吸力桩基础承载性能模型试验及数值模拟研究*

刘 阳 李书兆 孙国栋 刘 润 尹 丰 周 雷 石 磊 王一伟 宋毅然

(1. 中海油研究总院有限责任公司 北京 100028； 2. 天津大学水利工程仿真与安全国家重点实验室 天津 300350；3. 海洋石油工程股份有限公司 天津 300461)

在深水油气资源的开发中，吸力桩基础是一种重要的基础形式[1]。吸力桩是顶部封闭、下端开口的钢筒结构，利用负压进行安装，无需大型打桩锤，海上施工简便。目前作为水下管汇、管汇终端、管道终端和水下脐带缆分配单元等水下生产结构物的基础形式被广泛采用。

吸力桩基础承载性能的研究可分为单向承载力研究与复合承载力研究。关于吸力桩基础的单向承载性能，已有的研究成果多针对长径比小于1的吸力桩基础。如Lian等[2]针对长径比小于1/3的吸力式基础提出了竖向、水平和抗倾承载力的计算方法。Gourvenec等[3]通过离心机试验获得了长径比为0.2的吸力式基础的荷载-位移曲线。朱斌[4-5]等在饱和粉土中开展了长径比为1的吸力桩基础水平与竖向承载力试验并基于试验结果提出了承载力计算公式。Zhu等[6]在粉质砂土中开展了长径比为0.5和0.72的吸力式基础抗倾覆承载性能，并根据实测数据推导了抗倾覆承载力的预测方法。Fu等[7]利用服从Tresca屈服准则的理想弹塑性本构模型和修正剑桥模型开展了长径比在0～1的吸力式基础的极限承载力分析，拟合得到了能够考虑长径比和土体抗剪切强度不均匀性的承载力计算公式。

在复合承载力研究方面，承载力包络面方法应用广泛[8-10]。Wang等[9]针对长径比小于1的吸力式基础提出了一种优化的H-M(H代表水平荷载，M代表弯矩荷载)承载力包络线，并建立了相应的代数方程。Fu等[10]利用有限元方法对V-H-M(V代表竖向荷载)荷载空间内长径比在0.5以下的新型吸力式沉箱基础的承载性能展开了研究，并提出了黏土地基中承载力的计算方法。刘润 等[11]开展了复合加载模式下饱和软黏土中长径比为0～0.3的吸力式基础承载力包络线研究，提出了V-H和V-M承载力包络线的表达式。范庆来 等[12]采用有限元方法获得了长径比为0.5的吸力式基础在V-H-T(T代表扭矩荷载)非共面荷载空间内的破坏包络面，并发现该包络面与常见的V-H-M荷载空间内的包络面特性明显不同。

综上所述，上述关于吸力式基础复合承载性能的研究成果多针对长径比小于1的海上风电宽浅式基础。然而，随着工程实践的不断发展，长径比大于1的吸力式基础的应用也逐渐从系泊平台以及多筒基础扩展至海上深水油气生产系统，并承担水平和竖向荷载的联合作用[13-14]。因此，本文以深水油气田水下生产系统的吸力桩基础为背景，通过研制V-H复合加载系统，对长径比大于1的吸力桩基础开展单向和复合承载性能试验研究，揭示吸力桩基础的单向和复合承载模式；然后，建立吸力桩基础承载力计算的有限元模型，利用试验结果对模型的可靠性进行验证，采用验证后的模型研究了吸力桩基础长径比、土体抗剪切强度不均匀性以及桩-土开脱等因素对吸力桩基础承载性能的影响。

1 吸力桩基础承载力模型试验研究

本次试验的目的是通过模型试验获取吸力桩基础的竖向、水平承载力曲线，以及V-H复合承载力包络线，研究吸力桩基础在单向荷载以及复合荷载作用下的承载性能。

1.1 试验设计

吸力桩基础模型的比尺为1∶20，采用不锈钢加工制作(图1)，模型相关参数见表1。试验土体采用近海黏土，制备后试验土体的物理力学参数和不排水抗剪强度如表2所示。吸力桩基础模型试验中，竖向、水平以及V-H复合承载力试验均分别设置2组相同的试验，即共设计6组工况(S1～S6)，以验证试验的可重复性及试验控制装置的稳定性。其中，S1、S2为竖向承载力试验，S3、S4为水平承载力试验，S5、S6为V-H复合承载力试验。

图1 吸力桩基础试验模型桩Fig .1 Pile model of suction pile foundation

表1 吸力桩基础参数Table 1 Parameters of suction pile foundation

表2 试验用土主要性质参数Table 2 Property parameters of test soil

1.2 加载装置与测试系统

吸力桩基础模型试验在2 m×2 m×2 m(长×宽×高)的试验槽中进行，试验采用伺服电机进行位移加载。为获得吸力桩基础的竖向和水平复合承载力包络线，设计了专用的联合加载架(图2)，并采用Swipe方法进行加载[15-16]。联合加载架由滑轨、滑块、水平向加载板、竖向加载板、固定杆和转动轴等部件组成；加载板用于连接各向伺服电机；固定杆能够锁死转动轴，保证竖向加载时的结构稳定性；滑轨和滑块能够确保竖向加载点固定的同时顺利施加水平位移荷载；转动轴则可消除水平加载时倾覆力矩的影响。

图2 吸力桩基础承载力模型试验加载装置

试验采用DH3820静态数据采集系统收集试验数据，利用拉线式位移传感器测量桩顶位移，三向力传感器同时测量竖向和水平荷载，倾角传感器获取加载过程中桩体的倾角，具体传感器布置见图3。

1.3 模型试验结果分析

为还原深水油气田水下生产系统中吸力桩基础的安装过程，试验前采用负压贯入的方法将模型桩沉放就位。沉放过程中的监测数据表明，最大负压在35～40 kPa，倾角在±0.4°以内，能够满足进一步的承载力试验需求。

1.3.1竖向承载性能

利用伺服加载电机对吸力桩基础施加竖向位移荷载，获得的竖向荷载-位移曲线如图4a所示(图中V表示竖向荷载，kN；w表示竖向位移，cm)，S1组试验后的土体状态如图4b所示。可以看出，两组试验的竖向荷载均随位移的增大而增长，但荷载值无明显拐点。竖向加载完成后，土体表面没有明显隆起，桩周土体还会形成垂直光滑的自立面，桩侧与周边土体发生明显的剪切滑动。

1.3.2水平承载性能

吸力桩基础在水平向加载过程中的荷载-位移曲线见图5a(图中H表示水平荷载，kN；u表示水平位移，cm)，试验后地基土的状态见图5b。可以看出，2组试验荷载-位移曲线在加载后期基本达到稳定状态，不再随位移的增加而增长，吸力桩基础达到了极限承载状态，此时水平承载力按平均值确定为3 kN；水平加载完成后，桩体发生倾斜，桩前土体有明显隆起现象，桩后则存在显著的张拉裂缝。这主要是由于土体强度较大，主动侧(主动土压力侧)桩-土受拉分离后，土体有较强的自立性，从而形成了明显的张拉裂缝。

图3 吸力桩基础承载力模型试验传感器布置

图4 吸力桩基础竖向承载力试验结果

图5 吸力桩基础水平承载力试验结果

1.3.3V-H复合承载性能

在V-H(竖向-横向)复合加载过程中，土体的变形状态如图6所示。可以看出，竖向加载完成后，地基土的状态与单独竖向荷载作用时基本一致，此时桩侧壁与周边土体接触良好；水平荷载施加完成后，能够明显观察到桩后土体与桩侧壁脱开，形成张拉裂缝，与水平荷载作用下地基土的破坏模式类似，但桩体前倾会嵌入竖向加载形成的光滑自立面。

图6 吸力桩基础V-H复合承载力试验土体状态

图7为S5、S6组试验得到的V-H复合承载力包络线。可以看出，试验得到的吸力桩基础V-H包络线形状与前人研究成果相近[15,17]，包络线形状基本为平滑的椭圆曲线，包络线与V轴和H轴基本垂直相交，交点分别与对应的竖向和水平承载力吻合。试验证明了Swipe加载法在模型试验中获得承载力包络线具有可行性。

图7 吸力桩基础V-H复合承载力试验结果

此外，从图4a、图5a及图7中的试验结果可以看出，S1、S2工况的竖向荷载位移曲线基本重合；S3、S4工况的水平承载力曲线末尾虽然差距稍大，但趋势基本一致；而S5、S6工况的复合承载力包络线也较为相近。说明加载设备具有较好的可靠性，因而试验也拥有较好的可重复性。

2 吸力桩基础承载性能有限元分析

为分析原型吸力桩基础的承载性能，利用数值方法对V-H荷载空间内的单向和复合承载力进行研究。

2.1 有限元模型的建立

采用不排水总应力分析方法，由于吸力桩基础和荷载的对称性，建立1/2模型(图8)对吸力桩基础的极限承载力进行研究。模型模拟的是吸力桩基础已经安装就位的工况，不考虑负压贯入过程。模型底部边界为z向位移约束，后侧边界为x、y向位移约束，中心面为对称边界。为避免边界效应对计算结果的影响，模型计算区域直径为10D，高度为5L。模型采用三维八节点杂交积分单元(C3D8H)进行单元网格划分；为了提高计算精度同时保证计算效率，对吸力桩基础附近的网格进行加密，最小网格尺寸约为0.01D。桩体采用弹塑性本构模型，土体采用理想弹塑性本构模型，服从Tresca屈服准则。

图8 原型吸力桩基础有限元模型

2.2 有限元模型计算结果可靠性验证

按模型试验中吸力桩基础尺寸建立数值模型，采用上述比例的边界尺寸和网格策略对模型试验进行模拟，并将有限元计算结果与模型试验结果进行对比，以验证有限元模型计算结果的可靠性。计算中，土体的变形模量为0.5 MPa，泊松比为0.36，其余参数取值与表2相同。通过有限元计算结果与试验结果的对比(图9)，可以看出有限元计算结果与模型试验结果吻合良好，表明所建立的有限元模型计算的可靠性能够得到保证。

NcV、NcH分别为模型吸力桩基础的竖向和水平承载力系数，NcV=V/(Asu0)，NcH=H/(Asu0)，无量纲；其中，A为吸力桩基础底面积，m2；su0为基底不排水抗剪强度，kPa；Vult、Hult分别为竖向和水平极限承载力，kN

2.3 吸力桩基础承载性能的影响因素分析

利用验证后的有限元模型对吸力桩基础的承载力进行计算，模型中桩-土接触面类型设置为粗糙不可分离，其他计算参数选取见表3。

表3 吸力桩基础有限元模型计算参数及取值Table 3 Calculation parameters and their values of finite element model of suction pile foundation

为研究不同长径比以及土体性质对吸力桩基础承载性能的影响，保持桩体直径不变，通过改变桩长实现长径比η=1.0、1.5、2.0、2.5、3.0的变化；利用无量纲参数κ=sum/(kD)表征正常固结土中抗剪强度的不均匀性，其中sum分别按0、10、20 kPa取值，k取1.25 kPa/m，则κ对应取值分别为0、1、2。因为在模型试验中观察到吸力桩基础在承受水平荷载时会与后侧土体脱开，形成张拉裂缝，因此有限元分析中考察了桩后土体脱开现象对承载性能的影响。

2.3.1长径比的影响

提取正常固结土体中(κ=0)不同长径比η条件下的竖向承载力计算结果，如图10所示。由各吸力桩基础的荷载-位移曲线可以看出，随着吸力桩长径比的增加，吸力桩基础竖向极限承载力显著提高。

图10 不同η条件下吸力桩基础的竖向承载力

为了进一步观察不同长径比对吸力桩基础竖向承载破坏模式的影响，提取不同长径比下吸力桩基础的位移云图(图11)。可以看出，当长径比η=1.0时，在竖向位移荷载作用下，吸力桩基础两侧地面隆起，土体内部形成延伸至地面的连续滑动面，承载模式具有浅基础破坏模式的特点；当长径比η≥2时，桩体周边的土体会在桩侧形成沿桩周的剪切面，但桩底的剪切面发展并不完整，无法贯通至地面，承载模式体现出了深基础破坏模式的部分特点。

U为吸力桩基础位移，m；Umax为吸力桩基础的最大位移，m

不同长径比条件下，吸力桩基础的水平承载力曲线如图12所示。可以看出，随着长径比的增加，吸力桩基础水平承载力显著提高。不同长径比吸力桩基础在水平荷载作用下的位移云图如图13所示。可以看出，在水平荷载作用下吸力桩基础会发生转动，桩体前后形成楔形滑动区。当吸力桩基础长径比较小时，桩体内部会形成近似勺形的剪切面，此时土体的转动中心尚不明显；当长径比逐渐增大，桩体底部的勺形剪切面逐渐发展成连续的圆形剪切面，剪切面的中心为桩体的转动点，桩体两侧的楔形滑动区也不断向深处、远处扩展。

图12 不同η条件下吸力桩基础的水平承载力

图13 不同η条件下吸力桩基础水平位移云图

吸力桩基础在不同长径比条件下归一化的V-H承载力包络线如图14所示。表明，V-H承载力包络线随着吸力桩基础长径比的增大向外扩张，说明增大基础长径比能提高基础的承载力性能。

图14 不同η条件下吸力桩基础V-H承载力包络线

2.3.2土体抗剪切强度不均匀性的影响

为了研究土体抗剪切强度不均匀性对吸力桩基础承载性能的影响，分别计算了长径比η=1.5，κ=0、1、2时吸力桩基础的承载力。提取有限元计算结果，绘制吸力桩基础单向承载力曲线如图15所示。由荷载-位移曲线可见，同一长径比条件下，土体抗剪切强度不均匀性越大，吸力桩基础的竖向和水平极限承载力系数越高，但基础的水平极限承载力受土体抗剪切强度不均匀性的影响更大。

图15 不同κ条件下吸力桩基础的承载力

土体抗剪切强度不均匀性对吸力桩基础V-H承载力包络线形状的影响如图16所示。可以看出，随着土体抗剪强度不均匀性的增大，吸力桩基础归一化的V-H承载力包络线也呈现外扩趋势，说明基础的承载性能有一定的提升。

图16 不同κ下吸力桩基础归一化V-H承载力包络线结果

2.3.3桩-土脱开的影响

由于模型试验中观察到吸力桩基础在承受水平荷载时，桩后土体因出现脱开现象而与桩体形成了张拉裂缝，这与Randolph在离心机试验中观察到的现象一致[18]。为了说明张拉裂缝对V-H承载力包络线的影响，选择κ=0、η=1.5，κ=0、η=3.0，κ=2、η=1.5三种工况下的吸力桩基础进行复合承载力有限元计算，结果如图17所示(图例中“脱开”表示桩-土接触面在无接触压力时可以分离，“绑定”表示桩-土接触面始终保持接触状态，不会发生分离)。可以看出，κ=0、η=1.5工况下吸力桩基础的V-H复合承载性能基本不受张拉裂缝的影响；而当长径比和土体抗剪强度不均匀系数较大时，张拉裂缝的影响较为明显，且裂缝的产生对竖向承载系数的影响要显著小于水平承载系数。造成这种现象的原因在于张拉裂缝主要产生于桩侧，而桩侧土体对水平承载的影响更大，对吸力桩基础竖向承载影响较小，反应在承载力系数上即为水平承载系数降低更为明显。

图18为张拉裂缝对归一化V-H承载力包络线的影响，可以看出，不同长径比条件下，张拉裂缝的产生对吸力桩基础归一化V-H承载力包络线的影响较小；而不同土体抗剪切强度工况下，张拉裂缝的产生对归一化承载力包络线的影响相对较大。

图17 张拉裂缝对吸力桩基础承载力的影响

图18 张拉裂缝对吸力桩基础归一化V-H承载力包络线的影响

3 结 论

1) 在室内缩比尺试验中实现了对吸力桩基础的复合加载。加载数据表明，模型试验具有较好的可重复性，不仅验证了Swipe方法获取吸力桩基础V-H承载力包络线的可行性，而且为验证有限元计算方法的可靠性提供了数据支撑。

2) 承载性能分析表明，吸力桩基础在V-H荷载空间内的承载性能均随着长径比和土体抗剪强度不均匀系数的增大而有显著提高，归一化的V-H承载力包络线也有外扩趋势。此外，吸力桩基础的水平承载力受长径比和土体抗剪强度不均匀系数的影响要显著大于竖向承载力。

3) 当长径比和土体抗剪强度不均匀性较大时，张拉裂缝会显著降低吸力桩基础的承载力，且张拉裂缝对竖向承载力的影响要显著低于水平承载力。对于归一化的V-H承载力包络线，只有当土体抗剪切强度不均匀性较大时，张拉裂缝才会对包络线形状有相对明显的影响。因此，实际工程中如果遇到土体抗剪切强度不均匀性较大的土体，在进行吸力桩基础设计时宜考虑张拉裂缝对承载性能的影响。