嚴遠忠, 張 琪, 葉冠林, 孫 波, 劉國軍

(1.上海交通大學 土木工程系, 上海 200240; 2.上海振華重工(集團)股份有限公司, 上海 200125)

我國大面積沿海區(qū)域的海床表面覆蓋著一層深厚軟黏土[1],傳統(tǒng)自升式平臺樁靴基礎依靠樁腿提供豎向承載力,在軟黏土海床中需要插樁很深才能滿足承載力需求.面臨插拔樁困難和樁靴刺穿等問題[2],自升式平臺沉墊基礎通過大面積基礎坐底在海床表面,能有效減小對海床淺部土體的承載力要求,同時可避免插拔樁的難題[3-4],便于快速移動和作業(yè).

目前針對在軟黏土海床上沉墊基礎的承載力研究主要以現(xiàn)場試驗方法為主,結(jié)合有限元或淺基礎承載力理論計算公式進行驗證.Cox等[5]對位于大西洋海岸的Bethlehem沉墊基礎進行現(xiàn)場試驗,分析沉墊基礎在風暴等環(huán)境荷載作用后發(fā)生附加沉降的規(guī)律,提出一種考慮土體彈塑性性質(zhì)的沉墊基礎極限承載力計算方法;Young等[6]監(jiān)測位于密西西比河三角洲附近的沉墊基礎在經(jīng)歷颶風后基礎“刺入”土體的情況,發(fā)現(xiàn)沉墊基礎入泥深度接近其厚度,承載力大于經(jīng)典淺基礎承載力公式所得計算值;喻旭明等[7]依托“三航工5”半潛式沉墊基礎現(xiàn)場試驗數(shù)據(jù),采用美國石油學會(American Petroleum Institute,API)和挪威船級社(Det Norske Veritas,DNV)規(guī)范中的分析方法研究了軟黏土海床上沉墊入泥時的穩(wěn)定性與承載特性,建議采取土體的不排水抗剪強度指標計算沉墊基礎的承載力.經(jīng)典淺基礎極限承載力計算公式由3項組成,其中Skempton公式和Vesic公式是常見的用于計算軟土地基的極限承載力計算公式.Skempton公式[8]參數(shù)少、計算簡便,但無法考慮地基傾角、傾斜荷載等情況;Vesic公式[9]通過不同承載力系數(shù)可將地基傾角、荷載傾斜等情況考慮在內(nèi),但計算公式較為復雜,兩者各有優(yōu)劣.

巖土貫入問題是一類高度非線性問題,采用傳統(tǒng)拉格朗日方法會導致土體網(wǎng)格畸變進而造成計算不收斂,而在歐拉-拉格朗日法(Coupled Eulerian-Lagrangian, CEL)中歐拉體網(wǎng)格節(jié)點被固定,歐拉材料能在網(wǎng)格內(nèi)部流動,避免了土體網(wǎng)格畸變,可有效解決巖土大變形問題.Qiu等[10]運用CEL方法分析了條形基礎的豎向承載力,進一步將該方法應用于更加復雜的巖土邊界值問題,結(jié)合解析解說明了CEL方法的有效性;Li等[11]研究了沉墊基礎在自重作用下貫入土體的深度及由孔隙壓力消散和蠕變產(chǎn)生的沉降規(guī)律,運用CEL大變形有限元方法進行數(shù)值模擬,結(jié)果表明有限元計算結(jié)果與實際工程情況吻合較好,可準確模擬結(jié)構(gòu)物的貫入過程;王澤明[12]結(jié)合模型試驗及CEL方法分析不同開孔率的裙式沉墊基礎承載特性,驗證了利用CEL方法分析海洋淺基礎的可行性;徐蒙[13]利用CEL方法分析了不同結(jié)構(gòu)形式防沉板貫入土體的阻力規(guī)律,發(fā)現(xiàn)防沉板的貫入阻力與海床土體體積隆起大小呈正相關.目前CEL大變形數(shù)值分析方法已被不少學者用于模擬巖土工程中的土體大變形計算問題并取得了較好結(jié)果.

綜上所述,現(xiàn)有研究多采用現(xiàn)場試驗方法確定沉墊基礎的豎向承載力,耗時費力且不便于操作,對沉墊基礎在水平和斜坡軟黏土海床上的豎向承載特性也缺少相關研究.因此,本文結(jié)合離心機模型試驗和數(shù)值方法,研究沉墊基礎在水平和斜坡海床上的豎向承載特性與海床破壞模式的差異,通過T-bar試驗確定海床土體不排水抗剪強度沿深度的變化規(guī)律,分析沉墊基礎入泥過程中豎向承載力與基礎底部孔隙水壓力的變化規(guī)律,對比驗證了離心機模型試驗、數(shù)值計算和經(jīng)驗公式豎向承載力結(jié)果間的差異,對沉墊基礎設計提供了參考.

1 離心機模型試驗

自升式平臺沉墊基礎形狀通常為正方形和長方形等,底面積巨大,如圖1所示.采用常規(guī)1g模型試驗(g為重力加速度)無法還原海床土體的實際應力狀態(tài),而離心機模型試驗能有效解決該問題.

圖1 沉墊型自升式平臺Fig.1 Mat-supported jack-up platform

1.1 試驗設備

離心機試驗設備采用上海交通大學DC2200鼓式離心機,如圖2所示.鼓槽直徑R=2.2 m,徑向深度L=0.4 m,高度H=0.7 m,總?cè)葜剡_600 g·t,最大離心加速度為200g.

圖2 上海交通大學DC2200鼓式離心機Fig.2 DC2200 drum centrifuge of Shanghai Jiao Tong University

1.2 沉墊基礎模型

基礎模型采用鋁合金材料,制作正方形和長方形兩種基礎形式,長×寬×高(L×B×H)分別為4 cm×4 cm×1 cm和8 cm×4 cm×1 cm.在沉墊基礎底部安裝孔壓傳感器測量基礎底部超孔壓,頂部連接軸力傳感器測量其豎向承載力.試驗模型箱內(nèi)尺寸為62 cm×20 cm×35 cm,為避免模型箱邊界影響,沉墊基礎距離邊界不小于8 cm[14],試驗模型布置如圖3所示.

圖3 試驗模型布置示意圖Fig.3 Schematic graphic of model layout

2 模型試驗過程

離心機模型試驗主要包括土體固結(jié)、土體不排水抗剪強度測量和沉墊基礎承載力試驗3個步驟.

2.1 土體固結(jié)

土體固結(jié)步驟為:①將土體晾干、粉碎;②過1 mm 篩,加水至飽和狀態(tài)后置于攪拌機內(nèi)充分攪拌混合均勻,固結(jié)土體前將硅油涂抹在模型箱內(nèi)壁以降低土體與模型箱側(cè)壁的摩擦力,減小邊界效應;③在100g離心加速度下通過注漿管將泥漿注入模型箱內(nèi),4 d后完成土體固結(jié).土體固結(jié)完成后分別制作水平和傾角為5° 的斜坡海床,如圖4所示.試驗用土為上海第4層海相軟黏土,其物理參數(shù)如表1 所示.

表1 土樣物理性質(zhì)參數(shù)Tab.1 Physical property parameters of soil sample

圖4 模型土體Fig.4 Model soil

2.2 土體不排水抗剪強度測試

海床土體不排水抗剪強度是影響沉墊基礎豎向承載力的重要因素,因此有必要獲取海床土體不排水抗剪強度的變化規(guī)律.1991年,Stewart等[15]首次在離心機中將T-bar以一定速度貫入黏土中,通過測定T-bar貫入阻力大小獲取了土體強度沿深度的分布規(guī)律,此后該技術被廣泛運用于測量海洋軟土強度.T-bar所處排水狀態(tài)[16],通過無量綱速度確定:

v*=vdT/Cv

式中:v為T-bar的貫入速度;dT為T-bar直徑.當v*<0.2時,T-bar處于排水狀態(tài);當v*>20時,T-bar處于不排水狀態(tài).試驗取dT=5 mm,Cv=2.04×10-9m2/s,經(jīng)計算在100g離心加速度下v=1 mm/s,可測定土體的不排水抗剪強度.T-bar貫入阻力與土體不排水抗剪強度關系[15]可表示為

P=NbSudT

(1)

式中:P為T-bar單位長度受力大小;Su為土體不排水抗剪強度;Nb取決于T-bar表面的粗糙度,Stewart等[15]建議Nb取值為10.5.

2.3 沉墊基礎承載力試驗

(2)

3 試驗結(jié)果

3.1 試驗土體強度分布規(guī)律

為更加直觀反映原型,即現(xiàn)實中的沉墊基礎情況,模型試驗結(jié)果均按相似關系換算成實際結(jié)果.在水平及斜坡海床中利用T-bar進行貫入和循環(huán)試驗,直到T-bar前端阻力不再隨循環(huán)進一步增加,土體強度曲線如圖5所示,其中d為T-bar貫入海床的深度.可知,土體不排水抗剪強度隨深度的增大而增大,兩者關系近似于線性分布.由于在制備5°斜坡海床的過程中用刮刀刮去了表層部分土體(最深處為5.4 cm),所以導致斜坡海床表層土體的不排水抗剪強度約為4.5 kPa.在水平海床11 m深度處,海床土體的不排水抗剪強度為22 kPa,循環(huán)弱化后土體的強度保持在6 kPa左右,對應土體靈敏度為3.7.對水平海床土體的不排水抗剪強度擬合得到其沿深度的變化規(guī)律為

圖5 土體強度分布曲線Fig.5 Strength distribution of soil model

(3)

(4)

3.2 沉墊基礎豎向承載力

沉墊基礎在水平和斜坡海床上的荷載-位移變化曲線如圖6所示,其中Q為沉墊基礎所受外荷載,D為沉墊基礎豎向位移.在沉墊基礎的入泥過程中,豎向荷載隨入泥深度的增加而增大,在加載初期荷載增長較快,后續(xù)增長速率逐漸減小且荷載-位移曲線均未出現(xiàn)明顯的峰值,表明沉墊基礎在軟黏土海床上破壞模式為局部剪切破壞或沖切破壞.

圖6 沉墊基礎荷載-位移曲線(水平和斜坡海床)Fig.6 Load-displacement of mat-supported foundation on horizontal and sloping seabed

由于斜坡海床是在固結(jié)完成的水平海床上刮去表層部分土體后制成,所以其表層土體具有一定的超固結(jié)性,表層土體強度較高.對比正方形沉墊基礎的荷載-位移曲線結(jié)果可以發(fā)現(xiàn),沉墊基礎在斜坡海床上的承載力明顯高于水平海床.此外,由于土體不排水抗剪強度沿坡面變化,正方形基礎加載位置低于長方形基礎,其基礎底部不排水抗剪強度也明顯高于長方形基礎加載位置.

3.3 孔隙水壓力規(guī)律

沉墊基礎入泥過程中基礎底部孔隙水壓力隨入泥深度的變化曲線如圖7所示,其中Ps為沉墊基礎底部平均超孔壓,斜坡海床上正方形沉墊基礎底部的孔壓數(shù)據(jù)由于傳感器問題而未被記錄.由圖7可知,在沉墊基礎入泥初期孔壓上升較快而后續(xù)增長較緩慢,且水平海床上的超孔壓初期變化比斜坡海床更大.對比圖6和圖7中的結(jié)果可知,土體超孔壓響應與荷載的變化規(guī)律基本一致,隨著入泥深度的增大而增大,沉墊基礎入泥深度為1 m時,水平海床上正方形、長方形基底超孔壓與對應的基礎荷載分別為24.9 kPa(荷載26.7 kPa)、21.5 kPa(荷載22.47 kPa).基礎豎向荷載大部分由超孔壓承擔,這是由于海床黏土的滲透系數(shù)較小,沉墊基礎入泥速度較快,基礎處于不排水條件,底部超孔壓來不及消散而逐漸增大.

3.4 豎向承載力對比

目前,通常采用Vesic公式和Skempton公式計算軟黏土海床上沉墊基礎的極限承載力,分別為

q=SuNcKc+q0NqKq+0.5γBNγKγ

(5)

(6)

圖8 基礎承載力試驗值與理論值比較Fig.8 Comparison of theoretical and experiment values of foundation bearing capacity

由于Skempton公式無法考慮海床坡度因素對承載力的影響,所以圖8(b)未給出斜坡海床上Skempton公式的理論解.由圖8可知,水平海床上Vesic公式的計算值比離心試驗結(jié)果小,離心試驗結(jié)果與Skempton公式計算值更加接近,這是由于Skempton公式考慮了接觸面海床以下2/3B基礎深度內(nèi)土體的平均不排水抗剪強度,而Vesic公式采用基礎-海床接觸面處土體的不排水抗剪強度.以沉墊基礎入泥深度達到0.25B(1 m)時的荷載作為沉墊基礎的豎向承載力,水平海床上正方形沉墊基礎的承載力為26.7 kPa,長方形沉墊基礎的承載力為22.47 kPa,正方形基礎承載力略大于長方形基礎;在斜坡海床上,正方形沉墊基礎的承載力為60.5 kPa,長方形沉墊基礎的承載力為20.5 kPa,由于斜坡海床上正方形基礎底部土體不排水抗剪強度遠大于其他情況,所以基礎承載力更強.

此外,由圖6(b)可知,正方形基礎在斜坡海床上的荷載具有明顯拐點,在40 kPa后荷載增長速度明顯降低,其原因可能與海床的坡度相關.圖9所示為10° 斜坡海床上正方形和長方形沉墊基礎的荷載-位移曲線結(jié)果,由于長方形基礎距離初始泥面較近,荷載隨深度變化曲線與5° 斜坡海床結(jié)果相似,但其承載力比5° 海床結(jié)果略小;正方形基礎的初始加載位置比5° 海床對應的加載位置更深,加載處的土體不排水抗剪強度更大,拐點出現(xiàn)的位置更深,但沉墊基礎入泥達1 m處的承載力僅為40 kPa左右,這是由于隨海床坡度的增加,沉墊基礎在斜坡海床上的破壞模式也會發(fā)生變化,進而對基礎的豎向承載力產(chǎn)生影響.5°和10°斜坡海床試驗結(jié)束后的土樣情況如圖10所示,可以看出正方形基礎下方土體發(fā)生明顯的局部滑移破壞,雖然其基礎底部土體不排水抗剪強度更大,但沉墊基礎承載力卻小于5° 海床結(jié)果.

圖9 沉墊基礎荷載-位移曲線(10°海床)Fig.9 Load-displacement curves of Mat-supported foundation (10° seabed)

圖10 試驗后海床情況Fig.10 Seabed condition after experiment

4 豎向承載力數(shù)值分析

受離心機模型試驗斜坡海床制樣方法的影響,試驗中斜坡海床土體表面具有一定的超固結(jié)性導致海床表層土體強度較高,與實際海床土體強度深度分布具有較大差異,為明確沉墊基礎在斜坡海床上的豎向承載特性,進一步建立了數(shù)值模型并對該問題進行探討.

4.1 數(shù)值模型建立

數(shù)值模型采用Abaqus中CEL大變形有限元方法.考慮模型的對稱性,將水平海床建立1/4對稱模型,斜坡海床建立1/2對稱模型,沉墊基礎設定為剛體,在基礎上施加速度邊界條件模擬基礎入泥過程.海床土體采用EC3D8R歐拉體單元,海床表面以下土體的歐拉積分數(shù)EVF為1,在海床表面上設置1 m的空層(EVF為0)以捕捉土體的隆起變形.沉墊基礎在加載時處于不排水狀態(tài),海床土體采用Tresca屈服準則的理想彈塑性本構(gòu)模型,黏土彈性模量Es=500Su,泊松比為0.49,Su沿海床深度分布規(guī)律與試驗結(jié)果相同,如式(3)所示.以10°斜坡海床為例,有限元模型如圖11所示.

圖11 有限元模型Fig.11 Numerical model used in this study

4.2 數(shù)值模型驗證

水平海床荷載-位移曲線的數(shù)值與離心機試驗結(jié)果對比如圖12所示.數(shù)值與試驗結(jié)果吻合較好,數(shù)值結(jié)果中正方形基礎承載力比長方形基礎大13%左右,而在離心機試驗結(jié)果中約大18.8%,無論是數(shù)值模擬或離心機試驗結(jié)果兩者的荷載-位移曲線都無明顯拐點,數(shù)值結(jié)果與離心機試驗結(jié)果曲線形態(tài)一致.

圖12 數(shù)值結(jié)果與離心機試驗結(jié)果對比Fig.12 Comparison of numerical calculation with centrifuge test

4.3 斜坡海床豎向承載特性

沉墊基礎在不同斜坡海床上的荷載-位移曲線如圖13所示.基礎承載力隨海床坡度的增大而逐漸減小,海床角度從0°增至10°時,正方形和長方形沉墊基礎的承載力分別減小了17.1%和23.8%.受土體不排水抗剪強度分布影響,在0.2 m內(nèi)曲線斜率變化較為緩慢,0.2 m后曲線斜率變化明顯,隨著基礎入土深度增加,荷載差別逐漸增大.此外,長方形沉墊基礎對10°斜坡海床的作用力比正方形更大,從而導致基礎底部土體發(fā)生部分滑移,與離心機試驗結(jié)果呈相似現(xiàn)象.

圖13 不同坡度海床上基礎承載力曲線Fig.13 Bearing capacity of seabed foundation with different slopes

數(shù)值計算結(jié)果與離心機試驗及經(jīng)驗公式計算結(jié)果的對比如圖14所示,其中α為海床斜坡角度,水平海床和斜坡海床土體抗剪強度分布規(guī)律均與式(3)一致.水平海床中數(shù)值結(jié)果與試驗結(jié)果吻合較好,雖然10°斜坡海床上長方形基礎的承載力數(shù)值結(jié)果均略大于公式計算結(jié)果,但隨著海床坡度增大兩者的差距正逐漸減小.在10°斜坡海床上長方形基礎發(fā)生滑移現(xiàn)象而導致承載力更低,因此在實際工程中應謹慎考慮海床坡度對基礎承載力的影響.

圖14 不同坡度海床上基礎承載力對比Fig.14 Comparison of foundation bearing capacity on seabed with different slopes

海床土體在沉墊基礎作用下的位移矢量圖如圖15所示.在基礎壓入過程中0°和5°海床土體被擠出并在基礎兩側(cè)形成隆起,隨著海床坡度逐漸增大土體流動機制有明顯不同, 正方形和長方形基礎下方土體均有向坡腳方向的滑移趨勢,在圖15(c)和圖15(f)的10°斜坡海床中,在正方形與長方形沉墊基礎作用下,海床土體的最大水平位移分別達到了0.65、3 m,位于長方形基礎下方的海床土體有明顯滑動位移,因而對基礎豎向承載力產(chǎn)生較大影響.

圖15 海床位移矢量圖(a～c正方形基礎,d～f長方形基礎)Fig.15 Sketch of displacement vectors of seabed (a—c square foundation, d—f rectangle foundation)

離心機模型試驗和數(shù)值結(jié)果表明沉墊基礎形狀和海床坡度對基礎承載力都有影響,但海床坡度的影響更加顯著,隨著海床坡度的增加基礎破壞模式發(fā)生變化,海床坡度過大時可能發(fā)生滑移破壞,因此實際工程中應盡量避免沉墊基礎坐底在斜坡較大的海床上,且設計時應考慮海床坡度對基礎承載力的削弱作用.

5 結(jié)論

通過離心機模型試驗和數(shù)值方法研究沉墊基礎在水平和斜坡海床上的豎向承載力特性,主要結(jié)論如下.

(2) 沉墊基礎入泥過程中土體孔隙水壓力的發(fā)展規(guī)律與基礎荷載-位移曲線變化規(guī)律基本一致,黏土滲透性差導致超孔壓消散緩慢,豎向應力大部分由超孔壓承擔.

(3) 沉墊基礎豎向承載力隨入泥深度的增加而增加,荷載-位移曲線沒有明顯峰值,水平海床上正方形沉墊基礎承載力大于長方形基礎,隨著海床坡度的增加土體位移流動機制發(fā)生變化,10°斜坡海床下基礎發(fā)生滑移現(xiàn)象而導致承載力更低.

(4) 采用CEL大變形有限元分析方法能較為準確地模擬沉墊基礎入泥過程,沉墊基礎豎向承載力略大于公式計算結(jié)果,但當斜坡海床角度過大時,公式計算結(jié)果會高估基礎承載力,在設計時應考慮海床坡度對基礎承載力的削弱作用.