饱和砂土中吸力式沉箱基础的极限承载力计算方法

邱 月，黎 冰，吴 迪,王钰轲, 刘 勇

(1.河海大学 岩土力学与堤坝工程教育部重点实验室，江苏 南京210098;2.河海大学 江苏省岩土工程技术工程研究中心，江苏 南京210098;3.东南大学 土木工程学院，江苏 南京 210096;4.芜湖县供电有限责任公司，安徽 芜湖241100)



饱和砂土中吸力式沉箱基础的极限承载力计算方法

邱 月1,2，黎 冰3，吴 迪1,2,王钰轲1,2, 刘 勇4

(1.河海大学 岩土力学与堤坝工程教育部重点实验室，江苏 南京210098;2.河海大学 江苏省岩土工程技术工程研究中心，江苏 南京210098;3.东南大学 土木工程学院，江苏 南京 210096;4.芜湖县供电有限责任公司，安徽 芜湖241100)

为了确定砂土地基中倾斜荷载作用下吸力式沉箱基础的极限抗拔承载力，利用极限包络线方法对其进行分析。基于25组模型试验得到水平、竖向以及倾斜荷载作用下吸力式沉箱基础的极限承载力，结合假定得到的水平、竖向极限承载力系数，回归分析得出:水平和竖向极限承载力系数与荷载作用点位置Z/L服从幂函数关系；随着荷载作用点位置的逐渐增大，水平承载力系数呈现出先增大后减小的趋势，竖向承载力系数逐渐增大；归一化竖向极限承载力与归一化水平极限承载力之间服从二次抛物线关系，通过求平方根的形式即可得到倾斜荷载作用下沉箱基础的极限抗拔承载力。

吸力式沉箱基础；饱和砂土；极限承载力；荷载作用点；荷载作用角度

吸力式沉箱基础是一种底端开口，顶部封闭的大直径薄壁圆筒结构，同时在其顶部设有连接抽气系统的圆孔。作为海洋平台的基础部分，要保证沉箱能够“站得稳”的关键就在于吸力式沉箱的抗拔性能，即在受到风、波浪等外力作用下仍然能够正常工作。Iskander等[2]通过模型试验研究了竖向荷载作用下砂土和黏土地基中吸力式沉箱基础的沉贯和拉拔特性。Allersma等[3]通过离心机试验研究了3种长径比、5种荷载作用点位置以及4种荷载作用角度对砂土中吸力式沉箱基础的抗拔承载力影响。Bang等[4-5]基于“渐变内摩擦角”的概念提出了水平荷载和倾斜荷载作用下吸力式沉箱基础的抗拔承载力计算方法，然而该方法需要考虑的计算模式较多，较为复杂。施晓春等[6-11]众多学者也基于一定的假定，提出了沉箱基础的水平极限承载力计算方法，但是由于假定与实际压力分布情况的差异使得计算方法的适用性受到一定的限制。黎冰等[12]基于上述研究存在的不足提出了荷载作用点位于沉箱顶部时水平荷载作用下吸力式沉箱基础的极限承载力计算方法，然而该研究中仅仅考虑了荷载作用点位于沉箱顶部的情况。另外，也有学者利用有限元方法对吸力式沉箱基础的承载特性进行了研究[13-14]。然而，目前很少有砂土地基中吸力式沉箱基础在倾斜荷载作用下的极限抗拔承载力计算方法。本文利用极限荷载包络线图提出了倾斜荷载作用下吸力式沉箱基础的极限抗拔承载力计算方法。

1 模型试验

本试验有5种不同荷载作用点及5种不同荷载作用角度共25种工况，如表1所示。试验中采用的吸力式沉箱基础模型均采用不锈钢材料制作而成，沉箱的外径D为101mm，沉箱长度L为606 mm，如图1所示。

表1 试验工况汇总表

注：Z-荷载作用点与沉箱顶端的距离；ω-荷载作用角度。

本文采用的模型槽利用砖块砌成，其尺寸为6 m×1 m×1.3 m。地基土通过利用干砂分层填筑进水饱和制备而成，其中砂土的有效内摩擦角φ' 为36.8°，干密度ρd为1.44 kg·m-3，浮重度γ' 为8.9 kN·m-3。每种工况都需要测量记录荷载及该级荷载下沉箱模型顶点的水平位移、竖向位移和转动角度。试验整体示意图如图2所示。

试验利用自制的位移测量装置记录沉箱顶点在不同加载阶段的位置变化，通过进一步计算即可得到不同加载阶段沉箱顶部的竖向和水平位移。沉箱的倾角通过深圳市瑞芬科技公司生产的LCA36-30型数字双轴倾角传感器测得，测量范围为±30°，测量精度为0.2°。

模型试验具体试验过程如下：制备饱和砂土地基；贯入沉箱基础模型[15]；安装位移测量装置和倾角传感器；逐级加载并记录位移和转动角度。

2 吸力式沉箱基础极限抗拔承载力计算

由于目前对吸力式沉箱基础的极限抗拔承载力的确定并没有统一的标准，故本文取以下三种标准对应荷载的最小值作为沉箱基础模型的极限抗拔承载力：一是吸力式沉箱基础被拔出的前一级荷载；二是作用点位移达到沉箱直径20% 时对应的荷载；三是 荷载与作用点位移关系曲线呈线性时的对应荷载。

图3列出了不同工况下吸力式沉箱基础的荷载-荷载作用点位移关系曲线。图中黑色箭头表示按照上述标准得到的吸力式沉箱基础的极限承载力取值。当荷载作用角度为0°时，不同作用点下沉箱的极限承载力取值分别为：539、1 529、2 472、2 870、1 411 N；当荷载作用角度为15°时，不同作用点下的沉箱的极限承载力取值分别为：392、1 372、1 630、1 960、1 235 N；当荷载作用角度为30°时，不同作用点下的沉箱的极限承载力取值分别为：412、686、942、1080、940 N；当荷载作用角度为60°时，不同作用点下的沉箱的极限承载力取值分别为：314、361、392、413、470 N 。

2.1水平荷载作用下吸力式沉箱基础的极限抗拔承载力计算方法

为了研究水平荷载作用下吸力式沉箱基础的抗拔承载力与荷载作用点的量化关系，假定试验过程中地基土为完全排水状态，沉箱基础的极限水平承载力是荷载作用点的函数，即：HZ=f(Z/L)。

吸力式沉箱基础的水平极限抗拔承载力主要由沉箱侧壁的被动土压力以及沉箱底部摩擦力等组成。由于不同工况下吸力式沉箱基础侧壁及底部受到的应力差异较大，难以做出统一假定。这里假定吸力式沉箱基础在不同荷载作用点下的水平抗拔承载力表示为如下形式：

(1)

表2 水平极限抗拔承载力系数Nhz

为了考虑荷载作用点Z/L对水平极限抗拔承载力系数Nhz的影响，图4给出了不同荷载作用点位置下Nhz的回归曲线。

图4中，水平极限抗拔承载力系数Nhz和荷载作用点位置Z/L的关系如下：

(2)

2.2竖向荷载作用下吸力式沉箱基础的极限抗拔承载力计算方法

Steensen-Bach[16]及Deng等[17]基于试验和有限元方法提出的竖向上拔荷载下地基土的三种可能破坏模式(滑动破坏、端部阻力破坏、反向承载力破坏)受到广大学者的认可。然而，这三种地基破坏模式是针对黏土地基提出，并不完全适用于砂土地基。在砂土地基中，吸力式沉箱基础的破坏模式与其贯入方式、排水条件以及荷载施加速度等均有关系，可将其分为吸力式沉箱基础直接被拔出、沉箱基础及其中土塞一起被拔出两种情况。

为了研究竖向荷载作用下吸力式沉箱基础的极限抗拔承载力与荷载作用点以及长径比的量化关系，在不考虑沉箱基础具体受力特性的同时，假定沉箱基础的竖向极限抗拔承载力也是荷载作用点的函数，即：VZ= f (Z/L )。

假定吸力式沉箱基础在不同荷载作用点下的竖向极限抗拔承载力表示为如下形式：

(3)

表3 竖向极限抗拔承载力系数Nvz

为了考虑荷载作用点位置对吸力式沉箱基础竖向极限抗拔承载力Vz的影响，图5给出了吸力式沉箱基础的竖向极限承载力系数Nvz与荷载作用点的回归关系曲线。从图中可以发现，吸力式沉箱基础的竖向极限抗拔承载力系数Nvz和荷载作用点Z/L服从如下幂函数关系：

Nvz=7.53(Z/L+0.5)0.08

(4)

结合表3及图5可以看出，当荷载作用点位置向沉箱底部移动时，水平极限抗拔承载力系数Nvz逐渐增大。竖向极限抗拔承载力系数Nvz由Z/L = 0时对应的6.83增至Z/L = 1时对应的8.30，增大了21.52%。

2.3倾斜荷载作用下吸力式沉箱基础的极限抗拔承载力计算方法

基于前两节研究，图6给出了吸力式沉箱基础在受到不同荷载作用点倾斜荷载作用时的的V-H包络线图。可以看出，尽管不同工况下的包络线具体方程有所差异，但均满足抛物线关系，因而可假定如公式(5)形式的包络线方程。

( 5 )

其中，V表示倾斜荷载作用下吸力式沉箱基础极限抗拔承载力的竖向分量；H表示倾斜荷载作用下吸力式沉箱基础极限抗拔承载力的水平分量；Vz表示荷载作用点位于沉箱高度Z处时对应的竖向极限承载力，可以通过公式(3)计算得到；Hz表示荷载作用点位于沉箱高度Z处的吸力式沉箱基础的水平极限抗拔承载力，可以通过公式(1)计算得到；无量纲系数α、 β与吸力式沉箱基础的荷载作用点位置Z/L 有关。

表4列出了吸力式沉箱基础在不同荷载作用点下包络线方程的无量纲系数α、β，其中 β=α+ 1。

表4 无量纲系数α&β 取值表

为了进一步研究荷载作用点位置Z/L与无量纲系数 之间的关系，通过对表4中数据点的回归分析，得到了以下幂函数关系：

(6)

3 结论

1)水平极限承载力系数与荷载作用点位置Z/L服从幂函数关系，随着荷载作用点位置的逐渐增大，水平承载力系数呈先增大后减小的趋势。

2)竖向极限承载力系数与荷载作用点位置Z/L服从幂函数关系，随着荷载作用点位置的逐渐增大，竖向承载力系数逐渐增大。

3)归一化竖向极限承载力与归一化水平极限承载力之间服从二次抛物线关系。通过求平方根的形式即可得到倾斜荷载作用下沉箱基础的极限抗拔承载力。

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(责任编辑王利君)

Ultimate bearing capacity of suction caisson in saturated sand

QIU Yue1,2, LI Bing3, WU Di1,2, WANG Yuke1,2, LIU Yong4

(1.Key Laboratory of Ministry of Education for Geomechanics and Embankment Engineering, Hohai University,Jiangsu Nanjing 210098, China;2.Jiangsu Research Center for Geotechnical Engineering Technology, Hohai University,Nanjing 210098, China;3.School of Civil Engineering, Southeast University, Jiangsu Nanjing 210096, China;4.Wuhu County Power Supply Limited Liability Company, Anhui Wuhu 241100, China)

To obtain the ultimate bearing capacity of suction caisson under inclined load in saturated sand, the interaction failure envelop was used to analyze the bearing behavior of suction caisson. Based on the 25 model tests in sand, the ultimate capacity of suction caisson under different loading conditions was summarized. The lateral capacity factor and the vertical capacity factor were assumed to analyze the influences of the loading position, loading inclination angle on the ultimate bearing capacity. It was found that there is a power function relationship between the normalized ultimate horizontal bearing capacity and the normalized ultimate vertical bearing capacity. Thus, the ultimate inclined bearing capacity can be obtained with the loading angle between the horizontal capacity and the vertical capacity.

suction caisson; saturated sand; ultimate bearing capacity; loading position; loading inclination angle

2016-03-11

国家自然科学基金资助项目(51578145，50909020)；江苏省普通高校研究生科研创新计划项目(CXZZ13_0242)

邱月(1987- )，女，江苏滨海人，博士，从事海洋岩土工程方面的研究。

1673-9469(2016)02-0025-05

10.3969/j.issn.1673-9469.2016.02.006

TU473.2

A