飽和砂土中吸力式沉箱基礎(chǔ)的極限承載力計(jì)算方法

邱 月，黎 冰，吳 迪,王鈺軻, 劉 勇

(1.河海大學(xué) 巖土力學(xué)與堤壩工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，江蘇 南京210098;2.河海大學(xué) 江蘇省巖土工程技術(shù)工程研究中心，江蘇 南京210098;3.東南大學(xué) 土木工程學(xué)院，江蘇 南京 210096;4.蕪湖縣供電有限責(zé)任公司，安徽 蕪湖241100)

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飽和砂土中吸力式沉箱基礎(chǔ)的極限承載力計(jì)算方法

邱 月1,2，黎 冰3，吳 迪1,2,王鈺軻1,2, 劉 勇4

(1.河海大學(xué) 巖土力學(xué)與堤壩工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，江蘇 南京210098;2.河海大學(xué) 江蘇省巖土工程技術(shù)工程研究中心，江蘇 南京210098;3.東南大學(xué) 土木工程學(xué)院，江蘇 南京 210096;4.蕪湖縣供電有限責(zé)任公司，安徽 蕪湖241100)

為了確定砂土地基中傾斜荷載作用下吸力式沉箱基礎(chǔ)的極限抗拔承載力，利用極限包絡(luò)線方法對其進(jìn)行分析?；?5組模型試驗(yàn)得到水平、豎向以及傾斜荷載作用下吸力式沉箱基礎(chǔ)的極限承載力，結(jié)合假定得到的水平、豎向極限承載力系數(shù)，回歸分析得出:水平和豎向極限承載力系數(shù)與荷載作用點(diǎn)位置Z/L服從冪函數(shù)關(guān)系；隨著荷載作用點(diǎn)位置的逐漸增大，水平承載力系數(shù)呈現(xiàn)出先增大后減小的趨勢，豎向承載力系數(shù)逐漸增大；歸一化豎向極限承載力與歸一化水平極限承載力之間服從二次拋物線關(guān)系，通過求平方根的形式即可得到傾斜荷載作用下沉箱基礎(chǔ)的極限抗拔承載力。

吸力式沉箱基礎(chǔ)；飽和砂土；極限承載力；荷載作用點(diǎn)；荷載作用角度

吸力式沉箱基礎(chǔ)是一種底端開口，頂部封閉的大直徑薄壁圓筒結(jié)構(gòu)，同時(shí)在其頂部設(shè)有連接抽氣系統(tǒng)的圓孔。作為海洋平臺(tái)的基礎(chǔ)部分，要保證沉箱能夠“站得穩(wěn)”的關(guān)鍵就在于吸力式沉箱的抗拔性能，即在受到風(fēng)、波浪等外力作用下仍然能夠正常工作。Iskander等[2]通過模型試驗(yàn)研究了豎向荷載作用下砂土和黏土地基中吸力式沉箱基礎(chǔ)的沉貫和拉拔特性。Allersma等[3]通過離心機(jī)試驗(yàn)研究了3種長徑比、5種荷載作用點(diǎn)位置以及4種荷載作用角度對砂土中吸力式沉箱基礎(chǔ)的抗拔承載力影響。Bang等[4-5]基于“漸變內(nèi)摩擦角”的概念提出了水平荷載和傾斜荷載作用下吸力式沉箱基礎(chǔ)的抗拔承載力計(jì)算方法，然而該方法需要考慮的計(jì)算模式較多，較為復(fù)雜。施曉春等[6-11]眾多學(xué)者也基于一定的假定，提出了沉箱基礎(chǔ)的水平極限承載力計(jì)算方法，但是由于假定與實(shí)際壓力分布情況的差異使得計(jì)算方法的適用性受到一定的限制。黎冰等[12]基于上述研究存在的不足提出了荷載作用點(diǎn)位于沉箱頂部時(shí)水平荷載作用下吸力式沉箱基礎(chǔ)的極限承載力計(jì)算方法，然而該研究中僅僅考慮了荷載作用點(diǎn)位于沉箱頂部的情況。另外，也有學(xué)者利用有限元方法對吸力式沉箱基礎(chǔ)的承載特性進(jìn)行了研究[13-14]。然而，目前很少有砂土地基中吸力式沉箱基礎(chǔ)在傾斜荷載作用下的極限抗拔承載力計(jì)算方法。本文利用極限荷載包絡(luò)線圖提出了傾斜荷載作用下吸力式沉箱基礎(chǔ)的極限抗拔承載力計(jì)算方法。

1 模型試驗(yàn)

本試驗(yàn)有5種不同荷載作用點(diǎn)及5種不同荷載作用角度共25種工況，如表1所示。試驗(yàn)中采用的吸力式沉箱基礎(chǔ)模型均采用不銹鋼材料制作而成，沉箱的外徑D為101mm，沉箱長度L為606 mm，如圖1所示。

表1 試驗(yàn)工況匯總表

注：Z-荷載作用點(diǎn)與沉箱頂端的距離；ω-荷載作用角度。

本文采用的模型槽利用磚塊砌成，其尺寸為6 m×1 m×1.3 m。地基土通過利用干砂分層填筑進(jìn)水飽和制備而成，其中砂土的有效內(nèi)摩擦角φ' 為36.8°，干密度ρd為1.44 kg·m-3，浮重度γ' 為8.9 kN·m-3。每種工況都需要測量記錄荷載及該級(jí)荷載下沉箱模型頂點(diǎn)的水平位移、豎向位移和轉(zhuǎn)動(dòng)角度。試驗(yàn)整體示意圖如圖2所示。

試驗(yàn)利用自制的位移測量裝置記錄沉箱頂點(diǎn)在不同加載階段的位置變化，通過進(jìn)一步計(jì)算即可得到不同加載階段沉箱頂部的豎向和水平位移。沉箱的傾角通過深圳市瑞芬科技公司生產(chǎn)的LCA36-30型數(shù)字雙軸傾角傳感器測得，測量范圍為±30°，測量精度為0.2°。

模型試驗(yàn)具體試驗(yàn)過程如下：制備飽和砂土地基；貫入沉箱基礎(chǔ)模型[15]；安裝位移測量裝置和傾角傳感器；逐級(jí)加載并記錄位移和轉(zhuǎn)動(dòng)角度。

2 吸力式沉箱基礎(chǔ)極限抗拔承載力計(jì)算

由于目前對吸力式沉箱基礎(chǔ)的極限抗拔承載力的確定并沒有統(tǒng)一的標(biāo)準(zhǔn)，故本文取以下三種標(biāo)準(zhǔn)對應(yīng)荷載的最小值作為沉箱基礎(chǔ)模型的極限抗拔承載力：一是吸力式沉箱基礎(chǔ)被拔出的前一級(jí)荷載；二是作用點(diǎn)位移達(dá)到沉箱直徑20% 時(shí)對應(yīng)的荷載；三是 荷載與作用點(diǎn)位移關(guān)系曲線呈線性時(shí)的對應(yīng)荷載。

圖3列出了不同工況下吸力式沉箱基礎(chǔ)的荷載-荷載作用點(diǎn)位移關(guān)系曲線。圖中黑色箭頭表示按照上述標(biāo)準(zhǔn)得到的吸力式沉箱基礎(chǔ)的極限承載力取值。當(dāng)荷載作用角度為0°時(shí)，不同作用點(diǎn)下沉箱的極限承載力取值分別為：539、1 529、2 472、2 870、1 411 N；當(dāng)荷載作用角度為15°時(shí)，不同作用點(diǎn)下的沉箱的極限承載力取值分別為：392、1 372、1 630、1 960、1 235 N；當(dāng)荷載作用角度為30°時(shí)，不同作用點(diǎn)下的沉箱的極限承載力取值分別為：412、686、942、1080、940 N；當(dāng)荷載作用角度為60°時(shí)，不同作用點(diǎn)下的沉箱的極限承載力取值分別為：314、361、392、413、470 N 。

2.1水平荷載作用下吸力式沉箱基礎(chǔ)的極限抗拔承載力計(jì)算方法

為了研究水平荷載作用下吸力式沉箱基礎(chǔ)的抗拔承載力與荷載作用點(diǎn)的量化關(guān)系，假定試驗(yàn)過程中地基土為完全排水狀態(tài)，沉箱基礎(chǔ)的極限水平承載力是荷載作用點(diǎn)的函數(shù)，即：HZ=f(Z/L)。

吸力式沉箱基礎(chǔ)的水平極限抗拔承載力主要由沉箱側(cè)壁的被動(dòng)土壓力以及沉箱底部摩擦力等組成。由于不同工況下吸力式沉箱基礎(chǔ)側(cè)壁及底部受到的應(yīng)力差異較大，難以做出統(tǒng)一假定。這里假定吸力式沉箱基礎(chǔ)在不同荷載作用點(diǎn)下的水平抗拔承載力表示為如下形式：

(1)

表2 水平極限抗拔承載力系數(shù)Nhz

為了考慮荷載作用點(diǎn)Z/L對水平極限抗拔承載力系數(shù)Nhz的影響，圖4給出了不同荷載作用點(diǎn)位置下Nhz的回歸曲線。

圖4中，水平極限抗拔承載力系數(shù)Nhz和荷載作用點(diǎn)位置Z/L的關(guān)系如下：

(2)

2.2豎向荷載作用下吸力式沉箱基礎(chǔ)的極限抗拔承載力計(jì)算方法

Steensen-Bach[16]及Deng等[17]基于試驗(yàn)和有限元方法提出的豎向上拔荷載下地基土的三種可能破壞模式(滑動(dòng)破壞、端部阻力破壞、反向承載力破壞)受到廣大學(xué)者的認(rèn)可。然而，這三種地基破壞模式是針對黏土地基提出，并不完全適用于砂土地基。在砂土地基中，吸力式沉箱基礎(chǔ)的破壞模式與其貫入方式、排水條件以及荷載施加速度等均有關(guān)系，可將其分為吸力式沉箱基礎(chǔ)直接被拔出、沉箱基礎(chǔ)及其中土塞一起被拔出兩種情況。

為了研究豎向荷載作用下吸力式沉箱基礎(chǔ)的極限抗拔承載力與荷載作用點(diǎn)以及長徑比的量化關(guān)系，在不考慮沉箱基礎(chǔ)具體受力特性的同時(shí)，假定沉箱基礎(chǔ)的豎向極限抗拔承載力也是荷載作用點(diǎn)的函數(shù)，即：VZ= f (Z/L )。

假定吸力式沉箱基礎(chǔ)在不同荷載作用點(diǎn)下的豎向極限抗拔承載力表示為如下形式：

(3)

表3 豎向極限抗拔承載力系數(shù)Nvz

為了考慮荷載作用點(diǎn)位置對吸力式沉箱基礎(chǔ)豎向極限抗拔承載力Vz的影響，圖5給出了吸力式沉箱基礎(chǔ)的豎向極限承載力系數(shù)Nvz與荷載作用點(diǎn)的回歸關(guān)系曲線。從圖中可以發(fā)現(xiàn)，吸力式沉箱基礎(chǔ)的豎向極限抗拔承載力系數(shù)Nvz和荷載作用點(diǎn)Z/L服從如下冪函數(shù)關(guān)系：

Nvz=7.53(Z/L+0.5)0.08

(4)

結(jié)合表3及圖5可以看出，當(dāng)荷載作用點(diǎn)位置向沉箱底部移動(dòng)時(shí)，水平極限抗拔承載力系數(shù)Nvz逐漸增大。豎向極限抗拔承載力系數(shù)Nvz由Z/L = 0時(shí)對應(yīng)的6.83增至Z/L = 1時(shí)對應(yīng)的8.30，增大了21.52%。

2.3傾斜荷載作用下吸力式沉箱基礎(chǔ)的極限抗拔承載力計(jì)算方法

基于前兩節(jié)研究，圖6給出了吸力式沉箱基礎(chǔ)在受到不同荷載作用點(diǎn)傾斜荷載作用時(shí)的的V-H包絡(luò)線圖?？梢钥闯?，盡管不同工況下的包絡(luò)線具體方程有所差異，但均滿足拋物線關(guān)系，因而可假定如公式(5)形式的包絡(luò)線方程。

( 5 )

其中，V表示傾斜荷載作用下吸力式沉箱基礎(chǔ)極限抗拔承載力的豎向分量；H表示傾斜荷載作用下吸力式沉箱基礎(chǔ)極限抗拔承載力的水平分量；Vz表示荷載作用點(diǎn)位于沉箱高度Z處時(shí)對應(yīng)的豎向極限承載力，可以通過公式(3)計(jì)算得到；Hz表示荷載作用點(diǎn)位于沉箱高度Z處的吸力式沉箱基礎(chǔ)的水平極限抗拔承載力，可以通過公式(1)計(jì)算得到；無量綱系數(shù)α、 β與吸力式沉箱基礎(chǔ)的荷載作用點(diǎn)位置Z/L 有關(guān)。

表4列出了吸力式沉箱基礎(chǔ)在不同荷載作用點(diǎn)下包絡(luò)線方程的無量綱系數(shù)α、β，其中 β=α+ 1。

表4 無量綱系數(shù)α&β 取值表

為了進(jìn)一步研究荷載作用點(diǎn)位置Z/L與無量綱系數(shù) 之間的關(guān)系，通過對表4中數(shù)據(jù)點(diǎn)的回歸分析，得到了以下冪函數(shù)關(guān)系：

(6)

3 結(jié)論

1)水平極限承載力系數(shù)與荷載作用點(diǎn)位置Z/L服從冪函數(shù)關(guān)系，隨著荷載作用點(diǎn)位置的逐漸增大，水平承載力系數(shù)呈先增大后減小的趨勢。

2)豎向極限承載力系數(shù)與荷載作用點(diǎn)位置Z/L服從冪函數(shù)關(guān)系，隨著荷載作用點(diǎn)位置的逐漸增大，豎向承載力系數(shù)逐漸增大。

3)歸一化豎向極限承載力與歸一化水平極限承載力之間服從二次拋物線關(guān)系。通過求平方根的形式即可得到傾斜荷載作用下沉箱基礎(chǔ)的極限抗拔承載力。

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(責(zé)任編輯王利君)

Ultimate bearing capacity of suction caisson in saturated sand

QIU Yue1,2, LI Bing3, WU Di1,2, WANG Yuke1,2, LIU Yong4

(1.Key Laboratory of Ministry of Education for Geomechanics and Embankment Engineering, Hohai University,Jiangsu Nanjing 210098, China;2.Jiangsu Research Center for Geotechnical Engineering Technology, Hohai University,Nanjing 210098, China;3.School of Civil Engineering, Southeast University, Jiangsu Nanjing 210096, China;4.Wuhu County Power Supply Limited Liability Company, Anhui Wuhu 241100, China)

To obtain the ultimate bearing capacity of suction caisson under inclined load in saturated sand, the interaction failure envelop was used to analyze the bearing behavior of suction caisson. Based on the 25 model tests in sand, the ultimate capacity of suction caisson under different loading conditions was summarized. The lateral capacity factor and the vertical capacity factor were assumed to analyze the influences of the loading position, loading inclination angle on the ultimate bearing capacity. It was found that there is a power function relationship between the normalized ultimate horizontal bearing capacity and the normalized ultimate vertical bearing capacity. Thus, the ultimate inclined bearing capacity can be obtained with the loading angle between the horizontal capacity and the vertical capacity.

suction caisson; saturated sand; ultimate bearing capacity; loading position; loading inclination angle

2016-03-11

國家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51578145，50909020)；江蘇省普通高校研究生科研創(chuàng)新計(jì)劃項(xiàng)目(CXZZ13_0242)

邱月(1987- )，女，江蘇濱海人，博士，從事海洋巖土工程方面的研究。

1673-9469(2016)02-0025-05

10.3969/j.issn.1673-9469.2016.02.006

TU473.2

A