扭剪荷载作用下桶形基础与土相互作用机理模型试验

武 科，马明月，范庆来，陈 榕，郝冬雪

(1.山东大学岩土与结构工程研究中心，山东 济南 250061;2.中国矿业大学深部岩土力学与地下工程国家重点实验室，江苏 徐州 221008;3.山东科技大学土木建筑学院，山东 青岛 266510;4.鲁东大学 土木工程学院，山东 烟台 264025;5.东北电力大学建筑工程学院，吉林 吉林 132012)

在吸力式桶形基础发展期间，挪威土工研究所做了大量的研究工作.1985年在北海格尔范克斯油田超过220 m水深的区域做了大量沉入试验.试验结构由2个高为23 m、直径为6.5 m的钢桶组成，分别在黏性土和砂土中沉入22 m，记录了大量关于土体摩擦力、土压力和孔隙水压力的数据.

K.H.Andersen 等［1］进行了针对软黏土中张力腿锚基础的野外场地试验.H.G.B.Allersma等［2－3］开展了循环载荷和长期垂向载荷作用下吸力锚的离心机模拟，研究在黏土和砂土中吸力桩的垂向承载力.B.W.Byrne等［4－5］对砂土中吸力式沉箱在循环作用下的响应进行了分析，根据试验结果得到了对载荷位移关系较深入的理解，在此基础上提出了简单的理论和数值模型;与此同时，还利用离心机模拟了竖向动荷载作用下黏土中吸力式桶形基础的水平荷载与力矩荷载耦合作用.

目前我国针对吸力式桶形基础与土相互作用机理的模型试验研究工作进行得较少.鲁晓兵等［6］针对吸力式桶形基础水平动荷载作用下的承载力问题，进行了模型试验研究.施晓春等［7］利用模型试验探讨了吸力式桶形基础的水平、竖向承载力特性.刘振纹等［8］针对竖向循环荷载作用下软土地基桶形基础的承载性能进行了模型试验.张宇等［9］利用模型试验和数值计算分析，研究了竖向荷载作用下桶形基础与土相互作用机理.

虽然针对桶形基础水平、竖向承载性能已开展大量的研究，但是利用模型试验和数值计算方法进行对比分析，以此确定扭剪荷载作用下桶形基础地基破坏模式的研究相对较少.为此，本研究通过室内小型模型试验，探讨不同长径比桶形基础在扭剪荷载加载过程中，桶体内外壁土压力变化规律，以此评判地基稳定性，进而与数值计算结果进行比较，确定扭剪荷载作用下桶形基础地基破坏机理.

1 模型试验

利用真空抽吸法饱和黏土制样技术，制备饱和黏土.制成饱和黏土样后，采用烘干法测定重塑土样不同位置处的平均含水率.土层上、中、下部含水率分别为 29.0%，28.9% 和 28.8%，土样容重达到19.52 ～19.59 kN·m－3，试样的基本物理性质指标:密度为1.95 g·cm－3，土粒相对密度为 2.67，含水率为29.0%，饱和度大于98%，液、塑限分别为36%，18%，塑性指数为18［10］.试验设备为自行研制的小型模型试验装置，其结构如图1所示.

图1 模型试验设备

图1中模型槽尺寸为800 mm×800 mm×800 mm，4个桶形基础结构直径为200 mm，壁厚为5 mm，桶高分别为100，200，300 和400 mm.该设备能够模拟在水平荷载、竖向荷载、扭剪荷载单独作用和共同作用下的桶形基础结构与土相互作用机理.通过电伺服加载系统，在桶形基础顶部施加水平荷载、竖向荷载、扭剪荷载，其施加荷载大小由液压控制系统操控.

首先，模型槽中填充预置的饱和黏土，并压实;其次，将桶形基础模型放置于模型槽中，让其在自重应力作用下沉降稳定后，将桶形基础模型桶压入饱和黏土中;再次，通过电脑控制液压加载系统，在桶轴线顶部逐级加载旋转荷载，每次加载后，待桶体旋转角度完全稳定后记录数据;最后，当被测点位移超过10 mm或者模型整体失稳时终止试验.

2 数值分析与方法

针对海洋底部的软土特性，采用Mohr-Coulomb弹塑性本构模型;对于桶形基础桶体结构，采用线弹性本构模型.针对桶形基础的桶壁与周围土体接触计算，采用ABAQUS中的主动－被动面接触算法，选取刚度大的桶体表面作为主动面，土体表面作为被动面，界面滑动摩擦系数μ取为0.5(相当于外摩擦角=26.6°)［11］.根据桶形基础受力特性，整个模型采用三维8节点实体单元，在算例分析中，桶体直径D=4.0 m，长径比 L/D=0.5，1.0，1.5，2.0，同时土体的计算范围在横向与竖向分别取为5D与5L，如图2所示.计算分析过程中，采用位移控制方法在桶体顶部施加水平位移，以此得到基础的荷载-位移之间关系.

图2 有限元计算模型

3 试验结果与数值计算对比分析

3.1 扭剪极限承载力分析

图3为不同长径比的桶形基础在模型试验与数值计算中所得到的扭剪荷载与转角之间的关系曲线.

由图3可知:模型试验中，随着所施加的扭剪荷载量的增大，桶形基础旋转角度不断增加，两者关系曲线近似直线变化;荷载量急剧变化，旋转角度增幅迟缓;当扭剪荷载达到某一值时，荷载量增加缓慢，旋转角度急剧变化，两者关系曲线近似直线变化.数值计算中，随着所施加旋转角度的增大，桶形基础扭剪荷载曲线先呈现直线增加;当扭剪荷载达到某一值时，关系曲线随着旋转角度的增加而趋于稳定，即该值为数值计算所得到的桶形基础扭剪极限承载力.模型试验与数值计算的关系曲线变化趋势基本相似，但是模型试验关系曲线所得到的承载力比数值计算得到的承载力大，且随着长径比L/D增加，两者差距增大;长径比 L/D=0.5，1.0，1.5，2.0 时所对应的扭剪极限承载力分别为 54.36，94.42，133.58，174.14 N.

图3 扭剪荷载与转角关系曲线

3.2 土压力分析

图4，5分别为模型试验与数值计算所得到的L/D=1桶形基础桶体内、外壁土压力分布曲线.

图4 桶形基础桶体内壁土压力分布

图5 桶形基础桶体外壁土压力分布

由两个图可知:桶体内、外壁土压力分布均为对称形式，并且桶体内壁土压力大小由桶顶部向底部逐渐增大，桶体外壁土压力基本相同;桶体内壁不同部位土压力变化趋势基本相似，这是由于土体被桶体包围在桶内，随着桶体所受扭剪荷载作用，底部土体与基础相连抗拒扭剪荷载能力强，因此土压力相对顶部显著;桶体外壁不同部位土压力变化趋势是一致的，这是由于桶体外壁与基础周围软黏土在扭剪荷载作用下产生剪切破坏，从顶部到底部基本一致，因此其大小基本相同，破坏形式基本一致.

图6为数值计算所得到的应力分布图.由图6可知:桶形基础在扭剪荷载作用下，基础软黏土所受应力基本呈轴对称分布;桶形基础内、外壁两侧土体所受扭剪荷载作用产生剪切应力，并随着距桶轴线的距离的增大而减小.

图6 数值计算所得地基软黏土应力分布

3.3 地基破坏机理分析

图7，8分别为模型试验与数值计算所得到的L/D=1.0桶形基础在扭剪荷载作用下地基破坏模式.

图7 模型试验所得到的地基破坏模式

由2个图可知:模型试验中，桶形基础在扭剪荷载作用下产生剪切变形，桶体外壁与软黏土产生剪切旋转，且顶部有裂缝产生.与土压力分析进行比较，桶体内、外壁土压力随着旋转角度的增大而增加;数值分析中，在扭剪荷载作用下，桶形基础底部与软黏土接触部分形成显著的圆环塑性区，而在桶形基础外壁两侧土体圆环剪切破坏区域，且随着距旋转中心的增加而减小;对比论证中，桶形基础在扭剪荷载作用下，地基底部形成圆环剪切破坏，桶体周围以桶轴线为中心，产生旋转剪切变形，逐渐向周围扩散.

图8 数值计算所得到的地基破坏模式

4 结论

1)随着所施加的扭剪荷载量的增大，桶形基础旋转角度不断增加，两者近似直线变化;荷载量急剧变化，旋转角度增幅迟缓;当扭剪荷载达到某一值时，荷载量增加缓慢，旋转角度急剧变化，两者近似直线变化.与此同时，模型试验关系曲线与数值计算关系曲线的变化趋势基本相似，但是模型试验关系曲线所得到的承载力值比数值计算得到的大，且随着长径比的增加，两者差距增大.

2)桶体内、外壁土压力分布均为对称形式，并且由桶顶部向底部桶体内壁土压力逐渐增大，桶体外壁土压力基本相同.

3)桶形基础在扭剪荷载作用下，地基底部形成圆环剪切破坏，桶体周围以桶轴线为中心，产生旋转剪切变形，逐渐向周围扩散.

References)

［1］Andersen K H，Dyvik R，Schroder K，et al.Field tests of anchors in clay，II:predictions and interpretation［J］.Journal of Geotechnical Engineering，ASCE，1993，119(10):1532－1549.

［2］Allersma H G B，Kierstein A A，Maes D.Centrifuge modelling on suction piles under cyclic and long term vertical loading［C］∥Proceedings of the Tenth International Offshore and Polar Engineering Conference.Seattle，USA:the International Society of Offshore and Polar Engineers，2000:334 －341.

［3］Allersma H G B，Brinkgreve R B J，Simon T.Centrifuge and numerical modelling of horizontally loaded suction piles［J］.International Journal of Offshore and Polar Engineering，2000，10(3):223－235.

［4］Byrne B W，Houlsy G T.Experimental investigations of the cyclic response of suction caissons in sand［C］∥Offshore Technology Conference，2000:787 －795.

［5］Byrne B W，Houlsby G T.Experimental investigations of the response of suction caissons to transient combined loading［J］.Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering，2004，130(3):240－253.

［6］王 丽，鲁晓兵，时忠民.钙质砂地基中桶形基础水平动载响应实验研究［J］.工程力学，2010，27(2):193－203.Wang Li，Lu Xiaobing，Shi Zhongmin.Experimental study on bucket foundations'responses in calcareous sand under dynamic load［J］.Engineering Mechanics，2010，27(2):193 －203.(in Chinese)

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［8］刘振纹.软土地基上桶形基础的稳定性研究［D］.天津:天津大学建筑工程学院，2002.

［9］张 宇，王 梅，楼志刚.竖向荷载作用下桶形基础与土相互作用机理研究［J］.土木工程学报，2005，38(2):97－101.Zhang Yu，Wang Mei，Lou Zhigang.A study on the mechanism of interaction between bucket foundation and soil under vertical laodings［J］.China Civil Engineering Journal，2005，38(2):97 －101.(in Chinese)

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［11］Hibbit Karlsson， Sorensen Inc. ABAQUS Scripting User's Manual:Version 6.3［M］.Pawtucket:HKS，2002.