吸力樁基礎(chǔ)承載性能模型試驗(yàn)及數(shù)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(zé)任公司 北京 100028； 2. 天津大學(xué)水利工程仿真與安全國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)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(fā)中，吸力樁基礎(chǔ)是一種重要的基礎(chǔ)形式[1]。吸力樁是頂部封閉、下端開口的鋼筒結(jié)構(gòu)，利用負(fù)壓進(jìn)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(chǎn)結(jié)構(gòu)物的基礎(chǔ)形式被廣泛采用。

吸力樁基礎(chǔ)承載性能的研究可分為單向承載力研究與復(fù)合承載力研究。關(guān)于吸力樁基礎(chǔ)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(chǔ)。如Lian等[2]針對長徑比小于1/3的吸力式基礎(chǔ)提出了豎向、水平和抗傾承載力的計(jì)算方法。Gourvenec等[3]通過離心機(jī)試驗(yàn)獲得了長徑比為0.2的吸力式基礎(chǔ)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(chǔ)水平與豎向承載力試驗(yàn)并基于試驗(yàn)結(jié)果提出了承載力計(jì)算公式。Zhu等[6]在粉質(zhì)砂土中開展了長徑比為0.5和0.72的吸力式基礎(chǔ)抗傾覆承載性能，并根據(jù)實(shí)測數(shù)據(jù)推導(dǎo)了抗傾覆承載力的預(yù)測方法。Fu等[7]利用服從Tresca屈服準(zhǔn)則的理想彈塑性本構(gòu)模型和修正劍橋模型開展了長徑比在0～1的吸力式基礎(chǔ)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(qiáng)度不均勻性的承載力計(jì)算公式。

在復(fù)合承載力研究方面，承載力包絡(luò)面方法應(yīng)用廣泛[8-10]。Wang等[9]針對長徑比小于1的吸力式基礎(chǔ)提出了一種優(yōu)化的H-M(H代表水平荷載，M代表彎矩荷載)承載力包絡(luò)線，并建立了相應(yīng)的代數(shù)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(nèi)長徑比在0.5以下的新型吸力式沉箱基礎(chǔ)的承載性能展開了研究，并提出了黏土地基中承載力的計(jì)算方法。劉潤 等[11]開展了復(fù)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(chǔ)承載力包絡(luò)線研究，提出了V-H和V-M承載力包絡(luò)線的表達(dá)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(chǔ)在V-H-T(T代表扭矩荷載)非共面荷載空間內(nèi)的破壞包絡(luò)面，并發(fā)現(xiàn)該包絡(luò)面與常見的V-H-M荷載空間內(nèi)的包絡(luò)面特性明顯不同。

綜上所述，上述關(guān)于吸力式基礎(chǔ)復(fù)合承載性能的研究成果多針對長徑比小于1的海上風(fēng)電寬淺式基礎(chǔ)。然而，隨著工程實(shí)踐的不斷發(fā)展，長徑比大于1的吸力式基礎(chǔ)的應(yīng)用也逐漸從系泊平臺(tái)以及多筒基礎(chǔ)擴(kuò)展至海上深水油氣生產(chǎn)系統(tǒng)，并承擔(dān)水平和豎向荷載的聯(lián)合作用[13-14]。因此，本文以深水油氣田水下生產(chǎn)系統(tǒng)的吸力樁基礎(chǔ)為背景，通過研制V-H復(fù)合加載系統(tǒng)，對長徑比大于1的吸力樁基礎(chǔ)開展單向和復(fù)合承載性能試驗(yàn)研究，揭示吸力樁基礎(chǔ)的單向和復(fù)合承載模式；然后，建立吸力樁基礎(chǔ)承載力計(jì)算的有限元模型，利用試驗(yàn)結(jié)果對模型的可靠性進(jìn)行驗(yàn)證，采用驗(yàn)證后的模型研究了吸力樁基礎(chǔ)長徑比、土體抗剪切強(qiáng)度不均勻性以及樁-土開脫等因素對吸力樁基礎(chǔ)承載性能的影響。

1 吸力樁基礎(chǔ)承載力模型試驗(yàn)研究

本次試驗(yàn)的目的是通過模型試驗(yàn)獲取吸力樁基礎(chǔ)的豎向、水平承載力曲線，以及V-H復(fù)合承載力包絡(luò)線，研究吸力樁基礎(chǔ)在單向荷載以及復(fù)合荷載作用下的承載性能。

1.1 試驗(yàn)設(shè)計(jì)

吸力樁基礎(chǔ)模型的比尺為1∶20，采用不銹鋼加工制作(圖1)，模型相關(guān)參數(shù)見表1。試驗(yàn)土體采用近海黏土，制備后試驗(yàn)土體的物理力學(xué)參數(shù)和不排水抗剪強(qiáng)度如表2所示。吸力樁基礎(chǔ)模型試驗(yàn)中，豎向、水平以及V-H復(fù)合承載力試驗(yàn)均分別設(shè)置2組相同的試驗(yàn)，即共設(shè)計(jì)6組工況(S1～S6)，以驗(yàn)證試驗(yàn)的可重復(fù)性及試驗(yàn)控制裝置的穩(wěn)定性。其中，S1、S2為豎向承載力試驗(yàn)，S3、S4為水平承載力試驗(yàn)，S5、S6為V-H復(fù)合承載力試驗(yàn)。

圖1 吸力樁基礎(chǔ)試驗(yàn)?zāi)Ｐ蜆禙ig .1 Pile model of suction pile foundation

表1 吸力樁基礎(chǔ)參數(shù)Table 1 Parameters of suction pile foundation

表2 試驗(yàn)用土主要性質(zhì)參數(shù)Table 2 Property parameters of test soil

1.2 加載裝置與測試系統(tǒng)

吸力樁基礎(chǔ)模型試驗(yàn)在2 m×2 m×2 m(長×寬×高)的試驗(yàn)槽中進(jìn)行，試驗(yàn)采用伺服電機(jī)進(jìn)行位移加載。為獲得吸力樁基礎(chǔ)的豎向和水平復(fù)合承載力包絡(luò)線，設(shè)計(jì)了專用的聯(lián)合加載架(圖2)，并采用Swipe方法進(jìn)行加載[15-16]。聯(lián)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(zhuǎn)動(dòng)軸等部件組成；加載板用于連接各向伺服電機(jī)；固定桿能夠鎖死轉(zhuǎn)動(dòng)軸，保證豎向加載時(shí)的結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性；滑軌和滑塊能夠確保豎向加載點(diǎn)固定的同時(shí)順利施加水平位移荷載；轉(zhuǎn)動(dòng)軸則可消除水平加載時(shí)傾覆力矩的影響。

圖2 吸力樁基礎(chǔ)承載力模型試驗(yàn)加載裝置

試驗(yàn)采用DH3820靜態(tài)數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)收集試驗(yàn)數(shù)據(jù)，利用拉線式位移傳感器測量樁頂位移，三向力傳感器同時(shí)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(yàn)結(jié)果分析

為還原深水油氣田水下生產(chǎn)系統(tǒng)中吸力樁基礎(chǔ)的安裝過程，試驗(yàn)前采用負(fù)壓貫入的方法將模型樁沉放就位。沉放過程中的監(jiān)測數(shù)據(jù)表明，最大負(fù)壓在35～40 kPa，傾角在±0.4°以內(nèi)，能夠滿足進(jìn)一步的承載力試驗(yàn)需求。

1.3.1豎向承載性能

利用伺服加載電機(jī)對吸力樁基礎(chǔ)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(yàn)后的土體狀態(tài)如圖4b所示?？梢钥闯觯瑑山M試驗(yàn)的豎向荷載均隨位移的增大而增長，但荷載值無明顯拐點(diǎn)。豎向加載完成后，土體表面沒有明顯隆起，樁周土體還會(huì)形成垂直光滑的自立面，樁側(cè)與周邊土體發(fā)生明顯的剪切滑動(dòng)。

1.3.2水平承載性能

吸力樁基礎(chǔ)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(yàn)后地基土的狀態(tài)見圖5b?？梢钥闯?，2組試驗(yàn)荷載-位移曲線在加載后期基本達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)，不再隨位移的增加而增長，吸力樁基礎(chǔ)達(dá)到了極限承載狀態(tài)，此時(shí)水平承載力按平均值確定為3 kN；水平加載完成后，樁體發(fā)生傾斜，樁前土體有明顯隆起現(xiàn)象，樁后則存在顯著的張拉裂縫。這主要是由于土體強(qiáng)度較大，主動(dòng)側(cè)(主動(dòng)土壓力側(cè))樁-土受拉分離后，土體有較強(qiáng)的自立性，從而形成了明顯的張拉裂縫。

圖3 吸力樁基礎(chǔ)承載力模型試驗(yàn)傳感器布置

圖4 吸力樁基礎(chǔ)豎向承載力試驗(yàn)結(jié)果

圖5 吸力樁基礎(chǔ)水平承載力試驗(yàn)結(jié)果

1.3.3V-H復(fù)合承載性能

在V-H(豎向-橫向)復(fù)合加載過程中，土體的變形狀態(tài)如圖6所示?？梢钥闯?，豎向加載完成后，地基土的狀態(tài)與單獨(dú)豎向荷載作用時(shí)基本一致，此時(shí)樁側(cè)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(cè)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(huì)嵌入豎向加載形成的光滑自立面。

圖6 吸力樁基礎(chǔ)V-H復(fù)合承載力試驗(yàn)土體狀態(tài)

圖7為S5、S6組試驗(yàn)得到的V-H復(fù)合承載力包絡(luò)線?？梢钥闯?，試驗(yàn)得到的吸力樁基礎(chǔ)V-H包絡(luò)線形狀與前人研究成果相近[15,17]，包絡(luò)線形狀基本為平滑的橢圓曲線，包絡(luò)線與V軸和H軸基本垂直相交，交點(diǎn)分別與對應(yīng)的豎向和水平承載力吻合。試驗(yàn)證明了Swipe加載法在模型試驗(yàn)中獲得承載力包絡(luò)線具有可行性。

圖7 吸力樁基礎(chǔ)V-H復(fù)合承載力試驗(yàn)結(jié)果

此外，從圖4a、圖5a及圖7中的試驗(yàn)結(jié)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(fù)合承載力包絡(luò)線也較為相近。說明加載設(shè)備具有較好的可靠性，因而試驗(yàn)也擁有較好的可重復(fù)性。

2 吸力樁基礎(chǔ)承載性能有限元分析

為分析原型吸力樁基礎(chǔ)的承載性能，利用數(shù)值方法對V-H荷載空間內(nèi)的單向和復(fù)合承載力進(jìn)行研究。

2.1 有限元模型的建立

采用不排水總應(yīng)力分析方法，由于吸力樁基礎(chǔ)和荷載的對稱性，建立1/2模型(圖8)對吸力樁基礎(chǔ)的極限承載力進(jìn)行研究。模型模擬的是吸力樁基礎(chǔ)已經(jīng)安裝就位的工況，不考慮負(fù)壓貫入過程。模型底部邊界為z向位移約束，后側(cè)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(yīng)對計(jì)算結(jié)果的影響，模型計(jì)算區(qū)域直徑為10D，高度為5L。模型采用三維八節(jié)點(diǎn)雜交積分單元(C3D8H)進(jìn)行單元網(wǎng)格劃分；為了提高計(jì)算精度同時(shí)保證計(jì)算效率，對吸力樁基礎(chǔ)附近的網(wǎng)格進(jìn)行加密，最小網(wǎng)格尺寸約為0.01D。樁體采用彈塑性本構(gòu)模型，土體采用理想彈塑性本構(gòu)模型，服從Tresca屈服準(zhǔn)則。

圖8 原型吸力樁基礎(chǔ)有限元模型

2.2 有限元模型計(jì)算結(jié)果可靠性驗(yàn)證

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

NcV、NcH分別為模型吸力樁基礎(chǔ)的豎向和水平承載力系數(shù)，NcV=V/(Asu0)，NcH=H/(Asu0)，無量綱；其中，A為吸力樁基礎(chǔ)底面積，m2；su0為基底不排水抗剪強(qiáng)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(chǔ)承載性能的影響因素分析

利用驗(yàn)證后的有限元模型對吸力樁基礎(chǔ)的承載力進(jìn)行計(jì)算，模型中樁-土接觸面類型設(shè)置為粗糙不可分離，其他計(jì)算參數(shù)選取見表3。

表3 吸力樁基礎(chǔ)有限元模型計(jì)算參數(shù)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(zhì)對吸力樁基礎(chǔ)承載性能的影響，保持樁體直徑不變，通過改變樁長實(shí)現(xiàn)長徑比η=1.0、1.5、2.0、2.5、3.0的變化；利用無量綱參數(shù)κ=sum/(kD)表征正常固結(jié)土中抗剪強(qiáng)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(yīng)取值分別為0、1、2。因?yàn)樵谀Ｐ驮囼?yàn)中觀察到吸力樁基礎(chǔ)在承受水平荷載時(shí)會(huì)與后側(cè)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(xiàn)象對承載性能的影響。

2.3.1長徑比的影響

提取正常固結(jié)土體中(κ=0)不同長徑比η條件下的豎向承載力計(jì)算結(jié)果，如圖10所示。由各吸力樁基礎(chǔ)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(chǔ)豎向極限承載力顯著提高。

圖10 不同η條件下吸力樁基礎(chǔ)的豎向承載力

為了進(jìn)一步觀察不同長徑比對吸力樁基礎(chǔ)豎向承載破壞模式的影響，提取不同長徑比下吸力樁基礎(chǔ)的位移云圖(圖11)?？梢钥闯?，當(dāng)長徑比η=1.0時(shí)，在豎向位移荷載作用下，吸力樁基礎(chǔ)兩側(cè)地面隆起，土體內(nèi)部形成延伸至地面的連續(xù)滑動(dòng)面，承載模式具有淺基礎(chǔ)破壞模式的特點(diǎn)；當(dāng)長徑比η≥2時(shí)，樁體周邊的土體會(huì)在樁側(cè)形成沿樁周的剪切面，但樁底的剪切面發(fā)展并不完整，無法貫通至地面，承載模式體現(xiàn)出了深基礎(chǔ)破壞模式的部分特點(diǎn)。

U為吸力樁基礎(chǔ)位移，m；Umax為吸力樁基礎(chǔ)的最大位移，m

不同長徑比條件下，吸力樁基礎(chǔ)的水平承載力曲線如圖12所示?？梢钥闯觯S著長徑比的增加，吸力樁基礎(chǔ)水平承載力顯著提高。不同長徑比吸力樁基礎(chǔ)在水平荷載作用下的位移云圖如圖13所示?？梢钥闯觯谒胶奢d作用下吸力樁基礎(chǔ)會(huì)發(fā)生轉(zhuǎn)動(dòng)，樁體前后形成楔形滑動(dòng)區(qū)。當(dāng)吸力樁基礎(chǔ)長徑比較小時(shí)，樁體內(nèi)部會(huì)形成近似勺形的剪切面，此時(shí)土體的轉(zhuǎn)動(dòng)中心尚不明顯；當(dāng)長徑比逐漸增大，樁體底部的勺形剪切面逐漸發(fā)展成連續(xù)的圓形剪切面，剪切面的中心為樁體的轉(zhuǎn)動(dòng)點(diǎn)，樁體兩側(cè)的楔形滑動(dòng)區(qū)也不斷向深處、遠(yuǎn)處擴(kuò)展。

圖12 不同η條件下吸力樁基礎(chǔ)的水平承載力

圖13 不同η條件下吸力樁基礎(chǔ)水平位移云圖

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

圖14 不同η條件下吸力樁基礎(chǔ)V-H承載力包絡(luò)線

2.3.2土體抗剪切強(qiáng)度不均勻性的影響

為了研究土體抗剪切強(qiáng)度不均勻性對吸力樁基礎(chǔ)承載性能的影響，分別計(jì)算了長徑比η=1.5，κ=0、1、2時(shí)吸力樁基礎(chǔ)的承載力。提取有限元計(jì)算結(jié)果，繪制吸力樁基礎(chǔ)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(qiáng)度不均勻性越大，吸力樁基礎(chǔ)的豎向和水平極限承載力系數(shù)越高，但基礎(chǔ)的水平極限承載力受土體抗剪切強(qiáng)度不均勻性的影響更大。

圖15 不同κ條件下吸力樁基礎(chǔ)的承載力

土體抗剪切強(qiáng)度不均勻性對吸力樁基礎(chǔ)V-H承載力包絡(luò)線形狀的影響如圖16所示?？梢钥闯?，隨著土體抗剪強(qiáng)度不均勻性的增大，吸力樁基礎(chǔ)歸一化的V-H承載力包絡(luò)線也呈現(xiàn)外擴(kuò)趨勢，說明基礎(chǔ)的承載性能有一定的提升。

圖16 不同κ下吸力樁基礎(chǔ)歸一化V-H承載力包絡(luò)線結(jié)果

2.3.3樁-土脫開的影響

由于模型試驗(yàn)中觀察到吸力樁基礎(chǔ)在承受水平荷載時(shí)，樁后土體因出現(xiàn)脫開現(xiàn)象而與樁體形成了張拉裂縫，這與Randolph在離心機(jī)試驗(yàn)中觀察到的現(xiàn)象一致[18]。為了說明張拉裂縫對V-H承載力包絡(luò)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(chǔ)進(jìn)行復(fù)合承載力有限元計(jì)算，結(jié)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(shí)可以分離，“綁定”表示樁-土接觸面始終保持接觸狀態(tài)，不會(huì)發(fā)生分離)?？梢钥闯觯?0、η=1.5工況下吸力樁基礎(chǔ)的V-H復(fù)合承載性能基本不受張拉裂縫的影響；而當(dāng)長徑比和土體抗剪強(qiáng)度不均勻系數(shù)較大時(shí)，張拉裂縫的影響較為明顯，且裂縫的產(chǎn)生對豎向承載系數(shù)的影響要顯著小于水平承載系數(shù)。造成這種現(xiàn)象的原因在于張拉裂縫主要產(chǎn)生于樁側(cè)，而樁側(cè)土體對水平承載的影響更大，對吸力樁基礎(chǔ)豎向承載影響較小，反應(yīng)在承載力系數(shù)上即為水平承載系數(shù)降低更為明顯。

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

圖17 張拉裂縫對吸力樁基礎(chǔ)承載力的影響

圖18 張拉裂縫對吸力樁基礎(chǔ)歸一化V-H承載力包絡(luò)線的影響

3 結(jié) 論

1) 在室內(nèi)縮比尺試驗(yàn)中實(shí)現(xiàn)了對吸力樁基礎(chǔ)的復(fù)合加載。加載數(shù)據(jù)表明，模型試驗(yàn)具有較好的可重復(fù)性，不僅驗(yàn)證了Swipe方法獲取吸力樁基礎(chǔ)V-H承載力包絡(luò)線的可行性，而且為驗(yàn)證有限元計(jì)算方法的可靠性提供了數(shù)據(jù)支撐。

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

3) 當(dāng)長徑比和土體抗剪強(qiáng)度不均勻性較大時(shí)，張拉裂縫會(huì)顯著降低吸力樁基礎(chǔ)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(luò)線，只有當(dāng)土體抗剪切強(qiáng)度不均勻性較大時(shí)，張拉裂縫才會(huì)對包絡(luò)線形狀有相對明顯的影響。因此，實(shí)際工程中如果遇到土體抗剪切強(qiáng)度不均勻性較大的土體，在進(jìn)行吸力樁基礎(chǔ)設(shè)計(jì)時(shí)宜考慮張拉裂縫對承載性能的影響。