(diào)節(jié)下部導(dǎo)向滑輪在導(dǎo)向板上的位置，便可以實(shí)現(xiàn)加載方向的改變。測(cè)量傳感器位置如圖4 所示，其中力傳感器用于測(cè)量錨受到的系泊方向荷載，1#位移傳感器用于測(cè)量錨受荷點(diǎn)沿加載方向的位移，2#、3#位移傳感器用于測(cè)量錨的豎向位移，4#位移傳感器用于測(cè)量錨的水平位移。通過(guò)這些測(cè)量點(diǎn)的位移便可計(jì)算出錨在豎直平面內(nèi)的轉(zhuǎn)角以及轉(zhuǎn)動(dòng)中心的位置。

圖3 加載導(dǎo)向裝置 Fig.3 Loading oriented apparatus

圖4 試驗(yàn)測(cè)量裝置 Fig.4 Measuring apparatus

模型試驗(yàn)采用自主研發(fā)的多功能電動(dòng)伺服控制加載裝置，該裝置由電動(dòng)缸與伺服控制器組成，可以在力或位移控制模式下實(shí)現(xiàn)靜力加載、循環(huán)加載以及靜力與循環(huán)力共同加載等多種加載。以下模型試驗(yàn)是在力控制模式下進(jìn)行的，循環(huán)荷載形式為正弦，循環(huán)荷載頻率選擇0.10、0.05、0.01 Hz。循環(huán)荷載與靜荷載的方向相同，均與水平方向成30°角。

2.3 試驗(yàn)過(guò)程

試驗(yàn)包括靜荷載、靜荷載與循環(huán)荷載共同作用下的承載力模型試驗(yàn)，具體過(guò)程如下：

（1）通過(guò)十字板試驗(yàn)測(cè)定錨貫入位置土層的不排水強(qiáng)度，據(jù)此計(jì)算錨貫入土層時(shí)的參數(shù)并預(yù)估錨的靜承載力。

（2）利用負(fù)壓和重力共同貫入的方法將錨完全沉入試驗(yàn)土池中，錨頂與泥面齊平，為恢復(fù)貫入過(guò)程中對(duì)土體的擾動(dòng)，錨貫入后靜置3 d。

（3）對(duì)于靜承載力模型試驗(yàn)，采用單調(diào)分級(jí)加荷的方法施加靜荷載直到錨破壞為止。

（4）對(duì)于靜荷載與循環(huán)荷載共同作用下模型試驗(yàn)，首先按預(yù)定的靜荷載比 Fa/Ff（靜荷載 Fa與靜極限承載力 Ff之比），采用單調(diào)分級(jí)加荷的方法施加平均荷載。由于試驗(yàn)位置不同，土層沿深度的強(qiáng)度存在一定差異。為保證不同位置的模型試驗(yàn)具有相同的 Fa/Ff，施加靜荷載時(shí)，參考由靜承載力模型試驗(yàn)得到的系泊點(diǎn)沿加載方向的歸一化靜荷載比Fa/Ff位移曲線，以曲線上 Fa/Ff對(duì)應(yīng)的位移作為施加靜荷載大小的控制標(biāo)準(zhǔn)，并據(jù)此預(yù)估與該次模型試驗(yàn)對(duì)應(yīng)的靜承載力 Ff。

（5）當(dāng)靜荷載作用下的位移穩(wěn)定后，根據(jù)預(yù)定的循環(huán)荷載比cyf/F F （循環(huán)荷載cyF 與靜極限承載力fF 之比），給錨施加與靜荷載相同方向的循環(huán)荷載，直到系泊點(diǎn)沿系泊方向位移達(dá)到破壞標(biāo)準(zhǔn)為止。整個(gè)試驗(yàn)過(guò)程中，通過(guò)計(jì)算機(jī)A/D 轉(zhuǎn)換技術(shù)記錄錨受到的循環(huán)荷載、錨的水平、豎直方向以及系泊點(diǎn)沿加載方向的位移時(shí)程數(shù)據(jù)。模型試驗(yàn)的具體安排如表2 所示。

3 模型試驗(yàn)結(jié)果分析

3.1 靜承載力模型試驗(yàn)結(jié)果

在模型試驗(yàn)土池的不同位置進(jìn)行了5 組靜承載力模型試驗(yàn)。結(jié)果表明，對(duì)于選定的試驗(yàn)條件，當(dāng)施加的荷載小于極限承載力時(shí)，系泊點(diǎn)沿加載方向位移隨時(shí)間逐漸趨于穩(wěn)定，將穩(wěn)定值作為每級(jí)荷載作用下的位移；當(dāng)接近或達(dá)到極限荷載時(shí)，系泊點(diǎn)沿加載方向位移隨荷載持續(xù)時(shí)間增加，并最終導(dǎo)致錨沿豎向被拔出土層。由于最后一級(jí)荷載對(duì)應(yīng)錨發(fā)生破壞的情況，故按模型試驗(yàn)中最后兩級(jí)荷載平均值確定錨的極限承載力。由試驗(yàn)得到的系泊點(diǎn)沿加載方向的荷載-位移曲線可知，按上述方法確定的極限承載力對(duì)應(yīng)的系泊點(diǎn)沿加載方向位移約為0.6 倍的錨徑，故將錨豎向拔出土層的破壞標(biāo)準(zhǔn)定為系泊點(diǎn)沿加載方向位移達(dá)到0.6 倍的錨徑。以下進(jìn)行不同循環(huán)荷載頻率的循環(huán)承載力模型試驗(yàn)時(shí)，按此破壞標(biāo)準(zhǔn)確定循環(huán)承載力與相應(yīng)的循環(huán)破壞次數(shù)。

表2 模型試驗(yàn)安排及試驗(yàn)結(jié)果 Table 2 Parameters and results for cyclic unstable tests

為了便于依據(jù)靜承載力模型試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行循環(huán)承載力模型試驗(yàn)，對(duì)5 組靜承載力模型試驗(yàn)得到的系泊點(diǎn)沿加載方向的荷載-位移曲線進(jìn)行歸一化處理，結(jié)果見(jiàn)圖5，顯然試驗(yàn)結(jié)果具有較好的歸一化特性。

圖5 歸一化荷載-位移曲線 Fig.5 Nomalized load-displacement curve

當(dāng)錨破壞時(shí)，錨的豎向位移為50 mm，而水平位移為15 mm 左右。之所以錨的破壞是豎向拔出土層的破壞模式，是由于模型錨的長(zhǎng)徑比較大，錨側(cè)壁上剪應(yīng)力與土的剪切強(qiáng)度之比較小以及加載與水平方向之間夾角較大的緣故。由于錨破壞時(shí)在豎向平面內(nèi)的轉(zhuǎn)角不大于1°，故錨的運(yùn)動(dòng)基本為平動(dòng)，圖6(a)是吸力錨在靜荷載作用下的典型破壞模式。

圖6 錨的破壞模式 Fig.6 Failure mode of anchors

3.2 靜荷載和循環(huán)荷載共同作用試驗(yàn)結(jié)果

定義錨的循環(huán)承載力為對(duì)于一定的循環(huán)破壞次數(shù)，系泊點(diǎn)系泊方向位移達(dá)到破壞標(biāo)準(zhǔn)時(shí)靜荷載與循環(huán)荷載之和，用下式表示：

表2 給出了不同循環(huán)荷載頻率下的模型試驗(yàn)結(jié)果，由表可知：

靜荷載和循環(huán)荷載共同作用下，雖然循環(huán)荷載頻率不同，但當(dāng)錨系泊點(diǎn)沿加載方向的靜位移與循環(huán)平均位移之和達(dá)到0.6 倍的錨徑時(shí)，其豎向位移均遠(yuǎn)大于水平位移，且錨的轉(zhuǎn)角較小，見(jiàn)表2。故在相同加載方向的靜荷載和循環(huán)荷載作用下，錨的破壞方式與靜荷載作用下的破壞方式一致，仍為豎向拔出的平動(dòng)破壞模式，見(jiàn)圖6(b)。

圖7 給出了不同頻率的循環(huán)荷載作用相同循環(huán)次數(shù)時(shí)，吸力錨的靜位移和循環(huán)平均位移之和隨靜荷載與循環(huán)荷載之和與靜極限承載力之比的變化關(guān)系曲線，即擬靜力荷載-位移曲線。將其與歸一化靜荷載-位移曲線進(jìn)行比較。結(jié)果表明，當(dāng)循環(huán)荷載的循環(huán)次數(shù)較少（如N =50）時(shí)，3 條擬靜力荷載-位移曲線相隔一定的距離，在相同循環(huán)荷載比cyf/F F條件下，循環(huán)頻率對(duì)錨的循環(huán)平均位移的影響比較明顯，錨的位移會(huì)隨著循環(huán)頻率的增大而減小，這是由于循環(huán)次數(shù)較少時(shí)，循環(huán)荷載的速率效應(yīng)比較明顯，頻率較大的循環(huán)荷載作用類似于快速加荷的情況，此時(shí)錨周圍土體的孔壓來(lái)不及上升，沒(méi)有足夠的時(shí)間使土體強(qiáng)度降低，所以達(dá)到同樣的位移需要更大的力；隨著循環(huán)次數(shù)的增加（如N =500），3條擬靜力荷載-位移曲線會(huì)逐漸變的非常接近，在相同循環(huán)荷載比cyf/F F 條件下，循環(huán)頻率對(duì)錨的循環(huán)平均位移的影響減弱了很多，這是由于隨著循環(huán)荷載作用時(shí)間的增加，頻率較大的循環(huán)荷載有了足夠的時(shí)間通過(guò)錨作用于錨周圍的土體，使其孔壓上升，強(qiáng)度降低，最終導(dǎo)致在不同頻率循環(huán)荷載作用下錨的位移逐漸接近。

圖7 擬靜力荷載-位移曲線 Fig.7 Quasi-static load-displacement curves

圖8 是依據(jù)表2 中的結(jié)果做出不同循環(huán)荷載頻率下循環(huán)承載力隨循環(huán)破壞次數(shù)的變化關(guān)系曲線，由圖可知，這些結(jié)果表明，當(dāng)循環(huán)荷載頻率從0.10 Hz 減少至0.01 Hz 時(shí)，若循環(huán)破壞次數(shù)為100，循環(huán)承載力降低了8%左右；若循環(huán)破壞次數(shù)為 1 000，循環(huán)承載力降低了4%左右；而當(dāng)循環(huán)破壞次數(shù)為2 000，循環(huán)承載力僅僅降低了1%左右?？梢?jiàn)，相對(duì)于這里的模型試驗(yàn)條件，當(dāng)循環(huán)破壞次數(shù)從100 變化至1 000 時(shí)，循環(huán)承載力會(huì)隨著循環(huán)荷載頻率增大而增大，但隨著循環(huán)破壞次數(shù)的增加，循環(huán)荷載頻率對(duì)其承載力的影響程度將逐漸降低，當(dāng)循環(huán)破壞次數(shù)大于2 000 時(shí)，可以忽略循環(huán)荷載頻率的變化對(duì)承載力的影響。

圖8 循環(huán)承載力隨循環(huán)破壞次數(shù)的變化 Fig.8 Cyclic bearing capacities versus the number of cycles

4 結(jié) 論

（1）雖然循環(huán)荷載頻率不同，當(dāng)循環(huán)荷載與靜荷載加載方向相同時(shí)，吸力錨的破壞模式與靜荷載作用下吸力錨的破壞模式一致，為豎向拔出；隨著循環(huán)頻率的增大，錨的循環(huán)平均位移在減小，但隨著循環(huán)次數(shù)的增加，循環(huán)頻率對(duì)錨循環(huán)平均位移的影響在逐漸減弱；當(dāng)循環(huán)破壞次數(shù)從100 變化至1 000 時(shí)，循環(huán)承載力會(huì)隨著循環(huán)荷載頻率的增大而增大，但隨著循環(huán)破壞次數(shù)的增加，循環(huán)荷載頻率對(duì)其承載力的影響程度將逐漸降低，當(dāng)循環(huán)破壞次數(shù)達(dá)到2 000、循環(huán)頻率從0.10 Hz 至0.01 Hz 變化，循環(huán)承載力僅降低了1%左右，此時(shí)可以忽略循環(huán)荷載頻率的變化對(duì)承載力的影響。

（2）由于模型試驗(yàn)錨的長(zhǎng)徑比較大、尺寸較小，錨側(cè)壁上剪應(yīng)力與土的剪切強(qiáng)度之比較小，其破壞為豎向拔出土層的模式。進(jìn)一步分析顯示，當(dāng)改變模型試驗(yàn)條件時(shí)，張緊式吸力錨的破壞也可能為水平破壞或豎直與水平均達(dá)到破壞的模式。因此，關(guān)于循環(huán)荷載頻率對(duì)其他破壞模式下循環(huán)承載力的影響還需做進(jìn)一步研究。

致謝：本文試驗(yàn)得到王俊嶺碩士和山傳龍碩士的幫助，在此表示衷心感謝。

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