考慮側(cè)壁-土體脫離影響的桶基承載力

程健，姜君，王棟

(中國海洋大學 環(huán)境科學與工程學院，山東 青島 266100)

負壓桶基礎(chǔ)廣泛應(yīng)用于海洋工業(yè)，如作為管道終端的支撐基礎(chǔ)、張力腿平臺的錨泊基礎(chǔ)以及海上風機基礎(chǔ)等[1-3]，本質(zhì)上是一種底端敞開、上端封閉的裙式基礎(chǔ)(圖1)。安裝負壓桶時，由桶頂向外抽水，在桶內(nèi)形成負壓，將桶基壓入土中。桶形基礎(chǔ)根據(jù)材料可分為鋼質(zhì)和混凝土桶基，壁厚范圍通常在0.012～0.5 m之間[4-5]。與海上風電常用的單樁基礎(chǔ)相比，桶形基礎(chǔ)具有埋深淺、施工快捷、可回收等優(yōu)點[6-7]，更適用于基巖上覆土層厚度有限的地層，如中國福建和廣東部分海域，這些地區(qū)的基巖上僅覆蓋了10～30 m厚的軟土層。桶形基礎(chǔ)用于支撐固定式風機，承受的復合加載包括：自重和上部結(jié)構(gòu)重力、上部結(jié)構(gòu)傳遞的水平荷載和彎矩[8]。

圖1 桶形基礎(chǔ)(丹麥Horns Rev 2項目)Fig.1 Bucket foundation (Denmark Horns Rev 2 project)

現(xiàn)有研究大都假設(shè)正常工作狀態(tài)的桶基外側(cè)壁與土體保持接觸、不發(fā)生脫離[9-11]，但Randolph等[12]、Guo等[13]以及Kumar等[14]的試驗表明：較大水平力作用下桶基背側(cè)可能與土體分離，土體破壞模式由雙側(cè)式變?yōu)閱蝹?cè)式，使得水平承載力降低。按照DNV規(guī)范[15]，桶基承載力取決于桶基側(cè)壁是否與土體發(fā)生脫離形成空隙。桶基沉貫經(jīng)常形成側(cè)壁與土體之間的縫隙，荷載作用下吸力難以充分發(fā)展，此時的桶基承載力計算需要考慮側(cè)壁與土體可能脫離。

對于承受斜拉荷載作用的桶基，比較“桶-土”接觸與脫離兩種條件，正常固結(jié)黏土中后者的斜拉承載力最多比前者低11%，而超固結(jié)土中可達27%[16]。目前還不清楚豎向壓力和水平力共同作用下“桶-土”脫離造成的影響。Gelagoti等[17]發(fā)現(xiàn)，“桶-土”保持接觸時單向水平承載力或抗彎能力顯著高于允許脫離時，但該研究僅針對不排水強度不隨深度變化的超固結(jié)土，而正常固結(jié)或弱超固結(jié)海洋黏土的不排水強度大多隨深度線性增加。

筆者利用有限元軟件Abaqus，研究正常固結(jié)土中“桶-土”接觸條件對單向和復合承載力的影響，同時，考察桶基長徑比、土體強度等因素與接觸條件的耦合作用，最終提出“桶-土”脫離時的單向和復合承載力計算方法。

1 建立有限元模型

建立三維有限元模型模擬桶基與土體的相互作用。桶基剛度遠大于土體，因此，假定桶基為剛體。試算和以往研究[18-19]均表明，歸一化的承載力與桶基直徑無關(guān)，此處取桶徑D=10 m；桶長L=10、15、20 m，即長徑比L/D=1、1.5、2，這也是近海風機桶基的典型尺寸；桶基壁厚取為t=0.2 m；桶形基礎(chǔ)的截面積用A表示。以桶基頂面中心點為參考點，上部結(jié)構(gòu)傳遞的豎向荷載V、水平荷載H和彎矩M施加在參考點上，參考點的豎向位移為w、水平位移為u、轉(zhuǎn)角為θ。由于豎向承載力基本不受脫離影響，所以，單向承載力部分僅考慮脫離對水平承載力和彎矩承載力的影響。

由于桶基具有幾何對稱性，三維模型中只需考慮一半的基礎(chǔ)和土體，以提高計算效率(圖2)。土體范圍為：徑向由桶基側(cè)壁向外延伸3D，豎向由桶基底部向下延伸3L，此計算區(qū)域已足夠消除邊界效應(yīng)。采用三維八節(jié)點六面體全積分單元剖分土體，為確保計算精度和計算的收斂性，加密桶周及桶內(nèi)土體，加密區(qū)域單元尺寸為0.1D。

圖2 三維有限元模型Fig.2 Three-dimensional finite element

采用Tresca理想彈塑性模型描述不排水條件下的海洋黏土，正常固結(jié)土的不排水抗剪強度su隨深度線性增加。

su=sum+kz

(1)

式中：sum為土體表層的不排水抗剪強度，k為不排水強度隨深度增加的坡度；z為土體深度。取典型值sum=1、8、15 kPa；海洋黏土的k大致在1～1.5 kPa/m之間，取上下限k=1.5、1 kPa/m。為近似模擬土體不排水條件，令泊松比為0.49。土體彈性模量E對極限承載力影響很小，為提高計算效率，取E/su=10 000。土體有效重度γ′=6 kN/m3。

設(shè)置兩種不同的“桶-土”接觸類型：1)桶基與土體不發(fā)生任何相對運動，桶內(nèi)外側(cè)壁與土體之間采用tie連接。2)允許桶基與外側(cè)土體發(fā)生分離，桶外側(cè)壁與土體為摩擦接觸，接觸面上的最大剪切應(yīng)力為sum+kL/2。由于桶內(nèi)土體會隨著桶基一起運動，所以，桶基內(nèi)壁與土體之間仍采用tie連接。

2 有限元模型驗證

首先與已有結(jié)果[16-17]進行對比，以驗證建立的有限元模型的可靠性。Gelagoti等[17]的有限元分析針對均質(zhì)黏土：su=60 kPa，L/D=0.2～1；按位移控制模式施加水平力或彎矩，豎向荷載V=0；在施加水平位移或轉(zhuǎn)角時，約束另一個荷載分量。筆者采用相同參數(shù)，但將長徑比擴展到L/D=0.2～2。當L/D<1時，計算結(jié)果與文獻[17]非常接近，如圖3所示，兩種“桶-土”接觸類型得到的承載力差別均小于5%。

圖3 桶基單向承載力對比Fig.3 Uniaxial capacity comparison of bucket

對于承受斜拉荷載作用的VH復合加載情況，與Supachawarote[16]的有限元結(jié)果進行比較(圖4)。其中D=5 m，L/D=3，su=(10+1.5z) kPa，有限元模型中參考點選在0.65L深度處的桶體中心。計算結(jié)果與文獻[16]的有限元結(jié)果接近，最大誤差為6%。

圖4 桶基VH復合承載力對比Fig.4 Combined VH capacity comparison of bucket

3 單向承載力

對于豎向加載、水平加載或施加彎矩等單向加載情況，采用位移控制模式在參考點上施加位移或轉(zhuǎn)角，此時不約束其他位移分量。由于規(guī)定土體剛度較大，“水平反力-位移”曲線或“彎矩-轉(zhuǎn)角”曲線均很快達到穩(wěn)定值，該穩(wěn)定值即為單向承載力。

(2)

NcV=9.73+0.4(L/D-1)

(3)

(4)

NcH=nH(mHkL/sutip+1)

(5)

nH=4.27(0.22(L/D)2-0.76(L/D)+1.8)

(6)

mH=0.05(L/D)2-0.32(L/D)-0.29

(7)

(8)

NcM=nM(mMkL/sutip+1)

(9)

nM=2.76(0.18(L/D)2+0.16(L/D)+0.8)

(10)

mM=0.04(L/D)2-0.32(L/D)-0.12

(11)

式中：suav=sum+kL/2。

“桶-土”脫離與否對豎向承載力影響很小，但可能顯著影響水平承載力與抗彎能力。允許脫離時，水平荷載或彎矩作用下土體的破壞模式相似，因此，以水平加載為例，展示桶基周圍土體位移。取L/D=1，圖5顯示了土體強度影響“桶-土”之間空隙的形成。當k=1 kPa/m時：1)如果sum=1 kPa，桶基外側(cè)和土體之間不會形成空隙，這是由于土體淺層強度較低，即使允許脫離，土體也會隨著桶基一起運動，左右兩側(cè)對稱的楔形土體被激發(fā)平動，桶底截面以下一定深度范圍內(nèi)的土體也被帶動旋轉(zhuǎn)(圖5(a))，桶基的轉(zhuǎn)動中心在中心軸附近。2)如果sum增大到8 kPa，淺層土體強度達到了可以保持直立的程度，桶基背側(cè)和土體之間形成空隙，土體的破壞模式由對稱的楔形破壞轉(zhuǎn)變?yōu)閱蝹?cè)破壞，但底部土體的破壞模式及旋轉(zhuǎn)中心的位置基本不改變(圖5(b))。增大k至1.5 kPa/m，發(fā)現(xiàn)k值的改變基本不會影響土體的破壞模式，因為空隙一般出現(xiàn)在深度較淺的土體區(qū)域內(nèi)，因此，影響土體破壞模式的關(guān)鍵因素是sum。

圖5 不同土體強度對應(yīng)的位移云圖Fig.5 Displacement contours under different soil

(12)

(13)

圖6 桶基承載力降低Fig.6 Bearing capacity reduction of bucket

4 復合承載力

對于豎向荷載V、水平荷載H和彎矩M同時作用的復合加載情況，采用Probe法構(gòu)建包絡(luò)面：豎向荷載V保持不變，然后按一定比例施加水平位移和轉(zhuǎn)角，隨著水平荷載的增加，彎矩先迅速增加，后沿著包絡(luò)面運動，連接各加載路徑的終點即可獲得包絡(luò)面。圖7展示了不同土體強度和不同豎向荷載條件下允許和不允許脫離兩種情況的復合承載力包絡(luò)面，其中sutip是桶基刃角處的土體強度。每個包絡(luò)面由至少5條加載路徑獲得，為了在圖中清晰表示允許脫離和不允許脫離分別對應(yīng)的加載路徑，此處每個包絡(luò)面只畫出兩條對應(yīng)路徑。

圖7 脫離對復合承載力的影響Fig.7 Effects of separation on combined bearing

不同土體強度條件下桶基在允許脫離時得到的包絡(luò)面總小于不允許脫離情況，但包絡(luò)面的形狀基本一致，因此采用相似的表達式。已有研究[11,20]建議不脫離時桶基的復合承載力可用式(14)計算。

(14)

式中：系數(shù)n決定了包絡(luò)面的形狀,h*和m*分別為描述VH及VM相互作用的函數(shù)，采用Vulpe等[9]建議的冪函數(shù)

h*=1-υq

(15)

m*=1-υp

(16)

圖8 包絡(luò)面公式與有限元結(jié)果對比Fig.8 Comparison between envelope formula and

上述單向與復合承載力計算公式構(gòu)成了預測脫離條件下桶基承載力的完整流程：確定設(shè)計荷載V、H和M，初步選定桶基直徑D和長度L；根據(jù)式(2)～式(11)確定不脫離時的單向極限承載力，然后由式(12)和式(13)獲得允許脫離時的水平承載力和彎矩，單向豎向承載力則不受脫離條件影響；將V、H和M中的任意兩個分量代入式(14)，得到第3個荷載分量的極限值，若該設(shè)計荷載分量小于其極限值，則設(shè)計安全，否則需改變基礎(chǔ)尺寸。

5 結(jié)論

針對風機桶形基礎(chǔ)與黏性土的接觸條件，改變土體強度和長徑比，研究桶側(cè)壁與土的脫離條件對單向及復合承載力的影響，主要結(jié)論如下：

1)當sum/kD<0.3時，即使允許脫離，桶基與土體之間也不會形成空隙，允許或不允許脫離得到的承載力幾乎相同；而當sum/kD>0.3時，桶基與土體之間形成空隙，破壞模式由“雙側(cè)”變?yōu)椤皢蝹?cè)”，單向承載力最多降低至不允許脫離時的72%。給出了允許脫離時的單向承載力計算公式。

2)桶基側(cè)壁與土體的脫離使復合承載力降低，土體強度越高，降低程度越顯著，但歸一化表達的復合承載力包絡(luò)面公式同時適用于允許和不允許脫離條件。提出了考慮脫離條件的桶基復合承載力設(shè)計流程。