張建紅，林小靜，熊中生，魯曉兵

(1.清華大學水沙科學與水利水電工程國家重點實驗室，北京 100084;2.廣州市設計院，廣州 510620;3.中國科學院力學研究所，北京 100080)

1 工程背景

海洋石油開發(fā)是高科技、高風險、高投入的業(yè)務，海洋油氣勘探開發(fā)最大的風險就是施工風險。海洋平臺結構復雜、體積龐大、造價昂貴。與陸地相比，海洋環(huán)境十分復雜，風、波浪、洋流、海冰和潮汐時時作用于結構，同時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、地基土沖刷和基礎動力軟化、材料老化、構件缺陷和機械疲勞以及損傷累積等不利因素都將導致平臺結構構件和整體抗力的衰減，影響結構的安全度和耐久性。歷史上曾有過多次海洋平臺的事故，造成了重大的經濟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，造成直接經濟損失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。這些慘痛的教訓給海洋資源開發(fā)以很大的風險警示，同時也促使國內外石油部門更加努力研究海洋平臺安全的技術和管理的關鍵問題［1］。

渤海灣每年大約有3～4個月的冰凍期，冰荷載對海洋平臺的作用是基礎設計的重要考慮因素。1969年我國渤海2號平臺被海冰推倒，造成直接經濟損失2 000多萬元［1］。這次事故和隨后出現的海冰剪斷導管架鋼管等事故引起了工程界對冰荷載的關注。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構，表現出的是靜荷載;另一類是擠壓導致冰排破碎和受波浪等影響對平臺結構產生的動荷載。為了研究這一動荷載對桶形基礎的影響，清華大學和中國科學院力學研究所結合近海海洋油氣平臺的重大關鍵技術問題研究，合作開展了一系列大圓筒基礎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。

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

2 循環(huán)荷載加載設備

中國科學院力學所和清華大學聯合研制了用于離心機中的電磁式激振器，并在100 g下的離心模型試驗中得到了應用。通過對渤海灣的冰荷載的分析表明，施加在吸力式基礎上的動冰荷載峰值為980kN，頻率為1 Hz。根據離心模型相似律，100 g下激振器對吸力式基礎要施加一個幅值為98 N、頻率為100 Hz的水平動荷載。圖1為長歷時、大負載的電磁式激振器和其輸入及輸出波形。激振器總質量為14 kg，激振器主要是由永磁鐵和銀質薄壁線圈構成的動圈組成。動圈處于永磁鐵形成的強磁場中，當通以交流電時，動圈因受到不斷變化的電磁力而在磁場中往復運動，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 試驗模型

圖2為簡化的桶形基礎上的海洋平臺，圖3為離心模型試驗系統(tǒng)示意圖。模型箱凈空為35cm×60cm×35cm。試驗中采用的模型筒直徑6cm，高7.2cm。離心加速度采用80 g，根據相似比尺，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，用于模擬鋼制導管或者張力腿等結構。為了解決動態(tài)離心模型試驗中的滲流和動力問題時間比尺的矛盾，采用一種滲透性約為原型1/40的粉質砂土，表1列出了土的物理力學特性。動態(tài)試驗中孔壓消散的速度是孔壓增長速度的80倍，因此本試驗所測得的累積孔隙水壓力偏低。

圖2 簡化的桶形基礎上的海洋平臺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，將筒壓入土中至筒頂與土面相平。將模型箱用厚有機玻璃板密封，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。經測試土樣飽和度可達97%以上。地基在離心加速度80 g下固結6個月，原型固結沉降約80cm。固結后粉砂的干密度為1.6 g/cm3，屬于中密狀態(tài)。固結完成后封閉筒頂小孔，實施加載。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20 min(原型頻率0.8 Hz，歷時26.7 h)。在距離筒壁 5mm 和3mm處(原型40cm，24cm)沿深度埋設2列孔壓傳感器以監(jiān)測土層中的孔壓變化。筒頂的位移傳感器用于記錄激振沉降。文中采用原型數據。

4 試驗結果

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

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

圖4 動荷載強度為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系顯示在圖5(a)中，并將動孔壓比(孔壓與初始豎向有效應力之比)與傳感器埋深的關系顯示在圖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。深層土體或荷載強度比較低時，孔壓基本上隨時間增加。說明高荷載強度時淺層土體容易發(fā)生剪脹，而深層土體或荷載強度較低時，土體主要發(fā)生剪縮。

由圖5(b)可見，孔壓最大值出現在土面以下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，曲線有一拐點或極值點，說明基礎在振動過程中，以土面以下2～4 m之間某一點為轉動中心，該點的振動幅度相對較小，所以周圍土體的孔壓增長較小。動載時基礎轉動中心比受同等大小靜載時略為靠下，說明了基礎的動載效應。

與孔壓規(guī)律相似，沉降主要發(fā)生在加載初期，而后隨時間增長曲線趨于平緩，如圖5(c)所示。經過26.7 h的激振后，基礎周圍土體被振密，并產生沉陷，沉陷區(qū)域沿激振方向成橢圓狀?；A內保持了完整的土塞，由于筒內土體孔壓累積，靠近筒頂的土塞松軟且含水量較大，而靠近筒底處則較密實。綜合孔壓變化和基礎沉降規(guī)律分析基礎有2種可能的破壞模式:振動最初1～2 h內的液化破壞和長時間激振后沉降引發(fā)的問題。

圖5 2種荷載強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所示為離心機中水平靜載作用下桶基破壞的形態(tài)?；A的破壞模式主要為轉動失穩(wěn)，同時伴隨少量整體水平滑移。試驗后的桶體內留下了較完整的土塞。

圖6 水平靜載下單桶離心模型試驗結果和基礎內的土塞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系曲線，得到第2個轉折點，這一點后，荷載增加產生的位移梯度最大，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-基礎達到了極限狀態(tài)，安全系數接近1.0。

基于塑性力學上限定理的三維極限分析方法［10－11］，根據多塊體的滑動模式計算多塊體破壞模式協調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的等式，可通過迭代求解安全系數。

圖7 單桶基礎在水平靜荷載作用下位移梯度-水平荷載關系曲線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，假設如圖8的模型。在泥面以上至水平荷載作用平面之間假設一層重度和強度均為零的虛土，如圖9為分析單筒基礎-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進行分析。將離心模型試驗中得到的極限荷載513kN作為初始條件，得到地基-基礎系統(tǒng)的安全系數為0.9，基本符合離心模型試驗結果。

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

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

圖10 基礎-地基數值模型透視圖Fig.10 The perspective view of numerical model

6 結語

本文介紹了大圓筒基礎在循環(huán)動荷載作用下的離心模型試驗結果。研究在動荷載作用下大圓筒基礎的動力響應，并比較了荷載強度和基礎剛度對基礎動力響應的影響。

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

將單筒連接成多筒基礎，增大基礎剛度，在相同動載強度下，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。

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

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