楊 劍， 黎 冰， 杜 杰

(1. 中交公路規(guī)劃設(shè)計(jì)院有限公司上海分公司， 上海 200072； 2. 東南大學(xué) 土木工程學(xué)院， 江蘇 南京 210096)

隨著我國經(jīng)濟(jì)的快速發(fā)展，對(duì)交通的便利性要求越來越高，目前有多座跨海橋梁工程處于在建或籌建過程中?？绾蛄旱臉蛑诽幩^深，環(huán)境復(fù)雜，傳統(tǒng)的樁、沉井等基礎(chǔ)型式已很難滿足要求，吸力式沉箱基礎(chǔ)正成為跨海橋梁基礎(chǔ)的一個(gè)新選擇[1]。吸力式沉箱基礎(chǔ)是一種上端封閉、底面敞開的空心圓柱體結(jié)構(gòu)，施工時(shí)利用負(fù)壓進(jìn)行沉貫，具有施工簡便、造價(jià)低等優(yōu)點(diǎn)，目前已在深水海洋平臺(tái)工程中廣泛應(yīng)用，也應(yīng)用于海上風(fēng)電工程。

目前已有關(guān)于吸力式沉箱基礎(chǔ)的研究主要針對(duì)其抗拔承載性能[2-7]，這是因?yàn)樯钏Ｑ笃脚_(tái)中基礎(chǔ)承受的主要是上拔荷載，而橋梁基礎(chǔ)承受的主要是下壓荷載、水平荷載及力矩荷載在內(nèi)的耦合荷載，目前這方面的研究很少。張永濤等[1]通過模型試驗(yàn)研究了砂土中單個(gè)吸力式沉箱基礎(chǔ)的承載特性。金書成等[8]基于將吸力式沉箱基礎(chǔ)應(yīng)用于橋梁工程的背景，通過模型試驗(yàn)研究了單沉箱基礎(chǔ)與四沉箱組合基礎(chǔ)的承載特性，并分析了其破壞模式。

與橋梁基礎(chǔ)受力特點(diǎn)相近的是海上風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)。Zhu等[9-10]通過模型試驗(yàn)研究了傾覆荷載作用下吸力式沉箱基礎(chǔ)的特性，并提出了承載力計(jì)算方法。李大勇等[11]在吸力式沉箱的基礎(chǔ)上提出了裙式吸力基礎(chǔ)以提高其水平承載力，然后通過模型試驗(yàn)驗(yàn)證了這一設(shè)想。Byrne等[12-13]基于靜、動(dòng)力模型試驗(yàn)結(jié)果，提出了靜力條件下單吸力式沉箱基礎(chǔ)承載力的簡化表達(dá)式。Houlsby等[14-15]針對(duì)吸力式沉箱基礎(chǔ)開展了現(xiàn)場動(dòng)力試驗(yàn)，研究了循環(huán)力矩荷載作用下吸力式沉箱基礎(chǔ)的承載特性。需要說明的是，海上橋梁基礎(chǔ)主要承受豎向荷載作用，而海上風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)的受力特點(diǎn)是傾覆荷載占主導(dǎo)作用，兩者有較大差別。

由于橋梁基礎(chǔ)所承受的外荷載很大，若用1個(gè)沉箱作為基礎(chǔ)，則需將沉箱尺寸設(shè)計(jì)得非常大，這會(huì)給制造、運(yùn)輸和施工帶來很大麻煩，所以考慮將多個(gè)沉箱組合在一起，即多沉箱組合基礎(chǔ)。因此，研究橋梁荷載作用下吸力式沉箱組合基礎(chǔ)的承載性能具有重要的理論意義與工程應(yīng)用價(jià)值。目前關(guān)于這方面的研究僅有文獻(xiàn)[8]，且是模型試驗(yàn)，考慮的因素相對(duì)較少。本文擬通過數(shù)值模擬的方法研究吸力式沉箱組合基礎(chǔ)的承載性狀，重點(diǎn)分析沉箱的組合型式、間距等因素的影響。

1 模型建立與工況設(shè)定

圖1 計(jì)算模型Fig.1 Calculation model

采用ABAQUS軟件進(jìn)行模擬。模型中假定地基土為黏土，土體密度ρ=1.9 g/cm3，彈性模量E=20 MPa，泊松比ν=0.4，黏聚力c=30 kPa，內(nèi)摩擦角φ=15°。吸力式沉箱基礎(chǔ)為鋼質(zhì)，密度ρ=7.85 g/cm3，彈性模量E=210 GPa，泊松比ν=0.2。土體采用Mohr-Coulomb屈服準(zhǔn)則的理想彈塑性模型，沉箱采用線彈性本構(gòu)模型。

考慮沉箱與土體的接觸作用，沉箱表面為主面，土體表面為從面，兩者的法向接觸采用 “硬”接觸形式，切向接觸面之間的摩擦效應(yīng)采用“罰”函數(shù)進(jìn)行模擬，摩擦系數(shù)取0.2。模型大小為200 m×200 m×200 m；模型邊界條件為：底面U1=U2=U3=0，側(cè)面U1=U2=0，U1,U2,U3分別為x,y,z方向的位移。單元采用C3D8R。模型示意見圖1(以2個(gè)沉箱組合基礎(chǔ)為例)。

為了研究吸力式沉箱組合基礎(chǔ)的承載特性，從單吸力式沉箱基礎(chǔ)著手，進(jìn)而研究不同沉箱數(shù)量的組合基礎(chǔ)，并考慮沉箱直徑和間距的影響，具體工況如表1所示。

結(jié)合跨海橋梁水流方向和基礎(chǔ)受力特點(diǎn)，吸力式沉箱組合基礎(chǔ)的水平受荷方向設(shè)定如圖2所示。

表1 計(jì)算工況Tab.1 Test programs

圖2 吸力式沉箱組合基礎(chǔ)水平受荷方向Fig.2 Lateral loading direction of combined suction caisson foundation

圖3 單吸力式沉箱基礎(chǔ)的豎向荷載-位移曲線Fig.3 Vertical load-displacement curves of single suction caisson foundation

2 單吸力式沉箱基礎(chǔ)承載特性分析

圖3為豎向荷載作用下單吸力式沉箱基礎(chǔ)的荷載-位移曲線，可以看出，曲線呈緩變性，并無明顯轉(zhuǎn)折點(diǎn)。鑒于目前關(guān)于該基礎(chǔ)型式并無明確的破壞標(biāo)準(zhǔn)，本文采用沉箱位移達(dá)到5%沉箱直徑時(shí)對(duì)應(yīng)的荷載和沉箱荷載-位移曲線出現(xiàn)轉(zhuǎn)折點(diǎn)時(shí)對(duì)應(yīng)的荷載兩者中的較小值作為其極限承載力(若有)。依據(jù)此標(biāo)準(zhǔn)，可得各尺寸吸力式沉箱基礎(chǔ)的豎向極限承載力，如表2所示。

表2單吸力式沉箱基礎(chǔ)豎向極限承載力

Tab.2 The vertical ultimate bearing capacity of single suction caisson foundations kN

從表2可知，相同直徑的條件下，沉箱的長徑比越大，基礎(chǔ)承載力越大，這是由于長度越大，沉箱側(cè)壁提供的摩阻力越大，所以基礎(chǔ)的豎向承載力也越大。而由于沉箱側(cè)壁厚很小，當(dāng)沉箱的長徑比較大時(shí)沉箱端部提供的端阻力可以忽略不計(jì)。

對(duì)比表2中2種直徑基礎(chǔ)的承載力可以發(fā)現(xiàn)，基礎(chǔ)直徑增大后，承載力顯著提高，例如直徑8 m、長徑比為0.5的基礎(chǔ)與直徑4 m、長徑比為1.0的基礎(chǔ)長度相同，區(qū)別在于直徑不同，但前者的豎向承載力約為后者的3倍，這是由于沉箱的直徑越大，其頂板面積也越大，能夠提供更大的頂板阻力。

圖4是水平荷載作用下單吸力式沉箱基礎(chǔ)的荷載-位移曲線。從圖中可以看出，隨著沉箱直徑的增大，基礎(chǔ)的水平極限承載力逐漸增大，但與豎向荷載-位移曲線不同，水平荷載-位移曲線有明顯的轉(zhuǎn)折點(diǎn)，所以取荷載-位移曲線上轉(zhuǎn)折點(diǎn)對(duì)應(yīng)的前一級(jí)荷載作為吸力式沉箱基礎(chǔ)的水平極限承載力，進(jìn)而可得各尺寸吸力式沉箱基礎(chǔ)的水平極限承載力，如表3所示。

圖4 單吸力式沉箱基礎(chǔ)的水平荷載-位移曲線Fig.4 Lateral load-displacement curves of single suction caisson foundation

Tab.3 Lateral ultimate bearing capacity of single suction caisson foundation kN

從圖4中可以看出，3種長徑比基礎(chǔ)破壞時(shí)的水平位移相差較大，基本規(guī)律是沉箱長度越長，破壞時(shí)的水平位移越大。與豎向承載力相比，吸力式沉箱基礎(chǔ)的水平承載力要小很多。

從表3可以看出，與豎向加載時(shí)類似，直徑8 m的基礎(chǔ)水平極限承載力相比于直徑4 m的基礎(chǔ)顯著增大，這是因?yàn)槌料涞闹睆皆酱螅A(chǔ)前側(cè)承受被動(dòng)土壓力的范圍越大，相應(yīng)的承載力也會(huì)提高。

3 吸力式沉箱組合基礎(chǔ)承載特性分析

3.1 吸力式沉箱組合基礎(chǔ)的豎向承載特性

圖5分別是豎向荷載作用下2，3和4個(gè)沉箱組合基礎(chǔ)的荷載-位移曲線。從圖5中可以看出，與單吸力式沉箱基礎(chǔ)相比，組合基礎(chǔ)的豎向荷載-位移曲線陡一些，有明顯的轉(zhuǎn)折點(diǎn)。

表4為相應(yīng)各工況下基礎(chǔ)豎向極限承載力?？梢园l(fā)現(xiàn)，隨著沉箱間距的增大，組合基礎(chǔ)的豎向極限承載力明顯增大。當(dāng)沉箱間距為8 m時(shí)，組合基礎(chǔ)的承載力小于相應(yīng)數(shù)量單沉箱基礎(chǔ)的承載力之和，這是因?yàn)槌料渑c沉箱之間距離較小，類似于“群樁”效應(yīng)明顯，削弱了基礎(chǔ)承載力的發(fā)揮；而當(dāng)沉箱間距增大為2.5倍和3倍沉箱直徑時(shí)，組合基礎(chǔ)的承載力就超過了相應(yīng)數(shù)量單沉箱基礎(chǔ)的承載力之和，這是因?yàn)槌料溟g距增大，“群樁”效應(yīng)逐漸減弱；且由于連接各沉箱的頂板與泥面直接接觸，在上部荷載作用下基礎(chǔ)發(fā)生下沉，頂板也會(huì)提供阻力，從而提高基礎(chǔ)的承載力，沉箱間距越大，連接各沉箱的頂板面積越大，提供的阻力越大。

圖5 不同間距下沉箱組合基礎(chǔ)豎向荷載-位移曲線Fig.5 Vertical load-displacement curves of combined caissons foundation under different spacings

沉箱數(shù)量間距/m承載力/(103kN)沉箱數(shù)量間距/m承載力/(103kN)2895(091)312210(135)210115(111)48165(079)212150(144)410250(120)38135(087)412360(173)310165(106)注：()中數(shù)值為該承載力與相應(yīng)數(shù)量單沉箱基礎(chǔ)承載力之和之比。

3.2 吸力式沉箱組合基礎(chǔ)的水平極限承載力

圖6是水平荷載作用下2，3和4個(gè)沉箱組合基礎(chǔ)的荷載-位移曲線，與單吸力式沉箱基礎(chǔ)的水平荷載-位移曲線相似，都有明顯的轉(zhuǎn)折點(diǎn)。從圖6可以發(fā)現(xiàn)，隨著沉箱間距增大，組合基礎(chǔ)的水平極限承載力逐漸增大，但增大幅度有限。

圖6 不同間距下沉箱組合基礎(chǔ)豎向荷載-位移曲線Fig.6 Lateral load-displacement curves of combined caissons foundation under different spacings

表5為相應(yīng)各工況下基礎(chǔ)豎向極限承載力，可以看出，不論沉箱間距大小，組合基礎(chǔ)的水平承載力都大于相應(yīng)數(shù)量單沉箱基礎(chǔ)承載力之和，這是由于沉箱間距的存在，平面上跨度增大，提高了基礎(chǔ)的抗傾覆能力，這也是為什么沉箱間距增大，組合基礎(chǔ)的水平承載力隨之增大的原因之一；另外一個(gè)原因是由于沉箱之間的連接頂板與泥面接觸，當(dāng)基礎(chǔ)在水平荷載作用下發(fā)生傾斜之后頂板的一端也會(huì)擠壓泥面，從而提供稍許抗力。總體而言，沉箱間距的改變對(duì)組合基礎(chǔ)的水平承載力影響較小。

表5 吸力式組合基礎(chǔ)水平極限承載力Tab.5 Lateral ultimate bearing capacity of combined suction caisson foundations

3.3 連接頂板對(duì)組合基礎(chǔ)承載力的影響

由上述分析可知，沉箱之間的連接頂板對(duì)于組合基礎(chǔ)的承載力有貢獻(xiàn)，為了掌握連接頂板在組合基礎(chǔ)承載力中所貢獻(xiàn)的比例，選取各沉箱中心間距均為10 m的2,3,4個(gè)吸力式沉箱組合基礎(chǔ)，建立模型時(shí)，將連接頂板設(shè)置為高出泥面20 cm(0.05D)，從而依據(jù)之前確定的破壞標(biāo)準(zhǔn)，保證得到的承載力不包含頂板的貢獻(xiàn)。

連接頂板與泥面有、無接觸情況下，豎向荷載作用下吸力式沉箱組合基礎(chǔ)的荷載-位移對(duì)比曲線如圖7所示。從圖中可以發(fā)現(xiàn)，連接頂板與泥面有無接觸對(duì)基礎(chǔ)的荷載-位移曲線并無影響，但在連接頂板與泥面無接觸的情況下，基礎(chǔ)承載力要小很多。

圖7 有無接觸條件下沉箱組合基礎(chǔ)豎向荷載-位移曲線Fig.7 Vertical load-displacement curves of combined caissons foundation with or without connection roof

Tab.6 Vertical ultimate bearing capacity of combined suction caisson foundation with or without connection roof

沉箱數(shù)量234頂板有無接觸有無有無有無承載力/kN11500880016500110002500012500

表6為各工況下組合基礎(chǔ)的豎向極限承載力。從表6中可見，當(dāng)連接頂板與泥面無接觸時(shí)，即剔除頂板在組合基礎(chǔ)豎向極限承載力中的貢獻(xiàn)后，2，3和4個(gè)吸力式沉箱組合基礎(chǔ)的豎向極限承載力分別是連接頂板與泥面有接觸時(shí)的76.5%, 66.7%和50.0%，也均小于相應(yīng)數(shù)量同規(guī)格單吸力式沉箱基礎(chǔ)的豎向極限承載力之和。這說明頂板的作用顯著，且隨著沉箱數(shù)量的增多，作用逐漸增大，這是因?yàn)檫B接頂板面積越大，頂板能夠提供的阻力越大。

圖8為連接頂板與泥面有、無接觸情況下，水平荷載作用下吸力式沉箱組合基礎(chǔ)的荷載-位移對(duì)比曲線。從圖中可以看出，連接頂板與有、無條件下基礎(chǔ)的荷載-位移曲線類型相似，只是抵抗水平荷載的能力有差異，基本規(guī)律是連接頂板與泥面有接觸時(shí)，基礎(chǔ)的承載力更高，但差異很小，原因在于連接頂板提供的阻力來源于頂板一端擠壓土體，但由于基礎(chǔ)整體變形不大，所以受頂板擠壓的土體區(qū)域較小。因此，連接頂板底部與土體之間的摩擦和擠壓對(duì)于組合基礎(chǔ)水平承載力的貢獻(xiàn)不大，沉箱擠壓前側(cè)土體產(chǎn)生的被動(dòng)土壓力才是基礎(chǔ)水平承載力最主要來源，此外沉箱間距的增大，也會(huì)促進(jìn)抗滑力及抗傾力矩的提高。

圖8 有無接觸條件下沉箱組合基礎(chǔ)水平荷載-位移曲線Fig.8 Lateral load-displacement curves of combined caissons foundation with or without connection roof

4 結(jié) 語

(1)豎向荷載作用下，吸力式沉箱基礎(chǔ)的承載力來源于沉箱側(cè)壁的摩擦力和頂板的阻力，其荷載-位移曲線呈緩變型；水平荷載作用下，吸力式沉箱基礎(chǔ)的承載力來源于沉箱前側(cè)土體提供的土抗力，其荷載-位移曲線有明顯拐點(diǎn)。

(2)對(duì)于豎向荷載作用下的吸力式沉箱組合基礎(chǔ)，當(dāng)沉箱間距較小時(shí)，受類似于樁基礎(chǔ)的“群樁”效應(yīng)的影響，其承載力小于相應(yīng)數(shù)量單個(gè)基礎(chǔ)的承載力之和；隨沉箱間距增大，組合基礎(chǔ)的豎向承載力將超過相應(yīng)數(shù)量單個(gè)基礎(chǔ)的承載力之和，并隨間距的增加而增大。沉箱之間的連接頂板上的阻力是組合基礎(chǔ)承載力的重要來源之一，可在一定范圍內(nèi)通過增大沉箱間距的方式提高組合基礎(chǔ)承載力。

(3)對(duì)于水平荷載作用下的吸力式沉箱組合基礎(chǔ)，其承載力大于相應(yīng)數(shù)量單個(gè)基礎(chǔ)的承載力之和，且會(huì)隨著沉箱間距的增大而增大，但增幅很小。沉箱之間的連接頂板底部與土體之間的摩擦和擠壓對(duì)于組合基礎(chǔ)承載力的提高可以忽略不計(jì)。

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