组合桶形基础水平循环承载力模型试验

周松望，王建华

(1.中海油田服务股份有限公司物探事业部，天津 300451;2.天津大学水利工程仿真与安全国家重点实验室，天津 300372;3.天津大学岩土工程研究所，天津 300072)

组合桶形基础是浅水海洋平台一种重要的基础，由于其造价低、可移动，很适合在软土海床中使用，特别是在浅水边际油田的开发中，更能发挥其可移动的特点。由于海洋平台会承受来自风浪、冰等循环荷载的作用。因此评价循环荷载作用下软土中桶形基础的承载力是海洋平台桶形基础设计的一项重要内容。

可以用来评价循环荷载作用下桶形基础承载力(以下称为循环承载力)的方法:1)拟静力弹塑性有限元分析法［1-4］。该方法通过定义土单元的循环强度，将循环荷载对土体的作用等效为土体静强度的改变。进而依据土动力试验建立的循环强度随平均应力变化关系，依据土单元的平均应力确定相应的循环强度，最终借助弹塑性有限元分析确定静荷载与循环荷载共同作用下桶形基础基础的循环承载力。2)拟静力二维极限平衡法［5-8］。利用此方法分析桶形基础的循环承载力，需要将三维问题转换成二维问题，这种方法不能很好反应地基土与基础之间的相互作用。3)依据增量弹塑性理论建立描述循环荷载作用下软土特性的增量弹塑性本构关系，借助增量弹塑性有限元方法确定桶形基础的循环承载力［9-10］。这种方法的特点是能够跟踪循环应力路径，较直观描述地基的循环破坏过程。但是，由于波浪引起的循环荷载次数成百上千，采用这种方法不但计算量巨大，还可能会由于计算误差的积累导致计算结果不收敛。无论利用哪种方法评价基础的循环承载力，其结果的合理性一般均需要经过物理模型试验进行验证。

进行软土中组合桶形基础在循环荷载作用下的承载力模型试验，首先需要制备模型试验软土层，而制备土层周期较长。进行模拟海洋环境循环荷载的模型试验还必须具备能够长时间工作的低频循环加载装置，这也给进行此类模型试验带来又一个困难。由于一次制备的模型试验土层需要反复使用，怎样保证每一次模型试验时土层有相近的条件，也是模型试验中遇到的另一个问题。鉴于这些原因，关于海洋软土中组合桶形基础循环承载力的模型试验少有报道。

依据以上分析，利用真空预压方法制备了一个大尺寸模型试验软土池，采用电气伺服低频循环加载装置，进行了软土中四桶组合基础在水平循环荷载作用下的承载力模型试验。文中目的在于通过模型试验对竖向静荷载与水平循环荷载共同作用下软土中桶形基础的破坏模式与承载力的基本变化有一个定性认识，也为评价软土中桶形基础循环承载力方法的合理性提供可供验证的模型试验数据。

1 模型试验简介

1.1 模型试验土池与试验模型

模型试验土池长与宽各1.8 m，高2.1 m，土池四周采用钢板支撑，见图1。土池内放置一个密封膜袋。在膜袋底部铺设26 cm厚的粗砂反滤层，反滤层中间埋设与外部真空排水系统相接的排水管网共同组成真空预压室。采用天津渤海湾淤泥质粘土制备试验土层。制备时，先将土配制成含水量为80%～86%的泥浆，然后分层放入土池膜袋内，直至土池中泥浆深度接近1.8 m。在泥浆的上下表面铺设土工布以提高预压固结效果。预压过程中，土层顶部的预压荷载维持在50 kPa左右，经过大约60天预压后，预压后土层厚1.5 m，土层的平均含水量为62%左右，在土层不同部位取土测试不排水强度，其变化范围在6.0～8.0 kPa。图2是预压后土层的情况。每次模型试验前，再次通过试验测定土层的含水量以及强度。由于不同部位的土性指标有一定差异，表1是模型试验土层的平均物理力学指标。

图1 模型试验土池Fig.1 Model test tank

图2 真空预压后的试验土层Fig.2 Testing soil after vacuum preloading

表1 模型试验土层的基本参数Tab.1 The principal parameters of testing soil

试验模型为钢制圆桶，桶径0.16 m，壁厚0.008 m，桶高0.24 m，高径比1.5。在桶顶部设置一个与真空贯入设备相连的抽气阀，用0.33 m×0.33 m、厚0.01 m的钢制平板将四个单桶焊接在一起形成组合桶形基础，桶间距为2倍桶径。在连接钢板中心处设置一个与水平循环加载装置连接的竖向滑道机构。使用这一机构进行循环加载试验时，既可以使基础产生循环累积沉降，又可以保证水平循环加载试验过程中循环加载装置不发生锁死。在滑道顶端又设置了0.4 m×0.4 m的加载平台，用以给基础施加模拟竖向荷载的重力，四桶组合基础试验模型见图3。

1.2 循环加载方案及测量装置

海洋环境中，平台会受到来自不同方向波浪导致的水平循环荷载作用，不同方向的水平荷载，组合桶形基础中的各单桶会存在不同的受力状况。对于四桶组合基础，一般会有三种典型的受力工况。一是荷载作用方向平行于相邻两桶连线方向，此时水平循环荷载作用下每个单桶会反复出现向下压缩与向上拔出的两种不同受力状态，见图4;二是荷载作用方向沿相对两桶的连线方向，不同对角线位置的单桶基础存在不同的受力状态;三是介于上述两种情况之间，此时每个单桶的受力更为复杂。文中模拟第一种工况进行模型试验。

图3 四桶组合基础试验模型Fig.3 Four-bucket foundation testing model

图4 循环加载方向Fig.4 The direction of cyclic load

使用电气伺服超低频循环加载装置，在载荷控制条件下进行模型试验。试验时给基础施加的循环荷载为0.1 Hz的正弦循环荷载。图5给出了模型试验测量传感器的布置。测力传感器一端与循环加载汽缸活塞杆连接，另一端与可以在滑道内竖向自由滑动的连杆连接，借此实现在对基础施加水平循环荷载的同时，还允许基础产生竖向沉降。在滑道侧壁处安装两个LVDT位移传感器，用于测量沿组合桶形基础竖向中心线上两点的水平位移，并借此确定基础桶顶平面中心处的水平位移;在与加载方向平行的同一侧两个桶的顶部各安装一个百分表，两百分表中心距离0.33 m，用以监测水平循环荷载作用下基础的转角与竖向沉降。在加载平台上通过重物施加试验所需的竖向荷载。

图5 测量传感器的布置Fig.5 The layout of measuring sensors

1.3 模型试验步骤

已有分析表明［12］，基础的循环承载力取决于循环荷载作用前基础所受到的平均荷载(即静荷载)。为此选择不同的竖向荷载分别进行组合桶形基础水平循环承载力模型试验，试验过程如下:

1)利用负压沉贯方法将桶沉入软土层中，为恢复沉贯过程对土层扰动的影响，基础沉入后静置三天再进行模型试验。

2)为进行循环承载力试验，先采用单调分级加荷试验方法确定基础的竖直与水平静承载力Vf与Hf，结果为 Vf=3.136 kN，Hf=1.47 kN。

3)施加循环荷载前，参考竖直静承载力Vf，给基础施加竖向静荷载Va，即平均荷载，并记录相应的竖向沉降。

4)当竖向静荷载作用下的竖向位移稳定后，参考水平静承载力Hf，在距捅顶21.5 cm位置处给基础施加水平循环荷载Hcy，直到桶顶面中心处的水平循环位移达到破坏标准为止。试验过程中，利用计算机A/D转换技术记录水平循环荷载、水平位移以及循环次数。同时用两个百分表记录基础的竖向沉降，见图5。

5)每次试验后，利用正压将桶拔出土层，然后对试验处的土层进行平整并静置恢复4天后再进行下一次试验。两次试验间隔时间为7-10天。

表2给出了模型试验的具体安排及试验结果。

表2 模型试验安排及试验结果Tab.2 Model testing arrangement and test results

2 试验结果分析

2.1 四桶组合基础的变形与破坏

图6(a)给出了试验得到的水平循环位移随荷载循环次数的变化关系;图6(b)是基础竖向沉降随荷载循环次数的变化关系。这些试验结果表明，循环荷载作用下，四桶组合基础的变形取决于竖向静荷载与水平循环荷载的大小。当竖向静荷载较小时，基础在水平循环荷载作用下，主要是以绕中心线下一中心转动为主，水平方向循环变形随循环次数逐渐增大，此时基础的没有明显的竖向沉降，特别是当竖向静荷载为零时，几乎没有竖向沉降;当竖向静荷载增大后，在水平循环荷载作用下，基础水平方向的循环变形随循环次数增加仍呈现逐渐增大的变化趋势，但是此时基础将产生明显的竖向沉降。如表2中试验4的竖向静荷载达到0.665倍的竖向承载力时，尽管基础受到的水平循环荷载小于试验3的水平循环荷载，但是基础的竖向沉降明显大于试验3的基础竖向沉降，此时基础将由于过量的竖向沉降而破坏。因此，组合桶形基础在竖向静荷载与水平循环荷载共同作用下，既可能由于水平循环位移过大而失效，也可能由于过量竖向沉降而失效。

图6 水平循环位移和竖向沉降随荷载循环次数的变化关系Fig.6 Lateral cyclic displacement and axial settlement with cyclic numbers

2.2 土体应力状态定性分析

竖向静荷载与水平循环荷载共同作用下，四桶组合基础周围土体以及桶间土体所经历的应力状态与单桶基础周围土体的应力变化不同。根据对模型试验过程的观察，对位于基础周围土体以及桶间土体所经历的应力状态做一定性分析，以便于理解水平循环荷载作用下四桶组合基础的破坏机理。

对于四桶组合基础中各单桶桶内土体，水平循环荷载作用下，土体感受两个方向的水平循环荷载作用基本是相同的，此时土体单元的八面体平均剪应力就等于竖向静荷载引起的八面体剪应力，这部分土体在对称循环荷载作用后会明显弱化。对于各桶之间的土体，由于存在相互作用，使桶间土体的应力场有相互叠加的作用，并最终表现为土体抗力的降低。试验中可以观察到桶间土体明显向上隆起。对于四桶组合基础范围以外的土体，特别是沿循环荷载方向与桶接触的土体，当桶受到一个方向的水平荷载作用时，此时位于基础被动侧的土体感受由于这一荷载引起的应力要大于主动侧土体感受这一荷载而引起的应力。因此，在水平对称循环荷载作用下，基础范围以外的土体，其八面体平均剪应力要大于静荷载引起的八面体剪应力，从而导致沿水平加载方向两边土体循环累积变形随荷载循环次数逐渐增加。

2.3 循环承载力

依据以上分析，组合桶形基础在竖向静荷载与水平循环荷载共同作用下，既可能由于过大的水平循环位移而破坏，也可能由于过量竖向沉降而破坏。为此，若水平循环位移首先达到破坏标准，则按水平循环位移确定循环破坏次数;若竖向沉降首先达到破坏标准，则按竖向沉降确定循环破坏次数。参考已有研究［3，13］，对于竖向沉降破坏标准，取为竖向沉降达到5%的组合桶形基础的等效宽度(即四桶围成的面积宽度);对于水平循环位移破坏标准，按桶顶平面内中心处水平位移达到2%的桶径确定循环破坏次数。据此由图5与图6确定循环破坏次数，结果见表2中的Nf，相应的循环承载力定义为此时基础受到的水平循环荷载。表2中结果表明，对于文中设定的四种不同模型试验条件，四桶组合基础循环承载力小于水平静承载力，且最低减小30%左右。表2中结果还表明，循环承载力的大小取决于水平循环荷载与竖向静荷载。一定竖向静荷载作用下，循环荷载越大，循环破坏次数也就越少。另一方面，竖向静荷载越大，与同一循环破坏次数对应的循环荷载就越小，并且在水平循环荷载作用下，会因为较大的竖向静荷载而使基础竖向沉降加速，从而降低了循环承载力。因此，软土中组合桶形基础在水平循环荷载作用下的竖向沉降是导致基础失效的一个重要原因。

3 结语

利用真空预压方法，在一个大型土池中预制了模型试验软粘土层，进而进行了竖向静荷载与水平循环荷载共同作用下四桶组合桶形基础的承载力模型试验，研究了竖向静荷载与水平循环荷载对组合桶形基础的破坏模式以及承载力的影响。结果表明，组合桶形基础的变形包括水平循环变形与竖向循环累积沉降。当竖向静荷载较小时，基础水平循环变形随荷载循环次数增加而增加，此时竖向沉降随荷载循环次数的增加小于水平循环变形的增加，过量的水平循环变形是导致基础破坏的主要原因。随竖向静荷载增大，竖向累积沉降随荷载循环次数增加将逐渐大于水平循环位移的增加，一旦竖向循环累积沉降先于水平循环位移达到破坏标准时，基础将由于过量的竖向循环累积沉降而失效。

针对文中设定的四种不同模型试验条件，四桶组合基础循环承载力最小为水平静承载力的70%左右。且循环承载力的大小取决于水平循环荷载与竖向静荷载。一定竖向静荷载作用下，循环荷载越大，循环破坏次数也就越少。竖向静荷载越大，同一循环破坏次数对应的循环荷载就越小。实际工程中，软土中组合桶形基础在水平循环荷载作用下的竖向沉降将是导致基础失效的一个重要原因。

［1］ Wang Jian-hua，Liu Yuanfeng，Xing Yan，et al.Estimation of undrained bearing capacity for offshore soft foundation with cyclic loads［J］.China Ocean Engineering，1998，12(5):213-222.

［2］ Wang Jian-hua，Li Chi，Kathryn Moran.Cyclic undrained behavior of soft clays and cyclic bearing capacity of a single bucket foundation［C］//Proceeding of the Fifteenth International Offshore and Polar Engineering Conference.2005:392-399.

［3］ 王建华，杨海明.软土中桶形基础水平循环承载力的模型试验［J］.岩土力学，2008，29(10):2606-2612.(WANG Jian-hua，YANG Hai-ming.Model tests on horizontal cyclic bearing capacity of bucket foundations in soft clays［J］.Rock and Soil Mechanics，2008，29(10):2606-2612.(in Chinese))

［4］ Jianhua Wang，Yang Yang，Jinglei Liu.Model tests and analysis method on cyclic bearing capacity of suction caissons with the taut mooring system in soft clays［C］//Proc.21st Int.Offshore and Polar Engrg.Conf..2011:478-484.

［5］ Andersen K H，Lauritzsen R.Bearing capacity for foundations with cyclic loading［J］.ASCE，Journal of Geotechnical Engineering，1988，114(5):540-555.

［6］ Andersen K H，Dyvik R.Model tests of gravity platform II:Interpretation［J］.ASCE，Journal of Geotechnical Engineering，1989，115(11):1550-1568.

［7］ Andersen K H，Jostad H P.Foundation design of skirted foundations and anchors in clay［C］//Offshore Technology Conference.1999:No.10824.

［8］ Andersen K H.Bearing capacity under cyclic loading-offshore，along the coast，and on land［J］.Canada Geotechnical Journal，2009，46(3):513-535.

［9］ Prevost J H.Offshore gravity structures analysis［J］.Journal of Geotechnical Engineering，ASCE，1981，107(2):143-165.

［10］王建华，要明伦.软粘土不排水循环特性的弹塑性模拟［J］.岩土工程学报，1996，18(3):11-18.(WANG Jian-hua，YAO Ming-lun.Elastoplastic simulation of the cyclic undrained behaviour of soft clays［J］.Chinese Journal of Geotechnical Engineering，1996，18(3):11-18.(in Chinese))

［11］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，2002.(LIU Zhen-wen.Study on the stability of bucket foundation on soft clay［D］.Tianjin:Tianjin University，2002.(in Chinese))

［12］李 驰.软土地基桶形基础循环承载力研究［D］.天津:天津大学，2006.(LI Chi.Study on cyclic capacity of bucket foundation on soft clay［D］.Tianjin:Tianjin University，2002.(in Chinese))

［13］ Clukey E C，Templeton J S，Randolph M F.Suction caisson response under sustained loop current load［C］//Offshore Technology Conference.2004:No.16843.