吸力式沉箱組合基礎承載特性研究

楊 劍， 黎 冰， 杜 杰

(1. 中交公路規(guī)劃設計院有限公司上海分公司， 上海 200072； 2. 東南大學 土木工程學院， 江蘇 南京 210096)

隨著我國經(jīng)濟的快速發(fā)展，對交通的便利性要求越來越高，目前有多座跨海橋梁工程處于在建或籌建過程中?？绾蛄旱臉蛑诽幩^深，環(huán)境復雜，傳統(tǒng)的樁、沉井等基礎型式已很難滿足要求，吸力式沉箱基礎正成為跨海橋梁基礎的一個新選擇[1]。吸力式沉箱基礎是一種上端封閉、底面敞開的空心圓柱體結構，施工時利用負壓進行沉貫，具有施工簡便、造價低等優(yōu)點，目前已在深水海洋平臺工程中廣泛應用，也應用于海上風電工程。

目前已有關于吸力式沉箱基礎的研究主要針對其抗拔承載性能[2-7]，這是因為深水海洋平臺中基礎承受的主要是上拔荷載，而橋梁基礎承受的主要是下壓荷載、水平荷載及力矩荷載在內(nèi)的耦合荷載，目前這方面的研究很少。張永濤等[1]通過模型試驗研究了砂土中單個吸力式沉箱基礎的承載特性。金書成等[8]基于將吸力式沉箱基礎應用于橋梁工程的背景，通過模型試驗研究了單沉箱基礎與四沉箱組合基礎的承載特性，并分析了其破壞模式。

與橋梁基礎受力特點相近的是海上風機基礎。Zhu等[9-10]通過模型試驗研究了傾覆荷載作用下吸力式沉箱基礎的特性，并提出了承載力計算方法。李大勇等[11]在吸力式沉箱的基礎上提出了裙式吸力基礎以提高其水平承載力，然后通過模型試驗驗證了這一設想。Byrne等[12-13]基于靜、動力模型試驗結果，提出了靜力條件下單吸力式沉箱基礎承載力的簡化表達式。Houlsby等[14-15]針對吸力式沉箱基礎開展了現(xiàn)場動力試驗，研究了循環(huán)力矩荷載作用下吸力式沉箱基礎的承載特性。需要說明的是，海上橋梁基礎主要承受豎向荷載作用，而海上風機基礎的受力特點是傾覆荷載占主導作用，兩者有較大差別。

由于橋梁基礎所承受的外荷載很大，若用1個沉箱作為基礎，則需將沉箱尺寸設計得非常大，這會給制造、運輸和施工帶來很大麻煩，所以考慮將多個沉箱組合在一起，即多沉箱組合基礎。因此，研究橋梁荷載作用下吸力式沉箱組合基礎的承載性能具有重要的理論意義與工程應用價值。目前關于這方面的研究僅有文獻[8]，且是模型試驗，考慮的因素相對較少。本文擬通過數(shù)值模擬的方法研究吸力式沉箱組合基礎的承載性狀，重點分析沉箱的組合型式、間距等因素的影響。

1 模型建立與工況設定

圖1 計算模型Fig.1 Calculation model

采用ABAQUS軟件進行模擬。模型中假定地基土為黏土，土體密度ρ=1.9 g/cm3，彈性模量E=20 MPa，泊松比ν=0.4，黏聚力c=30 kPa，內(nèi)摩擦角φ=15°。吸力式沉箱基礎為鋼質(zhì)，密度ρ=7.85 g/cm3，彈性模量E=210 GPa，泊松比ν=0.2。土體采用Mohr-Coulomb屈服準則的理想彈塑性模型，沉箱采用線彈性本構模型。

考慮沉箱與土體的接觸作用，沉箱表面為主面，土體表面為從面，兩者的法向接觸采用 “硬”接觸形式，切向接觸面之間的摩擦效應采用“罰”函數(shù)進行模擬，摩擦系數(shù)取0.2。模型大小為200 m×200 m×200 m；模型邊界條件為：底面U1=U2=U3=0，側面U1=U2=0，U1,U2,U3分別為x,y,z方向的位移。單元采用C3D8R。模型示意見圖1(以2個沉箱組合基礎為例)。

為了研究吸力式沉箱組合基礎的承載特性，從單吸力式沉箱基礎著手，進而研究不同沉箱數(shù)量的組合基礎，并考慮沉箱直徑和間距的影響，具體工況如表1所示。

結合跨海橋梁水流方向和基礎受力特點，吸力式沉箱組合基礎的水平受荷方向設定如圖2所示。

表1 計算工況Tab.1 Test programs

圖2 吸力式沉箱組合基礎水平受荷方向Fig.2 Lateral loading direction of combined suction caisson foundation

圖3 單吸力式沉箱基礎的豎向荷載-位移曲線Fig.3 Vertical load-displacement curves of single suction caisson foundation

2 單吸力式沉箱基礎承載特性分析

圖3為豎向荷載作用下單吸力式沉箱基礎的荷載-位移曲線，可以看出，曲線呈緩變性，并無明顯轉折點。鑒于目前關于該基礎型式并無明確的破壞標準，本文采用沉箱位移達到5%沉箱直徑時對應的荷載和沉箱荷載-位移曲線出現(xiàn)轉折點時對應的荷載兩者中的較小值作為其極限承載力(若有)。依據(jù)此標準，可得各尺寸吸力式沉箱基礎的豎向極限承載力，如表2所示。

表2單吸力式沉箱基礎豎向極限承載力

Tab.2 The vertical ultimate bearing capacity of single suction caisson foundations kN

從表2可知，相同直徑的條件下，沉箱的長徑比越大，基礎承載力越大，這是由于長度越大，沉箱側壁提供的摩阻力越大，所以基礎的豎向承載力也越大。而由于沉箱側壁厚很小，當沉箱的長徑比較大時沉箱端部提供的端阻力可以忽略不計。

對比表2中2種直徑基礎的承載力可以發(fā)現(xiàn)，基礎直徑增大后，承載力顯著提高，例如直徑8 m、長徑比為0.5的基礎與直徑4 m、長徑比為1.0的基礎長度相同，區(qū)別在于直徑不同，但前者的豎向承載力約為后者的3倍，這是由于沉箱的直徑越大，其頂板面積也越大，能夠提供更大的頂板阻力。

圖4是水平荷載作用下單吸力式沉箱基礎的荷載-位移曲線。從圖中可以看出，隨著沉箱直徑的增大，基礎的水平極限承載力逐漸增大，但與豎向荷載-位移曲線不同，水平荷載-位移曲線有明顯的轉折點，所以取荷載-位移曲線上轉折點對應的前一級荷載作為吸力式沉箱基礎的水平極限承載力，進而可得各尺寸吸力式沉箱基礎的水平極限承載力，如表3所示。

圖4 單吸力式沉箱基礎的水平荷載-位移曲線Fig.4 Lateral load-displacement curves of single suction caisson foundation

Tab.3 Lateral ultimate bearing capacity of single suction caisson foundation kN

從圖4中可以看出，3種長徑比基礎破壞時的水平位移相差較大，基本規(guī)律是沉箱長度越長，破壞時的水平位移越大。與豎向承載力相比，吸力式沉箱基礎的水平承載力要小很多。

從表3可以看出，與豎向加載時類似，直徑8 m的基礎水平極限承載力相比于直徑4 m的基礎顯著增大，這是因為沉箱的直徑越大，基礎前側承受被動土壓力的范圍越大，相應的承載力也會提高。

3 吸力式沉箱組合基礎承載特性分析

3.1 吸力式沉箱組合基礎的豎向承載特性

圖5分別是豎向荷載作用下2，3和4個沉箱組合基礎的荷載-位移曲線。從圖5中可以看出，與單吸力式沉箱基礎相比，組合基礎的豎向荷載-位移曲線陡一些，有明顯的轉折點。

表4為相應各工況下基礎豎向極限承載力?？梢园l(fā)現(xiàn)，隨著沉箱間距的增大，組合基礎的豎向極限承載力明顯增大。當沉箱間距為8 m時，組合基礎的承載力小于相應數(shù)量單沉箱基礎的承載力之和，這是因為沉箱與沉箱之間距離較小，類似于“群樁”效應明顯，削弱了基礎承載力的發(fā)揮；而當沉箱間距增大為2.5倍和3倍沉箱直徑時，組合基礎的承載力就超過了相應數(shù)量單沉箱基礎的承載力之和，這是因為沉箱間距增大，“群樁”效應逐漸減弱；且由于連接各沉箱的頂板與泥面直接接觸，在上部荷載作用下基礎發(fā)生下沉，頂板也會提供阻力，從而提高基礎的承載力，沉箱間距越大，連接各沉箱的頂板面積越大，提供的阻力越大。

圖5 不同間距下沉箱組合基礎豎向荷載-位移曲線Fig.5 Vertical load-displacement curves of combined caissons foundation under different spacings

沉箱數(shù)量間距/m承載力/(103kN)沉箱數(shù)量間距/m承載力/(103kN)2895(091)312210(135)210115(111)48165(079)212150(144)410250(120)38135(087)412360(173)310165(106)注：()中數(shù)值為該承載力與相應數(shù)量單沉箱基礎承載力之和之比。

3.2 吸力式沉箱組合基礎的水平極限承載力

圖6是水平荷載作用下2，3和4個沉箱組合基礎的荷載-位移曲線，與單吸力式沉箱基礎的水平荷載-位移曲線相似，都有明顯的轉折點。從圖6可以發(fā)現(xiàn)，隨著沉箱間距增大，組合基礎的水平極限承載力逐漸增大，但增大幅度有限。

圖6 不同間距下沉箱組合基礎豎向荷載-位移曲線Fig.6 Lateral load-displacement curves of combined caissons foundation under different spacings

表5為相應各工況下基礎豎向極限承載力，可以看出，不論沉箱間距大小，組合基礎的水平承載力都大于相應數(shù)量單沉箱基礎承載力之和，這是由于沉箱間距的存在，平面上跨度增大，提高了基礎的抗傾覆能力，這也是為什么沉箱間距增大，組合基礎的水平承載力隨之增大的原因之一；另外一個原因是由于沉箱之間的連接頂板與泥面接觸，當基礎在水平荷載作用下發(fā)生傾斜之后頂板的一端也會擠壓泥面，從而提供稍許抗力?？傮w而言，沉箱間距的改變對組合基礎的水平承載力影響較小。

表5 吸力式組合基礎水平極限承載力Tab.5 Lateral ultimate bearing capacity of combined suction caisson foundations

3.3 連接頂板對組合基礎承載力的影響

由上述分析可知，沉箱之間的連接頂板對于組合基礎的承載力有貢獻，為了掌握連接頂板在組合基礎承載力中所貢獻的比例，選取各沉箱中心間距均為10 m的2,3,4個吸力式沉箱組合基礎，建立模型時，將連接頂板設置為高出泥面20 cm(0.05D)，從而依據(jù)之前確定的破壞標準，保證得到的承載力不包含頂板的貢獻。

連接頂板與泥面有、無接觸情況下，豎向荷載作用下吸力式沉箱組合基礎的荷載-位移對比曲線如圖7所示。從圖中可以發(fā)現(xiàn)，連接頂板與泥面有無接觸對基礎的荷載-位移曲線并無影響，但在連接頂板與泥面無接觸的情況下，基礎承載力要小很多。

圖7 有無接觸條件下沉箱組合基礎豎向荷載-位移曲線Fig.7 Vertical load-displacement curves of combined caissons foundation with or without connection roof

Tab.6 Vertical ultimate bearing capacity of combined suction caisson foundation with or without connection roof

沉箱數(shù)量234頂板有無接觸有無有無有無承載力/kN11500880016500110002500012500

表6為各工況下組合基礎的豎向極限承載力。從表6中可見，當連接頂板與泥面無接觸時，即剔除頂板在組合基礎豎向極限承載力中的貢獻后，2，3和4個吸力式沉箱組合基礎的豎向極限承載力分別是連接頂板與泥面有接觸時的76.5%, 66.7%和50.0%，也均小于相應數(shù)量同規(guī)格單吸力式沉箱基礎的豎向極限承載力之和。這說明頂板的作用顯著，且隨著沉箱數(shù)量的增多，作用逐漸增大，這是因為連接頂板面積越大，頂板能夠提供的阻力越大。

圖8為連接頂板與泥面有、無接觸情況下，水平荷載作用下吸力式沉箱組合基礎的荷載-位移對比曲線。從圖中可以看出，連接頂板與有、無條件下基礎的荷載-位移曲線類型相似，只是抵抗水平荷載的能力有差異，基本規(guī)律是連接頂板與泥面有接觸時，基礎的承載力更高，但差異很小，原因在于連接頂板提供的阻力來源于頂板一端擠壓土體，但由于基礎整體變形不大，所以受頂板擠壓的土體區(qū)域較小。因此，連接頂板底部與土體之間的摩擦和擠壓對于組合基礎水平承載力的貢獻不大，沉箱擠壓前側土體產(chǎn)生的被動土壓力才是基礎水平承載力最主要來源，此外沉箱間距的增大，也會促進抗滑力及抗傾力矩的提高。

圖8 有無接觸條件下沉箱組合基礎水平荷載-位移曲線Fig.8 Lateral load-displacement curves of combined caissons foundation with or without connection roof

4 結 語

(1)豎向荷載作用下，吸力式沉箱基礎的承載力來源于沉箱側壁的摩擦力和頂板的阻力，其荷載-位移曲線呈緩變型；水平荷載作用下，吸力式沉箱基礎的承載力來源于沉箱前側土體提供的土抗力，其荷載-位移曲線有明顯拐點。

(2)對于豎向荷載作用下的吸力式沉箱組合基礎，當沉箱間距較小時，受類似于樁基礎的“群樁”效應的影響，其承載力小于相應數(shù)量單個基礎的承載力之和；隨沉箱間距增大，組合基礎的豎向承載力將超過相應數(shù)量單個基礎的承載力之和，并隨間距的增加而增大。沉箱之間的連接頂板上的阻力是組合基礎承載力的重要來源之一，可在一定范圍內(nèi)通過增大沉箱間距的方式提高組合基礎承載力。

(3)對于水平荷載作用下的吸力式沉箱組合基礎，其承載力大于相應數(shù)量單個基礎的承載力之和，且會隨著沉箱間距的增大而增大，但增幅很小。沉箱之間的連接頂板底部與土體之間的摩擦和擠壓對于組合基礎承載力的提高可以忽略不計。

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