王建華 ，李一峰 ，程星磊

（1. 天津大學(xué) 水利工程仿真與安全國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，天津 300072；2. 天津大學(xué) 巖土工程研究所，天津 300072）

1 引 言

隨著深海油氣資源的大力開發(fā)，海上大型浮式平臺(tái)的應(yīng)用越來越廣泛。法向承力錨（vertically loaded anchor，VLA）作為一種新型的浮式平臺(tái)基礎(chǔ)形式，具有高承載力、經(jīng)濟(jì)實(shí)用、便于安裝和回收等優(yōu)點(diǎn)[1－2]。極限抗拔承載力是法向承力錨固系統(tǒng)設(shè)計(jì)的重要指標(biāo)，而破壞標(biāo)準(zhǔn)的選取對(duì)確定法向承力錨的極限承載力有著重要的意義。

目前國內(nèi)外學(xué)者已有關(guān)于法向承力錨的破壞標(biāo)準(zhǔn)研究，挪威船級(jí)社（DNV）[3]建議采用（0.3±0.1）倍錨板寬度作為法向承力錨的破壞位移，但并未對(duì)其確定方法和依據(jù)進(jìn)行詳細(xì)地說明。Cao等[4]借助PLAXIS有限元軟件對(duì)法向承力錨在黏土中的承載特性進(jìn)行研究結(jié)果表明，埋置深度與錨板寬度的比值分別為3.0、5.0、7.5時(shí)，法向承力錨的破壞位移均接近0.1倍錨板寬度，與文獻(xiàn)[3]建議的破壞位移相差較多，且無原位試驗(yàn)或模型試驗(yàn)數(shù)據(jù)驗(yàn)證。其他學(xué)者[5－7]運(yùn)用現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)、模型試驗(yàn)、數(shù)值分析等方法，針對(duì)計(jì)算法向承力錨極限承載力的經(jīng)驗(yàn)公式進(jìn)行研究，通過荷載-位移曲線的峰值確定極限承載力，并根據(jù)經(jīng)驗(yàn)公式修正承載力系數(shù)。Sarah等[8]開展了法向承力錨的離心機(jī)模型試驗(yàn)，結(jié)果顯示采用不同形狀的錨板會(huì)對(duì)承載力產(chǎn)生影響，建議在模型試驗(yàn)中應(yīng)選取更符合實(shí)際工程中法向承力錨的錨板形狀。

國內(nèi)外對(duì)法向承力錨位移破壞標(biāo)準(zhǔn)的相關(guān)研究較少，也沒有形成統(tǒng)一的標(biāo)準(zhǔn)。為了進(jìn)一步研究淺埋法向承力錨的位移破壞標(biāo)準(zhǔn)，在模型試驗(yàn)箱中，針對(duì)埋置深度為3倍錨板寬度的法向承力錨模型，進(jìn)行了位移控制和力控制兩種加載模式的模型試驗(yàn)。通過模型試驗(yàn)得到的歸一化荷載-位移曲線確定位移破壞標(biāo)準(zhǔn)，對(duì)比破壞位移對(duì)應(yīng)的承載力與經(jīng)驗(yàn)公式計(jì)算的承載力，初步驗(yàn)證了位移破壞標(biāo)準(zhǔn)的準(zhǔn)確性。

2 模型試驗(yàn)

2.1 模型試驗(yàn)土箱與法向承力錨模型

模型試驗(yàn)A#土箱尺寸為1.5 m×1.2 m×1.0 m，模型試驗(yàn)B#土箱尺寸為1.2 m×1.2 m×1.0 m。試驗(yàn)用土為天津?yàn)┖^(qū)域重塑淤泥質(zhì)飽和軟黏土，利用真空預(yù)壓法進(jìn)行制備。在A#箱中分層進(jìn)行真空預(yù)壓，制備的為強(qiáng)度沿深度線性增大的土層，B#箱中是強(qiáng)度為8～10 kPa的均勻土層，物理力學(xué)指標(biāo)見表1、2。在A#中部沿長度方向均勻選取3個(gè)測(cè)點(diǎn)，針對(duì)每個(gè)測(cè)點(diǎn)，利用電動(dòng)十字板測(cè)量不排水抗剪強(qiáng)度Su沿深度的變化情況，如圖1所示。

模型錨板參考Stevemanta公司的VLA外形進(jìn)行簡(jiǎn)化設(shè)計(jì)[9]，見圖 2。制作材料為 316不銹鋼，錨板寬0.12 m，法向受力面積為0.016 4 m2，圖中錨板尾部鋼管用于試驗(yàn)前沉入錨板，尾部鋼索用于試驗(yàn)結(jié)束后回收錨板。

表2 模型試驗(yàn)B#箱土層的物性指標(biāo)Table 2 Physical indexes of soil layer in box #B

圖1 A#箱土層十字板測(cè)試結(jié)果Fig.1 Vane test results of box #A

圖2 法向承力錨模型Fig.2 Model of vertically loaded plate anchors

2.2 模型試驗(yàn)加載系統(tǒng)與采集系統(tǒng)

模型試驗(yàn)采用的加載系統(tǒng)由加載架、導(dǎo)向裝置、多功能電動(dòng)伺服控制加載裝置組成（見圖3）。該系統(tǒng)通過位移控制或力控制模式通過電動(dòng)缸對(duì)模型錨準(zhǔn)確施加靜荷載, 系纜力角度通過調(diào)節(jié)導(dǎo)向滑輪2#的位置進(jìn)行控制。圖3中的應(yīng)變片式S形力傳感器用于測(cè)量錨板所受的法向荷載，LVDT位移傳感器用于測(cè)量錨板沿法向的位移，傳感器測(cè)量的電信號(hào)通過A/D轉(zhuǎn)換為數(shù)字信號(hào)由計(jì)算機(jī)記錄儲(chǔ)存。

圖3 加載裝置和測(cè)量裝置Fig.3 Load apparatus and measuring apparatus

2.3 模型試驗(yàn)方法

由于法向承力錨所受靜荷載為長期荷載，需要避免加載速率對(duì)錨的承載力產(chǎn)生影響。參考劉晶磊等[10]的研究方法，在模型試驗(yàn) A#箱中，進(jìn)行了 1組力控制下分級(jí)加載的試驗(yàn)，通過力控制加載試驗(yàn)所需的時(shí)長確定位移控制試驗(yàn)的加載速率。又進(jìn)行了2組位移控制下加載速率分別為0.01 m/h和0.02 m/h的試驗(yàn)，對(duì)比試驗(yàn)結(jié)果以確認(rèn)試驗(yàn)中采用的加載速率是否對(duì)試驗(yàn)產(chǎn)生影響。為獲得不同上覆土條件下模型錨的位移破壞標(biāo)準(zhǔn)，在B#箱中進(jìn)行了1組位移控制下加載速率為0.01 m/h的試驗(yàn)。試驗(yàn)過程如下：

① 利用沉錨連桿將錨板沿切向靜壓至預(yù)定試驗(yàn)位置，錨板貫入深度為36 cm（土層表面到錨板形心的距離），即 3倍錨板寬度。實(shí)際工程中，Stevemanta公司的 VLA系纜力方向與水平方向夾角一般為20°～40°[9]，為了更接近實(shí)際工況，模型錨板系纜力方向與水平方向夾角設(shè)定為30°。

② 沉錨會(huì)對(duì)周圍土體產(chǎn)生一定的擾動(dòng)，參考已有模型試驗(yàn)結(jié)果，沉錨后對(duì)沉錨區(qū)域堆載5 kPa左右的荷載并靜置6 d，土體結(jié)構(gòu)性和強(qiáng)度可以得到較好的恢復(fù)。土體恢復(fù)后，按照預(yù)定的加載方式進(jìn)行試驗(yàn)。力控制的加載試驗(yàn)，采用分級(jí)加載的方式施加荷載，在某級(jí)加載后，位移保持相對(duì)穩(wěn)定時(shí)記錄錨板位移再進(jìn)行下級(jí)加載，當(dāng)位移不能隨時(shí)間穩(wěn)定時(shí)，認(rèn)為達(dá)到極限承載力，停止試驗(yàn)。位移控制的加載試驗(yàn)通過設(shè)定恒定的加載速率進(jìn)行，當(dāng)法向力不隨位移的增大而增大時(shí)，認(rèn)為達(dá)到極限承載力。

③ 試驗(yàn)結(jié)束后，利用錨板尾部的回收系纜將錨板拔出，平整土層，并在試驗(yàn)箱的另一側(cè)沉錨，靜置恢復(fù)6 d后進(jìn)行下一組試驗(yàn)。

3 模型試驗(yàn)結(jié)果與分析

3.1 法向承力錨位移破壞標(biāo)準(zhǔn)

圖4為A#、B#箱中的4組模型試驗(yàn)的荷載位移曲線。從圖中可以看出，位移控制下加載速率為0.01 m/h和0.02 m/h的試驗(yàn)結(jié)果接近，說明以低于0.02 m/h的加載速率進(jìn)行加載可忽略加載速率對(duì)試驗(yàn)結(jié)果的影響；錨板法向受力小于30%極限抗拔承載力時(shí)，法向力隨位移的增大呈近似線性增大，隨著位移繼續(xù)增大，模型錨的法向受力增長趨緩。為了更好地獲得法向承力錨模型試驗(yàn)中的位移破壞標(biāo)準(zhǔn)，將法向力以極限承載力為標(biāo)準(zhǔn)、位移以錨板寬度為標(biāo)準(zhǔn)分別進(jìn)行歸一化處理，如圖5所示。圖中，橫軸為系纜力與極限承載力的比值，縱軸為錨板沿系纜力方向位移與錨板寬度的比值。當(dāng)錨板系纜方向位移達(dá)到約0.38倍錨板寬度時(shí)，法向受力增長緩慢且趨于穩(wěn)定，錨板達(dá)到極限狀態(tài)，此時(shí)穩(wěn)定的法向力即為法向承力錨的極限承載力，對(duì)應(yīng)的位移約為0.38倍錨板寬度，與文獻(xiàn)[3]建議的（0.3±0.1）倍錨板寬度基本一致。

圖4 錨板沿系纜方向的荷載-位移曲線Fig.4 Load-displacement curves along the mooring direction for VLA

圖5 歸一化的荷載-位移曲線Fig.5 Normalized load vs. normalized displacement

3.2 法向承力錨破壞時(shí)的極限承載力

為了計(jì)算法向承力錨的極限抗拔承載力，國外學(xué)者一般采用傳統(tǒng)板錨的計(jì)算方法，通過原型試驗(yàn)、模型試驗(yàn)或數(shù)值模擬確定承載力系數(shù)，以此計(jì)算法向承力錨的極限抗拔承載力。通常使用以下公式計(jì)算法向承力錨的極限抗拔承載力：

式中：Nc為承載力系數(shù)；Su為埋深處土的不排水剪切強(qiáng)度；A為錨板面積[2]。

按照模型試驗(yàn)中錨板的尺寸、埋置深度、土體的強(qiáng)度等條件，參考文獻(xiàn)[3]確定計(jì)算中所需的參數(shù)，Nc取11.5。采用十字板剪切試驗(yàn)確定不排水抗剪強(qiáng)度Su，依據(jù)式（1）計(jì)算法向承力錨的極限承載力。在每次試驗(yàn)后與模型試驗(yàn)中達(dá)到位移破壞標(biāo)準(zhǔn)時(shí)對(duì)應(yīng)的極限承載力進(jìn)行對(duì)比，見表3。結(jié)果表明，0.38倍錨板寬度的位移對(duì)應(yīng)的極限承載力與式（1）的計(jì)算結(jié)果相比，相差均不超過10%，初步確定模型試驗(yàn)中得出的0.38倍錨板寬度為法向承力錨的位移破壞標(biāo)準(zhǔn)是較合理的。

表3 模型試驗(yàn)結(jié)果與經(jīng)驗(yàn)公式計(jì)算結(jié)果對(duì)比Table 3 Comparison of results between model test and empirical formula

4 結(jié) 語

本研究在模型試驗(yàn)箱內(nèi)，利用電動(dòng)伺服加載控制裝置，本次開展了力控制和位移控制兩種加載模式下的法向承力錨模型試驗(yàn)，確定了法向承力錨達(dá)到極限承載力時(shí)的位移破壞標(biāo)準(zhǔn)。試驗(yàn)結(jié)果表明，埋深3倍錨板寬度、采用0.38倍錨板寬度作為法向承力錨的位移破壞標(biāo)準(zhǔn)時(shí)，模型試驗(yàn)得到的極限承載力與經(jīng)驗(yàn)公式計(jì)算的極限承載力基本吻合。

[1] 劉海笑, 楊曉亮. 法向承力錨(VLA)—一種適用于深海工程的新型系泊基礎(chǔ)[J]. 海洋技術(shù), 2005, 24(3): 78－82.LIU Hai-xiao, YANG Xiao-liang. Vertically loaded anchor, a new type of mooring foundations for deep-water offshore engineering[J]. Ocean Technology, 2005, 24(3):78－82.

[2] 劉海笑, 楊曉亮. 法向承力錨極限抗拔力特性[J]. 海洋工程, 2006, 24(4): 8－14.LIU Hai-xiao, YANG Xiao-liang. Characteristics of ultimate pull-out capacity for vertically loaded anchors[J].The Ocean Engineering, 2006, 24(4): 8－14.

[3] Det Norske Veritas. RP－E302 Design and installation of drag-in plate anchors in clay[S]. Norwegian: Det Norske Veritas, 2002: 6－37.

[4] CAO Jian-chun, ALHAYARI S. Study on behavior of vertically loaded plate anchors(VELPA) in soft clay[C]//The Twenty-first International Offshore and Polar Engineering Conference. Maui, Hawaii, USA: [s. n.],2011.

[5] MARTIN C M, RANDOLPH M F. Application of the lower and upper bound theorems of plasticity to collapse of circular foundations[C]//Computer Methods and Advance s in Geomechanics. Tuscon, Arizona: [s. n.],2001: 1417－1428.

[6] DAS B M, MORENO R, DALLE K F. Ultimate pullout capacity of shallow vertical anchors in clay[J]. Soils and Foundations,1985, 25(2): 148－152.

[7] ROWE R K, DAVIS E H. Behavior of anchor plates in clay[J]. Geotechnique, 1982, 32(1): 9－23.

[8] ELKHATIB S, LONNIE B, RANDOLPH M F.Installation and pull-out capacities of drag-in plate anchors[C]//Proceedings of the 12th International Offshore and Polar Engineering Conference. Kitakyushu,Japan: [s. n.], 2002: 26－31.

[9] Krimpen ad Yssel. Vryhof anchors[M]//Anchor Manual.Netherlands: [s. n.], 2005

[10] 劉晶磊, 王建華. 軟土中張緊式吸力錨破壞標(biāo)準(zhǔn)模型試驗(yàn)與有限元分析[J]. 巖土力學(xué), 2013, 34(9): 2058－2514.LIU Jing-lei, WANG Jian-hua. Model tests and finite element analysis of failure criterion of suction anchors with taut mooring systems in soft clay[J]. Rock and Soil Mechanics, 2013, 34(9): 2058－2514.