余璐慶，呂學(xué)金，李玲玲，沈侃敏，邢月龍

(1.浙江大學(xué) 建筑工程學(xué)院，浙江 杭州 310058;2.浙江省電力設(shè)計(jì)院，浙江 杭州 310012;3.浙江建設(shè)職業(yè)技術(shù)學(xué)院，浙江 杭州 311231)

海上風(fēng)電作為一種安全、清潔的可再生能源，在歐洲丹麥、英國(guó)、德國(guó)與荷蘭等國(guó)家得到了大規(guī)模開發(fā)利用。而在我國(guó)，海上風(fēng)電的開發(fā)則處于剛起步階段，各項(xiàng)技術(shù)均還不成熟。隨著能源短缺與環(huán)境污染問(wèn)題的日益嚴(yán)重，我國(guó)在“十二五”期間提出了要實(shí)現(xiàn)海上風(fēng)電總裝機(jī)容量在2015年達(dá)到5 000 MW 的目標(biāo)，而到2020年底這一數(shù)字有望突破30 GW［1］。由于海上特殊而惡劣的環(huán)境，對(duì)風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)的安全、穩(wěn)定性提出了更高的要求。如圖1 所示，基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)造價(jià)占到了風(fēng)機(jī)總投資的比重達(dá)到了34%之多［2］。因此，選擇一種安全、經(jīng)濟(jì)的基礎(chǔ)是今后高效低成本開發(fā)海上風(fēng)能的關(guān)鍵。

圖1 海上風(fēng)機(jī)各部分建造成本Fig.1 Construction cost for every part of the offshore wind turbine

圖2 給出了不同水深下的風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)類型。重力式淺基礎(chǔ)(圖2(a))內(nèi)部填充碎石、混凝土等材料，主要依靠自身重力和埋深范圍內(nèi)的土體抗力抵抗上部結(jié)構(gòu)傳下來(lái)的水平和傾覆荷載。多足基礎(chǔ)(圖2(d)－(g))借鑒了海上石油平臺(tái)導(dǎo)管架的設(shè)計(jì)經(jīng)驗(yàn)，適應(yīng)的水深范圍更廣。但該類型基礎(chǔ)鋼材用量大，焊接節(jié)點(diǎn)多，結(jié)構(gòu)疲勞問(wèn)題嚴(yán)重。適用于深水條件下的張力式與浮式基礎(chǔ)(圖2(h)、(i))目前仍處于研究階段。因此，大直徑(樁徑4 ～6 m)單樁基礎(chǔ)(圖2(c))仍然是當(dāng)前20 ～30 m 水深條件下的海上風(fēng)機(jī)所普遍采用的基礎(chǔ)形式。但單樁基礎(chǔ)耗材量大，現(xiàn)場(chǎng)施工中需要大型液壓打樁錘和起吊設(shè)備，海上安裝成本高，施工噪音大。

圖2 海上風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)形式Fig.2 Foundations for offshore wind turbine

吸力式桶形基礎(chǔ)(簡(jiǎn)稱吸力桶)是近年來(lái)國(guó)外逐漸發(fā)展起來(lái)的一種新穎的風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)［3］。如圖3 所示，該基礎(chǔ)形狀為大型圓柱狀鋼制或混凝土薄壁結(jié)構(gòu)，其頂端封閉，底部開口，并在頂部設(shè)有排水抽氣口。與其他傳統(tǒng)海洋基礎(chǔ)相比，吸力桶具有安裝簡(jiǎn)便、抗傾覆承載力高、節(jié)約材料可重復(fù)利用等優(yōu)點(diǎn)。吸力桶的海上安裝方式比較特殊，首先為依靠自身浮重量貫入海床一定深度形成足夠密封環(huán)境的自重沉貫階段;然后為通過(guò)基礎(chǔ)頂部預(yù)留的排水抽氣口向外抽取海水，以形成持續(xù)作用的負(fù)壓而使其緩慢貫入到指定深度的吸力沉貫階段［4］。

目前，國(guó)內(nèi)外已開展了大量吸力桶在黏性土或砂土中的安裝過(guò)程的研究［5－8］。相關(guān)研究主要集中在吸力安裝階段對(duì)沉貫阻力的預(yù)測(cè)及內(nèi)部土體穩(wěn)定性的分析。首先，在桶體吸力沉貫過(guò)程中，與沉貫阻力緊密相關(guān)的是對(duì)其最低需求吸力進(jìn)行預(yù)測(cè)。國(guó)外API［9］和DNV［10］規(guī)范給出了黏土中基礎(chǔ)沉貫時(shí)需求吸力預(yù)測(cè)公式。吸力桶在砂土中沉貫時(shí)，由內(nèi)部吸力引起的桶體周圍滲流場(chǎng)顯著降低了桶內(nèi)土體的有效應(yīng)力和抗剪強(qiáng)度，從而大大減小了沉貫阻力。王庚蓀等［11］為此專門研究了吸力沉貫過(guò)程中桶外部滲流對(duì)桶外壁摩阻力的影響。Andersen 等［12］基于大量的現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)及室內(nèi)外模型試驗(yàn)結(jié)果，給出了兩套吸力桶在砂土中安裝時(shí)的阻力計(jì)算公式。吸力桶安裝過(guò)程中另一個(gè)值得關(guān)注的問(wèn)題是土塞失穩(wěn)隆起，而導(dǎo)致其不能沉貫到預(yù)定深度［13］。相關(guān)研究指出，黏土中吸力桶土塞失穩(wěn)隆起主要由過(guò)大吸力下土塞的反向承載力破壞而導(dǎo)致;而在砂土中過(guò)大的吸力則會(huì)導(dǎo)致內(nèi)部土體發(fā)生管涌、流砂等形式的失穩(wěn)破壞［4］。丁紅巖等［14］在粉質(zhì)黏土中開展了吸力桶吸力沉貫?zāi)Ｐ驮囼?yàn)，研究了沉貫速率和貫入深度等因素對(duì)土塞隆起高度的影響。

圖3 海上風(fēng)機(jī)吸力桶基礎(chǔ)和丹麥Frederikshaven 海域施工中的吸力桶Fig.3 Illustration of a suction caisson supported offshore wind turbine

國(guó)內(nèi)外就吸力桶在黏土與砂土中的吸力安裝已開展了大量卓有成效的研究工作，但很少有關(guān)于吸力桶在粉土中吸力沉貫的研究報(bào)道。中國(guó)東南沿海離岸10 km 范圍的在建或潛在風(fēng)電場(chǎng)海域內(nèi)廣泛分布著粉土地基，而粉土是一種性質(zhì)介于黏土與砂土之間的特殊類型的土。如粉土滲透系數(shù)比黏土大，故當(dāng)水力梯度達(dá)到某一臨界值后易發(fā)生滲流破壞;由于粉土中存在一定的黏聚力，在一定程度上又有某些黏土的性狀。楊少麗等［15］、Tran 和Randolph［16］開展了少量吸力桶在粉土中的吸力沉貫?zāi)Ｐ驮囼?yàn)，認(rèn)為在吸力引起的滲流作用下，內(nèi)部土體的失穩(wěn)主要是由滲流力導(dǎo)致桶內(nèi)土體變松散，形成了一定的滲流通道，并由端部土體的塑性變形所引起，但未能從本質(zhì)上定性解釋土體失穩(wěn)的機(jī)理。文中利用自行研制的模型試驗(yàn)平臺(tái)，開展了粉土中的吸力桶吸力安裝的模型試驗(yàn)研究，系統(tǒng)分析了內(nèi)部吸力與桶體沉貫阻力和土塞失穩(wěn)之間的關(guān)系，并借助有限元對(duì)吸力作用下的桶體周圍滲流場(chǎng)變化趨勢(shì)及對(duì)土體阻力的影響進(jìn)行了分析，所得到的結(jié)論具有一定的科學(xué)研究意義和工程應(yīng)用價(jià)值。

1 試驗(yàn)設(shè)備

1.1 吸力桶模型

本試驗(yàn)所用的吸力桶模型見(jiàn)圖4 所示。該模型由不銹鋼加工而成，高13.0 cm，外徑26.6 cm，壁厚3 mm，質(zhì)量(包括上部導(dǎo)向桿)8.49 kg。模型桶頂蓋中央有一鋼制導(dǎo)向桿，在其沉貫過(guò)程中可防止桶身傾斜，頂蓋上有排水抽氣口及多個(gè)預(yù)留孔。在預(yù)留孔(圖4(b)中P1位置)可布置PVC 細(xì)管，并與孔隙水壓傳感器相連，量測(cè)模型桶沉貫過(guò)程中內(nèi)部吸力的變化;在桶內(nèi)外壁距底端2.0 cm(圖4(b)P2和P3)處，粘貼微孔透水薄片，通過(guò)PVC 細(xì)管與孔隙水壓傳感器相連，可以記錄模型安裝過(guò)程中周圍土體中的孔隙水壓變化，研究吸力對(duì)周圍土體的影響。

圖4 吸力桶模型Fig.4 Illustration of the model caisson

1.2 模型槽，土體制備及其參數(shù)測(cè)定

吸力桶模型安裝試驗(yàn)在圖5 所示的模型槽內(nèi)進(jìn)行，該模型槽尺寸為3 m×1.2 m×1.5 m(長(zhǎng)×寬×高)。槽底部布置了一個(gè)由30 cm 厚砂礫層、排水管、土工布等組成的排水系統(tǒng)，加速槽內(nèi)土體的排水固結(jié)沉降。

槽內(nèi)試驗(yàn)粉土取自浙江杭州錢塘江邊某基坑，該土樣顆粒級(jí)配曲線見(jiàn)圖6 所示，從圖6 可見(jiàn)該土體的黏粒、粉粒和砂粒含量分別為5%，90%和5%。該類型的土體在一定程度上代表了我國(guó)東南沿海在建或潛在風(fēng)電場(chǎng)的海床地基條件。土樣均勻混合后，采用泥漿沉降法進(jìn)行制備，攪拌成漿后的粉土在其自重作用下固結(jié)沉降一個(gè)月，最終粉土層厚度約70 cm，試驗(yàn)用土的塑限為27.3%，塑性指數(shù)為6.4。

圖5 模型槽示意Fig.5 Layout of the model tank

表1 給出了槽內(nèi)土體的基本物理力學(xué)參數(shù)，在槽內(nèi)不同位置還進(jìn)行了6 組靜力觸探試驗(yàn)(CPT)，試驗(yàn)結(jié)果如圖7 所示。從圖7 可見(jiàn)，從土體表面到15 cm 深范圍內(nèi)，錐尖阻力隨深度呈非線性增長(zhǎng)，并在15 cm 深度時(shí)達(dá)到最大值并開始下降，從CPT 試驗(yàn)結(jié)果可見(jiàn)槽內(nèi)土體性狀是比較均勻的。

表1 試驗(yàn)土體物理力學(xué)參數(shù)Tab.1 Physical properties of the soil

圖6 粉土的顆粒級(jí)配曲線Fig.6 Grain size distribution curve of the silt

圖7 CPT 錐尖強(qiáng)度試驗(yàn)結(jié)果Fig.7 Cone resistance results

1.3 吸力桶安裝設(shè)備

為了模擬吸力桶的實(shí)際安裝過(guò)程，用圖8 所示裝置實(shí)現(xiàn)其自重沉貫。在試驗(yàn)開始前，首先對(duì)PVC 細(xì)管進(jìn)行飽和處理，并與模型槽鋼架上的孔隙水壓傳感器相連。然后，將模型桶通過(guò)豎向桿與固定在試驗(yàn)槽上的豎向油壓加載設(shè)備相連，并設(shè)置荷載傳感器和位移傳感器量測(cè)貫入阻力和位移。

圖8 模型桶壓力沉貫設(shè)備Fig.8 Deadweight installation rig

當(dāng)模型桶被壓入土中一定深度形成足夠的密封環(huán)境后，將豎向桿與模型桶分離，移開壓力沉貫設(shè)備，連接模型桶上的中心導(dǎo)向桿到橫梁上的滑動(dòng)固定塊，防止沉貫過(guò)程中桶體發(fā)生傾斜，通過(guò)圖9 所示裝置實(shí)現(xiàn)其吸力沉貫。有關(guān)該吸力安裝裝置在國(guó)振和王立忠等［4］的研究中給出了較詳細(xì)的介紹，限于文章篇幅要求這里不再重復(fù)。

圖9 模型桶吸力沉貫設(shè)備和負(fù)壓抽吸系統(tǒng)Fig.9 (a)Illustration of the suction insertion apparatus;(b)suction providsion system;(c)suction installation

2 模型試驗(yàn)方案與流程

在模型槽內(nèi)不同位置共進(jìn)行了4 組吸力桶的安裝試驗(yàn)，其中前3 組試驗(yàn)，CP－1、CP－2 和CP－3 為依靠桶體自重加吸力共同完成的沉貫。這3 組試驗(yàn)的目的為研究模型桶在吸力沉貫階段，吸力對(duì)桶體貫入阻力及土塞穩(wěn)定性的影響。試驗(yàn)JP 為對(duì)比試驗(yàn)，模型桶全程采用圖8 所示的裝置進(jìn)行壓貫，而不施加吸力。有關(guān)各組試驗(yàn)的具體參數(shù)如表2 所示。吸力桶模型在自重沉貫和吸力沉貫兩個(gè)階段的具體操作步驟可參見(jiàn)國(guó)振和王立忠等［4］的工作。

表2 吸力桶模型試驗(yàn)方案Tab.2 Summary of the tests

3 試驗(yàn)結(jié)果與分析

3.1 位移與孔壓變化

圖10 吸力桶貫入深度隨時(shí)間關(guān)系Fig.10 Penetration depth versus time

模型桶貫入深度隨時(shí)間關(guān)系如圖10 所示，在試驗(yàn)CP－1、CP－2 和CP－3 的整個(gè)吸力沉貫中，位移隨時(shí)間線性增大，至沉貫后期，觀察到大量泥漿涌入抽水管造成淤塞并阻止桶體進(jìn)一步下沉，最終穩(wěn)定在一個(gè)特定的貫入深度上。從中可見(jiàn)，吸力沉貫階段只需通過(guò)調(diào)整吸力抽吸系統(tǒng)球閥的開度，即可保證模型桶平穩(wěn)下沉，直至達(dá)到最終貫入深度。在JP 試驗(yàn)中，用壓力沉貫設(shè)備完成對(duì)模型桶的整個(gè)安裝，桶體以8.5 mm/min的速率平穩(wěn)下沉，直至桶頂內(nèi)側(cè)接觸泥面。

吸力沉貫階段為本研究所關(guān)注的重點(diǎn)，從如圖9(c)可見(jiàn)，由于孔隙水壓傳感器與測(cè)點(diǎn)P1、P2和P3間存在一定高度差，因此，在P1、P2和P3位置所采集的吸力和孔壓數(shù)據(jù)還應(yīng)減去由于高度降低所引起的變化量。圖11 給出了試驗(yàn)中在桶體P1、P2及P3位置(見(jiàn)圖4(b))所測(cè)到吸力及周圍孔壓的發(fā)展情況。從圖中可見(jiàn)，粘帖微孔透水薄片的孔壓測(cè)點(diǎn)完全沒(méi)入泥面以下之前(深度z1)，內(nèi)部吸力U1與端部孔壓U2基本同步發(fā)展，該階段因筒裙下插引起的土體擾動(dòng)使得外側(cè)端部所測(cè)孔壓U3略大于零。隨著對(duì)桶內(nèi)抽水過(guò)程的進(jìn)行，內(nèi)部吸力逐漸降低，其對(duì)桶內(nèi)土體的影響也逐漸增大，這種影響隨著貫入深度的增大而慢慢弱化;但吸力對(duì)外部土體的影響已明顯沒(méi)有對(duì)內(nèi)部大。圖11 中表現(xiàn)出當(dāng)超過(guò)深度z1后，U1，U2與U3發(fā)展趨勢(shì)形狀較類似，但U1與U2呈現(xiàn)出逐漸分離的趨勢(shì)，整個(gè)過(guò)程中U3始終遠(yuǎn)小于U1與U2。在模型桶達(dá)到最終沉貫深度z2后，U1，U2與U3基本能在5 分鐘時(shí)間內(nèi)恢復(fù)到初始值0 附近。說(shuō)明桶體安裝過(guò)程中，桶體內(nèi)壁與土體接觸的區(qū)域內(nèi)形成了良好的滲流通道，吸力沉貫結(jié)束后，外部水在內(nèi)部殘余吸力影響下能迅速滲入內(nèi)部，從而使孔壓恢復(fù)到初值。這與黏土中吸力沉貫結(jié)束后所觀察到的現(xiàn)象不同［4］。

圖11 試驗(yàn)CP－1，CP－2 與CP－3 中的孔壓變化Fig.11 Variation of pore pressures in tests CP－1，CP－2 and CP－3

3.2 貫入阻力與土塞失穩(wěn)機(jī)理分析

模型桶在吸力安裝中的沉貫力由桶體自重和吸力所形成的等效下貫力組成。由圖11 可知，整個(gè)吸力沉貫中，桶體基本保持勻速下沉，故可認(rèn)為沉貫力始終與貫入阻力平衡，從而根據(jù)吸力發(fā)展情況及桶體自重對(duì)桶體沉貫阻力進(jìn)行換算。圖12 給出了沉貫阻力隨深度的變化曲線。

由于粉土滲透系數(shù)比黏土大，結(jié)合3.1 部分的分析，吸力引起的滲流場(chǎng)對(duì)沉貫阻力的影響不容忽視。迄今為止，國(guó)內(nèi)外還未見(jiàn)較成熟的有關(guān)粉土中吸力桶沉貫阻力計(jì)算公式。這里首先引用了Andersen 等［12］提出的承載力及經(jīng)驗(yàn)計(jì)算公式，對(duì)吸力桶在粉土中的沉貫阻力進(jìn)行預(yù)測(cè)并與實(shí)測(cè)值對(duì)比，并據(jù)此對(duì)承載力公式提出一定的修正，如表3 所示。

表3 沉貫阻力公式Tab.3 Equations for the prediction of soil resistance

圖12 理論計(jì)算值與實(shí)測(cè)沉貫阻力對(duì)比Fig.12 Predicted and measured soil resistance with penetration depth

從圖12 可見(jiàn)，試驗(yàn)CP－1、CP－2 和CP－3中，實(shí)測(cè)阻力的發(fā)展趨勢(shì)大致相同，可將其分為3 個(gè)階段。第1 階段，為吸力沉貫剛啟動(dòng)時(shí)，隨著貫入深度的增大，阻力急劇增大;第2階段，貫入阻力隨深度近線性增大;第3 階段，桶體達(dá)到一定貫入深度后，隨著位移增大，阻力增長(zhǎng)緩慢或基本不變。從圖12 還可看出，用CPT 錐尖強(qiáng)度指標(biāo)的經(jīng)驗(yàn)法所預(yù)測(cè)的阻力發(fā)展趨勢(shì)比承載力公式更接近于實(shí)測(cè)結(jié)果，但這兩種預(yù)測(cè)結(jié)果均小于實(shí)測(cè)值。由于Andersen 等［12］所提供的兩種方法均為針對(duì)砂土中吸力桶的阻力計(jì)算，這里為了考慮粉土中黏聚力的影響，對(duì)承載力法進(jìn)行了一定修正(見(jiàn)表3)。從阻力曲線圖上可知，修正的承載力計(jì)算結(jié)果在第1 與第2 階段與實(shí)測(cè)值較為吻合，第3 階段卻明顯大于實(shí)測(cè)值。但從整個(gè)發(fā)展趨勢(shì)上看，修正值與JP試驗(yàn)中所測(cè)到的貫入阻力較為接近。從以上分析可知，理論預(yù)測(cè)結(jié)果與實(shí)測(cè)值的偏差主要是由粉土在吸力影響下所引起的滲流造成的，而在所有的預(yù)測(cè)方法中均未考慮滲流對(duì)貫入阻力的影響。

根據(jù)Senders 和Randolph［17］的研究，吸力貫入階段，桶體端阻力與內(nèi)摩阻力受吸力影響，而吸力對(duì)外壁摩阻力的影響可以忽略。據(jù)此，可采用上述修正的承載力計(jì)算方法得到外壁摩阻力，用實(shí)測(cè)總的貫入阻力減去這部分外壁摩阻力，即可得到內(nèi)壁摩阻力與端阻力之和(Fi+Qtip)。采用式(1)和(2)定義桶內(nèi)土塞及端部土體內(nèi)的平均水力梯度，并研究其與(Fi+Qtip)和內(nèi)部土塞失穩(wěn)之間的關(guān)系，從機(jī)理上進(jìn)一步解釋圖12 中觀察到的阻力發(fā)展趨勢(shì)及沉貫后期大量泥漿涌入抽水管造成淤塞阻止桶體進(jìn)一步下沉的原因。

式中:i12和i23分別為桶內(nèi)土塞及端部土體內(nèi)的平均水力梯度;U1，U2和U3為在桶體P1，P2和P3處(見(jiàn)圖4(b))所量測(cè)到的孔隙水壓力值;γw為水的重度，取9.8 kN/m3;Ls2為位置P2至泥面的距離;L23為P2與P3之間最短的滲流路徑。

圖13 給出了(Fi+Qtip)、i12和i23隨相對(duì)貫入深度(Lp/Do)的關(guān)系(其中Lp為桶體貫入深度，Do為桶外徑)。從圖中可見(jiàn)，與圖12 中的貫入阻力類似，也可用臨界點(diǎn)1、2 將(Fi+Qtip)隨貫入深度的關(guān)系曲線分成3 個(gè)階段。第1 階段，(Fi+Qtip)隨貫入深度的增大而增大。在該階段，i12從初始值3 附近開始下降，直至降低到1 左右，而i23卻穩(wěn)步增大到峰值10 ～12。從第1 階段的這些變化趨勢(shì)可見(jiàn)，在吸力影響下，桶內(nèi)土體在向上滲流力作用下變松散，表層土顆粒被滲流水帶走，并發(fā)生著一種自上而下的管涌或砂沸趨勢(shì)。從而造成該部分區(qū)域土體中的水力梯度有下降趨勢(shì)。但從(Fi+Qtip)的穩(wěn)步增長(zhǎng)可知，此時(shí)土體管涌或砂沸的區(qū)域非常有限，并未造成桶體端部更大范圍內(nèi)的土體失穩(wěn)。第2 階段，(Fi+Qtip)隨深度的增大而繼續(xù)增大，但阻力增長(zhǎng)速率已明顯降低。此時(shí)，i12穩(wěn)定在0 ～1 之間，而i23從峰值開始迅速跌落。造成這一現(xiàn)象的原因，可以解釋為:端部粉土在較高的水力梯度下逐漸發(fā)生失穩(wěn)，并有向桶內(nèi)部發(fā)生流動(dòng)的趨勢(shì)。在第3 階段，(Fi+Qtip)已經(jīng)開始從峰值下降，i12維持在較低水平上，而i23則不斷繼續(xù)降低。此時(shí)，端部失穩(wěn)土體范圍不斷擴(kuò)大，發(fā)生塑性變形，并向桶內(nèi)流動(dòng)。桶體端部及內(nèi)壁與涌入的弱化土體的不斷剪切作用，造成了阻力(Fi+Qtip)的下降。表層土體自上而下的管涌或砂沸，土顆粒隨滲流水沿滲流通道被帶入上部，加上端部失穩(wěn)土體向桶內(nèi)的流動(dòng)，最終造成了沉貫后期所觀察到的大量泥漿涌入抽水管造成淤塞的現(xiàn)象。綜合以上分析結(jié)果，可推斷在吸力沉貫后期，隨著內(nèi)部土體密實(shí)度的降低，桶體外壁摩阻力在總的貫入阻力中的比重越來(lái)越大，而(Fi+Qtip)的影響越來(lái)越小。下面結(jié)合有限元計(jì)算結(jié)果對(duì)這一結(jié)論進(jìn)行進(jìn)一步分析。

圖13 試驗(yàn)CP－1，CP－2 與CP－3 中貫入阻力與水力梯度Fig.13 Soil resistance and hydraulic gradient with penetration depth

3.3 有限元分析

為了進(jìn)一步分析上述實(shí)驗(yàn)現(xiàn)象的內(nèi)在機(jī)理，用Plaxis 3D 開展了一系列有限元分析計(jì)算。在Plaxis 3D 平臺(tái)上建立的三維有限元分析模型如圖14 所示，吸力桶用板單元進(jìn)行模擬，土體采用實(shí)體單元并選用Mohr－Coulomb模型，并考慮了桶體與土間的接觸界面單元。為了消除模型邊界對(duì)計(jì)算結(jié)果的影響，土體計(jì)算范圍距吸力桶最短距離大于3 倍桶體直徑，并在土體界面處設(shè)置為固定約束。假定桶體貫入到某一深度時(shí)桶體周圍的滲流為穩(wěn)態(tài)的。為了模擬在吸力作用下土體密度的降低及對(duì)貫入阻力的影響，桶外部土體滲透系數(shù)(kout)假定不變并按表1 取值，隨著沉貫過(guò)程進(jìn)行，桶內(nèi)部土體滲透系數(shù)(kin)分別取作2、5、10 和20 倍外部土體滲透系數(shù)。并假設(shè)當(dāng)貫入深度Lp=5 cm 時(shí)的瞬時(shí)吸力值S= －7 kPa。由于計(jì)算模型對(duì)稱性，這里只取了右側(cè)的計(jì)算結(jié)果，如圖15 所示。

圖14 Plaxis 3D 中的吸力桶及土體模型Fig.14 The FEM model in Plaxis 3D

從圖15(a)可見(jiàn)，當(dāng)桶體內(nèi)外土體均一，即不考慮吸力引起的內(nèi)部土體密度變化時(shí)，大部分水頭損失發(fā)生于桶體內(nèi)部。圖15(b)－(e)為當(dāng)內(nèi)部土體滲透系數(shù)為外部土體的2、5、10 和20 倍時(shí)，桶體周圍滲流場(chǎng)分布情況。從滲流場(chǎng)中水頭分布變化趨勢(shì)可見(jiàn)，隨著內(nèi)部滲透系數(shù)的增大，發(fā)生在桶體內(nèi)部的水頭損失不斷減小，而大部分水頭損失發(fā)生于桶體外部或端部附近。隨著外部向下的水力梯度的不斷增大，桶體外壁摩阻力對(duì)總的貫入阻力的貢獻(xiàn)也越來(lái)越大，這也有力地解釋了圖13 中所得到的結(jié)論。

圖15 內(nèi)部土塞在不同滲透系數(shù)下的桶體周圍滲流場(chǎng)Fig.15 Equi－potential lines for caisson with different internal soil permeabilities

4 結(jié) 語(yǔ)

在自行研制的試驗(yàn)平臺(tái)上進(jìn)行了一系列吸力桶模型在粉土中的沉貫試驗(yàn)。基于試驗(yàn)過(guò)程中所量測(cè)到的數(shù)據(jù)，研究了吸力沉貫中，吸力對(duì)桶體沉貫阻力及土塞穩(wěn)定性的影響，主要結(jié)論如下:

從實(shí)測(cè)的貫入阻力發(fā)展情況可知，在沉貫初期，隨著貫入深度增大，總的沉貫阻力穩(wěn)步增長(zhǎng)，直到貫入深度達(dá)到某一個(gè)臨界深度，隨著貫入深度繼續(xù)增大，阻力增長(zhǎng)緩慢或基本穩(wěn)定在某一個(gè)范圍內(nèi)不變。文中認(rèn)為吸力沉貫后期觀察到大量泥漿涌入抽水管造成淤塞而阻止其進(jìn)一步沉貫到位是土塞在吸力引起的滲流水作用下的失穩(wěn)所致。并結(jié)合貫入阻力各組成部分的發(fā)展趨勢(shì)與桶內(nèi)、端部土中的水力梯度的變化關(guān)系，解釋了內(nèi)部土體失穩(wěn)機(jī)理:桶內(nèi)粉土在向上滲透力作用下表現(xiàn)為從土層表面開始的自上而下的管涌或滲流侵蝕。至沉貫后期，端部土體在較高水頭差下發(fā)生失穩(wěn)并向桶內(nèi)流動(dòng)，這部分弱化的土體與桶體端部及桶壁內(nèi)側(cè)的剪切作用，造成了桶內(nèi)土體密度降低，導(dǎo)致端阻力與內(nèi)壁摩阻力降低，此時(shí)的總貫入阻力主要由外壁摩阻力提供。最后，結(jié)合有限元模擬對(duì)上述試驗(yàn)現(xiàn)象的內(nèi)在機(jī)理進(jìn)行了解釋。

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