張建紅，林小靜，熊中生，魯曉兵

(1.清華大學(xué)水沙科學(xué)與水利水電工程國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 100084;2.廣州市設(shè)計(jì)院，廣州 510620;3.中國科學(xué)院力學(xué)研究所，北京 100080)

1 工程背景

海洋石油開發(fā)是高科技、高風(fēng)險(xiǎn)、高投入的業(yè)務(wù)，海洋油氣勘探開發(fā)最大的風(fēng)險(xiǎn)就是施工風(fēng)險(xiǎn)。海洋平臺結(jié)構(gòu)復(fù)雜、體積龐大、造價(jià)昂貴。與陸地相比，海洋環(huán)境十分復(fù)雜，風(fēng)、波浪、洋流、海冰和潮汐時(shí)時(shí)作用于結(jié)構(gòu)，同時(shí)還受到地震作用的威脅。在這樣的環(huán)境條件下，環(huán)境腐蝕、海生物附著、地基土沖刷和基礎(chǔ)動力軟化、材料老化、構(gòu)件缺陷和機(jī)械疲勞以及損傷累積等不利因素都將導(dǎo)致平臺結(jié)構(gòu)構(gòu)件和整體抗力的衰減，影響結(jié)構(gòu)的安全度和耐久性。歷史上曾有過多次海洋平臺的事故，造成了重大的經(jīng)濟(jì)損失和不良的社會影響。例如，1965年英國北海的海上鉆石號鉆井平臺支柱拉桿脆性斷裂，導(dǎo)致平臺沉沒;1968年羅蘭角號鉆井平臺事故;1969年我國渤海2號平臺被海冰推倒，造成直接經(jīng)濟(jì)損失2000多萬元;1997年渤海4號烽火平臺倒毀;1980年北海Ekofisk油田的Alexander L Kielland號五腿鉆井平臺發(fā)生傾覆，導(dǎo)致122人死亡;2001年巴西油田的P-36平臺發(fā)生傾覆。這些慘痛的教訓(xùn)給海洋資源開發(fā)以很大的風(fēng)險(xiǎn)警示，同時(shí)也促使國內(nèi)外石油部門更加努力研究海洋平臺安全的技術(shù)和管理的關(guān)鍵問題［1］。

渤海灣每年大約有3～4個(gè)月的冰凍期，冰荷載對海洋平臺的作用是基礎(chǔ)設(shè)計(jì)的重要考慮因素。1969年我國渤海2號平臺被海冰推倒，造成直接經(jīng)濟(jì)損失2 000多萬元［1］。這次事故和隨后出現(xiàn)的海冰剪斷導(dǎo)管架鋼管等事故引起了工程界對冰荷載的關(guān)注。冰荷載對平臺的作用可以分為2類:一類是分布在海面上的具有一定厚度的大塊冰排擠壓平臺結(jié)構(gòu)，表現(xiàn)出的是靜荷載;另一類是擠壓導(dǎo)致冰排破碎和受波浪等影響對平臺結(jié)構(gòu)產(chǎn)生的動荷載。為了研究這一動荷載對桶形基礎(chǔ)的影響，清華大學(xué)和中國科學(xué)院力學(xué)研究所結(jié)合近海海洋油氣平臺的重大關(guān)鍵技術(shù)問題研究，合作開展了一系列大圓筒基礎(chǔ)在水平和豎向靜載和循環(huán)動荷載作用下的離心模型試驗(yàn)。

本文介紹不同循環(huán)荷載強(qiáng)度下大圓筒基礎(chǔ)和地基的動力響應(yīng)特征(魯曉兵等［2－5］、張建紅等［6－9］)。

2 循環(huán)荷載加載設(shè)備

中國科學(xué)院力學(xué)所和清華大學(xué)聯(lián)合研制了用于離心機(jī)中的電磁式激振器，并在100 g下的離心模型試驗(yàn)中得到了應(yīng)用。通過對渤海灣的冰荷載的分析表明，施加在吸力式基礎(chǔ)上的動冰荷載峰值為980kN，頻率為1 Hz。根據(jù)離心模型相似律，100 g下激振器對吸力式基礎(chǔ)要施加一個(gè)幅值為98 N、頻率為100 Hz的水平動荷載。圖1為長歷時(shí)、大負(fù)載的電磁式激振器和其輸入及輸出波形。激振器總質(zhì)量為14 kg，激振器主要是由永磁鐵和銀質(zhì)薄壁線圈構(gòu)成的動圈組成。動圈處于永磁鐵形成的強(qiáng)磁場中，當(dāng)通以交流電時(shí)，動圈因受到不斷變化的電磁力而在磁場中往復(fù)運(yùn)動，并通過動圈上的激振桿將慣性力施加到模型上。解決了高離心加速度場中激振桿卡阻的難題。

圖1 電磁式激振器Fig.1 Electromagnetic actuator

3 試驗(yàn)?zāi)Ｐ?/h2>

圖2為簡化的桶形基礎(chǔ)上的海洋平臺，圖3為離心模型試驗(yàn)系統(tǒng)示意圖。模型箱凈空為35cm×60cm×35cm。試驗(yàn)中采用的模型筒直徑6cm，高7.2cm。離心加速度采用80 g，根據(jù)相似比尺，原型筒徑為4.8 m，筒高為5.76 m。圓筒采用鋼制薄壁中空圓筒，筒頂有可以閉合的小孔。外徑為8mm的鋼管焊接在筒頂，用于模擬鋼制導(dǎo)管或者張力腿等結(jié)構(gòu)。為了解決動態(tài)離心模型試驗(yàn)中的滲流和動力問題時(shí)間比尺的矛盾，采用一種滲透性約為原型1/40的粉質(zhì)砂土，表1列出了土的物理力學(xué)特性。動態(tài)試驗(yàn)中孔壓消散的速度是孔壓增長速度的80倍，因此本試驗(yàn)所測得的累積孔隙水壓力偏低。

圖2 簡化的桶形基礎(chǔ)上的海洋平臺Fig.2 A simplified offshore platform founded on buckets

圖3 離心模型孔隙水壓力傳感器布置示意圖Fig.3 The placement of sensors for pore water pressure in the centrifuge model

表1 地基粉砂土性參數(shù)Table 1 Parameters of silt foundation

在模型箱中，按照干密度1.52 g/cm3將粉砂擊實(shí)，將筒壓入土中至筒頂與土面相平。將模型箱用厚有機(jī)玻璃板密封，保持740～760mm汞柱的真空度對模型箱抽真空，并從模型箱底部緩慢通無氣水直至水面高于土層表面1cm。經(jīng)測試土樣飽和度可達(dá)97%以上。地基在離心加速度80 g下固結(jié)6個(gè)月，原型固結(jié)沉降約80cm。固結(jié)后粉砂的干密度為1.6 g/cm3，屬于中密狀態(tài)。固結(jié)完成后封閉筒頂小孔，實(shí)施加載。采用電磁式激振器施加動載(張建紅等［7］)。動載頻率為64 Hz，歷時(shí)20 min(原型頻率0.8 Hz，歷時(shí)26.7 h)。在距離筒壁 5mm 和3mm處(原型40cm，24cm)沿深度埋設(shè)2列孔壓傳感器以監(jiān)測土層中的孔壓變化。筒頂?shù)奈灰苽鞲衅饔糜谟涗浖ふ癯两怠Ｎ闹胁捎迷蛿?shù)據(jù)。

4 試驗(yàn)結(jié)果

為考察冰荷載強(qiáng)度對承載特性的影響，對基礎(chǔ)施加頻率為0.8 Hz，強(qiáng)度為384kN(大于臨界靜承載力)和128kN的動荷載，歷時(shí)26.7 h。這里荷載強(qiáng)度指的是半波峰值，試驗(yàn)結(jié)果均換算為原型數(shù)值。

圖4為距筒壁24cm的孔壓傳感器P1至P4測出的孔壓時(shí)程曲線。從圖4(a)中可以看出，當(dāng)動荷載強(qiáng)度(384 kPa)超過臨界承載力時(shí)，淺層土體中的超靜孔隙水壓力先隨時(shí)間增加達(dá)到一個(gè)峰值，然后隨時(shí)間減小;1.5 m以下土中的孔隙水壓力雖有增長，但是比較平穩(wěn)，并逐漸達(dá)到一個(gè)穩(wěn)定值，激振的第一個(gè)小時(shí)內(nèi)，孔壓迅速上升。當(dāng)荷載強(qiáng)度(128 kPa)較小時(shí)，超靜孔隙水壓力增長比較平穩(wěn)，沒有出現(xiàn)突然的變化。

圖4 動荷載強(qiáng)度為384kN和128kN土體中孔隙水壓力Fig.4 Pore water pressures under dynamic load of 384kN and 128kN

將各曲線上孔壓最大值與傳感器埋深的關(guān)系顯示在圖5(a)中，并將動孔壓比(孔壓與初始豎向有效應(yīng)力之比)與傳感器埋深的關(guān)系顯示在圖5(b)中。圖5(c)是激振過程中筒基的沉降曲線。相應(yīng)的動孔壓比接近1，如圖5(b)所示，液化的可能性非常大。深層土體或荷載強(qiáng)度比較低時(shí)，孔壓基本上隨時(shí)間增加。說明高荷載強(qiáng)度時(shí)淺層土體容易發(fā)生剪脹，而深層土體或荷載強(qiáng)度較低時(shí)，土體主要發(fā)生剪縮。

由圖5(b)可見，孔壓最大值出現(xiàn)在土面以下1～2 m之間，淺層土體容易發(fā)生液化，而后孔壓隨埋深降低，2～4 m之間，曲線有一拐點(diǎn)或極值點(diǎn)，說明基礎(chǔ)在振動過程中，以土面以下2～4 m之間某一點(diǎn)為轉(zhuǎn)動中心，該點(diǎn)的振動幅度相對較小，所以周圍土體的孔壓增長較小。動載時(shí)基礎(chǔ)轉(zhuǎn)動中心比受同等大小靜載時(shí)略為靠下，說明了基礎(chǔ)的動載效應(yīng)。

與孔壓規(guī)律相似，沉降主要發(fā)生在加載初期，而后隨時(shí)間增長曲線趨于平緩，如圖5(c)所示。經(jīng)過26.7 h的激振后，基礎(chǔ)周圍土體被振密，并產(chǎn)生沉陷，沉陷區(qū)域沿激振方向成橢圓狀?；A(chǔ)內(nèi)保持了完整的土塞，由于筒內(nèi)土體孔壓累積，靠近筒頂?shù)耐寥绍浨液枯^大，而靠近筒底處則較密實(shí)。綜合孔壓變化和基礎(chǔ)沉降規(guī)律分析基礎(chǔ)有2種可能的破壞模式:振動最初1～2 h內(nèi)的液化破壞和長時(shí)間激振后沉降引發(fā)的問題。

圖5 2種荷載強(qiáng)度下的動孔壓與埋深、動孔壓比與埋深、筒基沉降曲線Fig.5 Curves of dynamic pore pressure and its ratio versus soil depth，and settlement curves of the bucket foundation under two loading intensities

5 基于上限定理的極限分析方法

圖6所示為離心機(jī)中水平靜載作用下桶基破壞的形態(tài)。基礎(chǔ)的破壞模式主要為轉(zhuǎn)動失穩(wěn)，同時(shí)伴隨少量整體水平滑移。試驗(yàn)后的桶體內(nèi)留下了較完整的土塞。

圖6 水平靜載下單桶離心模型試驗(yàn)結(jié)果和基礎(chǔ)內(nèi)的土塞Fig.6 Result of centrifuge model test and the soil plugs in the foundation

圖7為通過水平荷載和位移梯度三折線關(guān)系曲線，得到第2個(gè)轉(zhuǎn)折點(diǎn)，這一點(diǎn)后，荷載增加產(chǎn)生的位移梯度最大，并由此可得極限承載力。直徑為4.8 m，高為5.76 m的單桶基礎(chǔ)在水平荷載作用下的極限承載力為513kN(如圖7)，即在這一荷載下，地基-基礎(chǔ)達(dá)到了極限狀態(tài)，安全系數(shù)接近1.0。

基于塑性力學(xué)上限定理的三維極限分析方法［10－11］，根據(jù)多塊體的滑動模式計(jì)算多塊體破壞模式協(xié)調(diào)的速度場和能量耗散，再代入簡化后的類似于虛功原理的能量方程，就得到了隱含安全系數(shù)的等式，可通過迭代求解安全系數(shù)。

圖7 單桶基礎(chǔ)在水平靜荷載作用下位移梯度-水平荷載關(guān)系曲線Fig.7 Displacement gradient vs.horizontal load of a single-bucket under horizontal static load

為了考慮水平荷載、豎直荷載和彎矩的作用，假設(shè)如圖8的模型。在泥面以上至水平荷載作用平面之間假設(shè)一層重度和強(qiáng)度均為零的虛土，如圖9為分析單筒基礎(chǔ)-地基極限狀態(tài)的模型。圖9(a)為模型俯視圖，虛線為圓筒所在位置，圖9(b)，(c)，(d)為剖面A，B，C的縱剖面圖，因所剖位置不同而剖面大小不同。圖10為生成的三維模型透視圖?；陉愖骒系腅MU3D進(jìn)行分析。將離心模型試驗(yàn)中得到的極限荷載513kN作為初始條件，得到地基-基礎(chǔ)系統(tǒng)的安全系數(shù)為0.9，基本符合離心模型試驗(yàn)結(jié)果。

圖8 三維地基基礎(chǔ)模型Fig.8 The 3D numerical model of the foundation

圖9 單筒基礎(chǔ)-地基極限狀態(tài)模型Fig.9 The single bucket foundation model under limit state

圖10 基礎(chǔ)-地基數(shù)值模型透視圖Fig.10 The perspective view of numerical model

6 結(jié)語

本文介紹了大圓筒基礎(chǔ)在循環(huán)動荷載作用下的離心模型試驗(yàn)結(jié)果。研究在動荷載作用下大圓筒基礎(chǔ)的動力響應(yīng)，并比較了荷載強(qiáng)度和基礎(chǔ)剛度對基礎(chǔ)動力響應(yīng)的影響。

綜合孔壓變化和基礎(chǔ)沉降規(guī)律分析基礎(chǔ)有2種可能的破壞模式:振動最初1～2 h內(nèi)的液化破壞和長時(shí)間激振后沉降過大引發(fā)的問題。

將單筒連接成多筒基礎(chǔ)，增大基礎(chǔ)剛度，在相同動載強(qiáng)度下，周圍孔壓增長和激振沉降均小于承受相同荷載條件的單筒基礎(chǔ)。

基于塑性力學(xué)上限定理進(jìn)行了水平靜荷載作用下桶型基礎(chǔ)的三維極限分析。通過對地基和桶基的破壞模式的分析，得到了單桶基礎(chǔ)的極限承載力。極限分析的結(jié)果與離心模型試驗(yàn)比較一致。

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