砂土地基多桶组合结构竖向承载力研究

金书成， 张永涛， 仇正中

(中交第二航务工程局有限公司技术中心， 湖北 武汉 430040)

桶形基础由一个或多个上端封闭下端开口的桶组成，其随着海洋石油工业边际油田发展而成为一种新型海洋结构基础。其通过排出桶内气体沉入水中，依靠自重入泥形成密闭空间，然后抽出桶内水体，在上部气压和水压的共同作用下沉贯至设计深度。桶形基础与传统基础形式相比，具有成本低、安装时间短、安装费用低且可重复利用等特点，此外，由于勘探费用的降低使其更加适用于深海环境。目前，桶形基础在海上油气田和海上风电场均有应用。

在欧洲北海水深约 70 m 的海域，挪威国家石油公司的两座大型导管架平台 Europipe16/11-E 和 Sleipner Vest SLT 分别于1994 年和1995 年相继建成投产。近几年来，在欧洲的北海、美洲的墨西哥湾、非洲的几内亚湾、巴西近海等海域均有大量的吸力式基础海洋结构建成，2002年10月，丹麦在腓特烈港安装了吸力式桶形基础的3.0兆瓦海上风机；2009年03月，又成功为Horns Rev2风电场的一个海上测风塔安装了吸力式桶形基础[1～3]。近年又出现了负压三脚架桶形基础、SIS-IV自安装平台、桶形基础防波堤等多桶组合结构形式，如图1所示。在桶形基础理论研究方面，各国相继进行了一系列室内与现场试验，对桶形基础的下沉阻力、承载力与变形特性、动载作用下基础响应等都进行了较为深入的研究，提出了一些设计计算方法，但迄今尚未形成设计规范；近年来我国的科研人员也针对软粘土地基中吸力式桶基础承载特性和破坏模式进行了大量研究，取得了一系列的成果[4～6]，但现有的研究多是针对单桶结构，目前对于多桶结构破坏模式和承载力特性都还不明确，也缺乏相关理论分析和试验研究[1,7]。为此，本文针对竖向荷载单调作用下的多桶结构承载性能进行了数值模拟，分析了竖向荷载作用下多桶结构的破坏形式，并研究了土类、桶体长径比L/D、桶距桶径比S/D、桶数n等参数对多桶结构承载力影响。

图1 多桶结构物

1 计算模型及参数

1.1 结构本构模型

对于桶形基础来讲，一般是由于桶体周围的土体破坏而使结构失效，此时，桶体仍处于弹性变形阶段，因此，本文的有限元分析中桶体采用线弹性本构模型[5,6]。由于桶形平台自身及上部设备的重量很大，桶形基础受到较大的竖向载荷，文献[8, 9]指出桶形基础在承担竖向载荷时，桶盖将发挥重要的作用。因此考虑到桶形基础桶盖大多采取了加强措施，本文假定桶盖刚性，只研究桶体结构与地基之间的相互作用，不考虑桶体上部钢桁架的变形，假定桶体之间刚性连接。

分析采用ABAQUS摩擦接触模拟桶壁与桶内外土体之间的接触。地基土的计算范围水平方向上取为桶径的10倍，竖向取10倍桶高，根据相关研究这样的区域范围基本上可以消除边界效应对于计算结果的影响[5,6]。

土体采用修正的 Drucker-Prager 模型，因海洋地基土长期处于饱和状态，采用不排水总应力分析方法。除土体顶部为自由外，其他土面均采用法向固定约束。土体分别取粗砂和细砂为例，土体单元的主要计算参数如表1所示：

表1 土体单元的主要计算参数

注：Es为平均变形模量；u为泊松比；c、φ分别为粘聚力、内摩擦角；Rf为破坏比。

桶体为钢结构，弹性模量E为210 GPa，泊松比取0.3，用实体单元划分土体和桶体。单桶的有限元分析模型如图2所示。

图2 有限元分析模型

分析竖向荷载作用下多桶结构的极限承载力，采用位移控制分析法，即在桶间钢架中心处逐步施加位移，并由此得到基础沉降曲线，以确定结构的极限承载能力。

1.2 计算方案

为了分析土类、桶体长径比L/D、桶距桶径比S/D、桶数n等对多桶结构承载力的影响，本文采用三种计算方案对多桶结构进行数值分析，如表2所示，分析中桶径D均取为4 m。分别得到各计算方案的P-S曲线及竖向静承载力调整系数ηv的变化情况。

表2 计算方案

2 有限元分析

2.1 竖向荷载作用下多桶结构基础承载力与破坏形式

本节建立单桶结构有限元分析模型，分析竖向荷载作用下桶形结构地基破坏机制，计算模型：土类为粗砂、桶径4 m、长径比L/D为1.5、壁厚20 mm钢桶。采用相对剪应力来研究桶形结构地基破坏的模式[10]。

图3 沉降变形云图

图4 相对剪应力云图

图3为单桶沉降变形云图，可见桶形基础底部形成勺形破坏区,主要沉降量发生在各个桶体的内部，其次是桶体的底部。从图4可见，基础下部形成塑性区，并沿桶壁向上延伸。

采用相同的计算模型来分析双桶破坏机理，桶距与桶径比S/D取为1。得到双桶沉降变形图和有效剪应力云图，如图5与图6所示。由于本文分析的均为等间距对称分布的多桶结构，其相邻桶体的沉降及应变云图与双桶结构是相近的，可视双桶结构为多桶结构的一个承载单元，故仅取双桶结构沉降与应力来示意。

图5 双桶沉降变形

图6 双桶有效剪应力云图

从图5可见，双桶基础在竖向荷载作用下地基的破坏呈对称分布。基桶破坏形式与单桶相同，底部形成了连贯的勺形破坏区，并且相邻桶体间的勺形破坏区域相连，这表明桶间存在相互作用。从图6可见，相比于单桶结构双桶基础桶体与地基接触区域产生了更大的剪切破坏，桶体两侧与地基土接触区域破坏更大。分析上述模型，分别得到粗砂和细砂时单桶及双桶的沉降曲线，如图7所示。

图7 单桶和双桶沉降曲线

从沉降曲线可以看出，在整体沉降过程中曲线的弹性阶段很短，随后即出现了局部剪损。沉降曲线属缓变型曲线，类似于重力式浅基础的局部剪切破坏形式。并且曲线不存在明显的第二拐点，这表明结构具有较大的承载力增长空间。本分析根据沉降量来确定地基的极限承载力，参照相关文献[4～6]取沉降量达到 0.07D时所对应的荷载作为基础的竖向极限承载力，计算结果如表3所示。

表3 基桶承载力计算结果 kN

从上述分析可见，由于桶间存在的相互影响，多桶结构竖向承载力并不等于基桶承载力之和。为此，本文引入竖向静承载力调整系数ηv来评价群桶效应对多桶结构竖向承载性能的影响。ηv指多桶结构中基桶平均竖向极限承载力与对应的单桶竖向极限承载力之比。

(1)

根据多桶结构的受力特点，影响竖向静承载力调整系数ηv的参数包括土类、桶体长径比L/D、桶距桶径比S/D、桶数n等，本文采用单因素分析方法对影响参数进行逐一分析。

2.2 长径比L/D的影响

根据方案1，分别得到粗砂和细砂下四桶结构不同长径比的沉降曲线，如图8和图9所示。可见随着L/D增加，四桶结构极限承载力增大，这是因为L/D越大使得桶体侧摩阻力越大，基桶极限承载力增大。得到ηv与L/D关系曲线，如图10所示，可知随着L/D增加相应ηv减小。这是因为随着长径比增加相邻桶体间的相连区域增大，桶体间相互作用增强。此外，相同条件下细砂地基的多桶结构ηv值略大。

图8 粗砂情况不同L/D沉降曲线

图9 细砂情况不同L/D沉降曲线

图10 ηv与L/D关系曲线

2.3 桶距桶径比S/D的影响

根据方案2得到土体为粗砂和细砂时不同桶距桶径比的四桶结构沉降曲线，如图11和图12所示。可见随着S/D的增加，多桶结构极限承载力增大。这是由于桶距增加，桶体间的相互作用减小。另外从图13可见，随着S/D增加ηv也相应增大，且同条件下粗砂基础的ηv略大于细砂。

图11 粗砂情况不同S/D沉降曲线

图12 细砂情况不同S/D沉降曲线

图13 ηv与S/D关系曲线

2.4 桶数n的影响

图14、图15所示分别为根据计算方案3，细砂和粗砂土质下桶数为1、2、4、9时基桶的沉降曲线，可见不同桶数下基桶沉降曲线仍呈缓变型，且随着桶数增加基桶平均极限承载力减小。由图16可见随着桶数增加竖向静承载力调整系数ηv减小，这说明桶体间相互作用增强了。

图14 粗砂情况不同桶数n沉降曲线

图15 细砂情况不同桶数n沉降曲线

图16 ηv与n关系曲线

3 结 论

根据多桶组合结构特点,利用ABAQUS对多桶基础结构进行数值分析,采用位移控制法探讨了竖向荷载单向作用下的多桶基础承载力特性,计算与分析表明：

(1)多桶结构的基础破坏形式与单桶相似，即在桶底形成勺形破坏区，并且相邻桶体间的勺形破坏区域相连。多桶结构竖向承载力并不等于单桶承载力之和，桶体间存在着不可忽略的相互作用。

(2)随着长径比L/D增加，多桶结构竖向极限承载力增大，且竖向静承载力调整系数ηv相应减小。

(3)多桶结构极限承载力随着桶距桶径比S/D的增加而增大，ηv也相应增大，且相同条件下粗砂ηv略大于细砂。

(4)随着桶数n增加，多桶结构基桶平均竖向极限承载力减小，且竖向静承载力调整系数ηv随着桶数增加而减小。

以上结果表明，多桶结构间存在着相互作用，多桶结构竖向承载力受到桶基形式和布置影响，同时也与土类相关，群桶效应应该在设计中予以考虑。本文得到的以上结论仅局限于有限元分析，相关结论还有待验证。

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