邱 月，黎 冰，吳 迪,王鈺軻, 劉 勇

(1.河海大學 巖土力學與堤壩工程教育部重點實驗室，江蘇 南京210098;2.河海大學 江蘇省巖土工程技術(shù)工程研究中心，江蘇 南京210098;3.東南大學 土木工程學院，江蘇 南京 210096;4.蕪湖縣供電有限責任公司，安徽 蕪湖241100)

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飽和砂土中吸力式沉箱基礎的極限承載力計算方法

邱 月1,2，黎 冰3，吳 迪1,2,王鈺軻1,2, 劉 勇4

(1.河海大學 巖土力學與堤壩工程教育部重點實驗室，江蘇 南京210098;2.河海大學 江蘇省巖土工程技術(shù)工程研究中心，江蘇 南京210098;3.東南大學 土木工程學院，江蘇 南京 210096;4.蕪湖縣供電有限責任公司，安徽 蕪湖241100)

為了確定砂土地基中傾斜荷載作用下吸力式沉箱基礎的極限抗拔承載力，利用極限包絡線方法對其進行分析?；?5組模型試驗得到水平、豎向以及傾斜荷載作用下吸力式沉箱基礎的極限承載力，結(jié)合假定得到的水平、豎向極限承載力系數(shù)，回歸分析得出:水平和豎向極限承載力系數(shù)與荷載作用點位置Z/L服從冪函數(shù)關系；隨著荷載作用點位置的逐漸增大，水平承載力系數(shù)呈現(xiàn)出先增大后減小的趨勢，豎向承載力系數(shù)逐漸增大；歸一化豎向極限承載力與歸一化水平極限承載力之間服從二次拋物線關系，通過求平方根的形式即可得到傾斜荷載作用下沉箱基礎的極限抗拔承載力。

吸力式沉箱基礎；飽和砂土；極限承載力；荷載作用點；荷載作用角度

吸力式沉箱基礎是一種底端開口，頂部封閉的大直徑薄壁圓筒結(jié)構(gòu)，同時在其頂部設有連接抽氣系統(tǒng)的圓孔。作為海洋平臺的基礎部分，要保證沉箱能夠“站得穩(wěn)”的關鍵就在于吸力式沉箱的抗拔性能，即在受到風、波浪等外力作用下仍然能夠正常工作。Iskander等[2]通過模型試驗研究了豎向荷載作用下砂土和黏土地基中吸力式沉箱基礎的沉貫和拉拔特性。Allersma等[3]通過離心機試驗研究了3種長徑比、5種荷載作用點位置以及4種荷載作用角度對砂土中吸力式沉箱基礎的抗拔承載力影響。Bang等[4-5]基于“漸變內(nèi)摩擦角”的概念提出了水平荷載和傾斜荷載作用下吸力式沉箱基礎的抗拔承載力計算方法，然而該方法需要考慮的計算模式較多，較為復雜。施曉春等[6-11]眾多學者也基于一定的假定，提出了沉箱基礎的水平極限承載力計算方法，但是由于假定與實際壓力分布情況的差異使得計算方法的適用性受到一定的限制。黎冰等[12]基于上述研究存在的不足提出了荷載作用點位于沉箱頂部時水平荷載作用下吸力式沉箱基礎的極限承載力計算方法，然而該研究中僅僅考慮了荷載作用點位于沉箱頂部的情況。另外，也有學者利用有限元方法對吸力式沉箱基礎的承載特性進行了研究[13-14]。然而，目前很少有砂土地基中吸力式沉箱基礎在傾斜荷載作用下的極限抗拔承載力計算方法。本文利用極限荷載包絡線圖提出了傾斜荷載作用下吸力式沉箱基礎的極限抗拔承載力計算方法。

1 模型試驗

本試驗有5種不同荷載作用點及5種不同荷載作用角度共25種工況，如表1所示。試驗中采用的吸力式沉箱基礎模型均采用不銹鋼材料制作而成，沉箱的外徑D為101mm，沉箱長度L為606 mm，如圖1所示。

表1 試驗工況匯總表

注：Z-荷載作用點與沉箱頂端的距離；ω-荷載作用角度。

本文采用的模型槽利用磚塊砌成，其尺寸為6 m×1 m×1.3 m。地基土通過利用干砂分層填筑進水飽和制備而成，其中砂土的有效內(nèi)摩擦角φ' 為36.8°，干密度ρd為1.44 kg·m-3，浮重度γ' 為8.9 kN·m-3。每種工況都需要測量記錄荷載及該級荷載下沉箱模型頂點的水平位移、豎向位移和轉(zhuǎn)動角度。試驗整體示意圖如圖2所示。

試驗利用自制的位移測量裝置記錄沉箱頂點在不同加載階段的位置變化，通過進一步計算即可得到不同加載階段沉箱頂部的豎向和水平位移。沉箱的傾角通過深圳市瑞芬科技公司生產(chǎn)的LCA36-30型數(shù)字雙軸傾角傳感器測得，測量范圍為±30°，測量精度為0.2°。

模型試驗具體試驗過程如下：制備飽和砂土地基；貫入沉箱基礎模型[15]；安裝位移測量裝置和傾角傳感器；逐級加載并記錄位移和轉(zhuǎn)動角度。

2 吸力式沉箱基礎極限抗拔承載力計算

由于目前對吸力式沉箱基礎的極限抗拔承載力的確定并沒有統(tǒng)一的標準，故本文取以下三種標準對應荷載的最小值作為沉箱基礎模型的極限抗拔承載力：一是吸力式沉箱基礎被拔出的前一級荷載；二是作用點位移達到沉箱直徑20% 時對應的荷載；三是 荷載與作用點位移關系曲線呈線性時的對應荷載。

圖3列出了不同工況下吸力式沉箱基礎的荷載-荷載作用點位移關系曲線。圖中黑色箭頭表示按照上述標準得到的吸力式沉箱基礎的極限承載力取值。當荷載作用角度為0°時，不同作用點下沉箱的極限承載力取值分別為：539、1 529、2 472、2 870、1 411 N；當荷載作用角度為15°時，不同作用點下的沉箱的極限承載力取值分別為：392、1 372、1 630、1 960、1 235 N；當荷載作用角度為30°時，不同作用點下的沉箱的極限承載力取值分別為：412、686、942、1080、940 N；當荷載作用角度為60°時，不同作用點下的沉箱的極限承載力取值分別為：314、361、392、413、470 N 。

2.1水平荷載作用下吸力式沉箱基礎的極限抗拔承載力計算方法

為了研究水平荷載作用下吸力式沉箱基礎的抗拔承載力與荷載作用點的量化關系，假定試驗過程中地基土為完全排水狀態(tài)，沉箱基礎的極限水平承載力是荷載作用點的函數(shù)，即：HZ=f(Z/L)。

吸力式沉箱基礎的水平極限抗拔承載力主要由沉箱側(cè)壁的被動土壓力以及沉箱底部摩擦力等組成。由于不同工況下吸力式沉箱基礎側(cè)壁及底部受到的應力差異較大，難以做出統(tǒng)一假定。這里假定吸力式沉箱基礎在不同荷載作用點下的水平抗拔承載力表示為如下形式：

(1)

表2 水平極限抗拔承載力系數(shù)Nhz

為了考慮荷載作用點Z/L對水平極限抗拔承載力系數(shù)Nhz的影響，圖4給出了不同荷載作用點位置下Nhz的回歸曲線。

圖4中，水平極限抗拔承載力系數(shù)Nhz和荷載作用點位置Z/L的關系如下：

(2)

2.2豎向荷載作用下吸力式沉箱基礎的極限抗拔承載力計算方法

Steensen-Bach[16]及Deng等[17]基于試驗和有限元方法提出的豎向上拔荷載下地基土的三種可能破壞模式(滑動破壞、端部阻力破壞、反向承載力破壞)受到廣大學者的認可。然而，這三種地基破壞模式是針對黏土地基提出，并不完全適用于砂土地基。在砂土地基中，吸力式沉箱基礎的破壞模式與其貫入方式、排水條件以及荷載施加速度等均有關系，可將其分為吸力式沉箱基礎直接被拔出、沉箱基礎及其中土塞一起被拔出兩種情況。

為了研究豎向荷載作用下吸力式沉箱基礎的極限抗拔承載力與荷載作用點以及長徑比的量化關系，在不考慮沉箱基礎具體受力特性的同時，假定沉箱基礎的豎向極限抗拔承載力也是荷載作用點的函數(shù)，即：VZ= f (Z/L )。

假定吸力式沉箱基礎在不同荷載作用點下的豎向極限抗拔承載力表示為如下形式：

(3)

表3 豎向極限抗拔承載力系數(shù)Nvz

為了考慮荷載作用點位置對吸力式沉箱基礎豎向極限抗拔承載力Vz的影響，圖5給出了吸力式沉箱基礎的豎向極限承載力系數(shù)Nvz與荷載作用點的回歸關系曲線。從圖中可以發(fā)現(xiàn)，吸力式沉箱基礎的豎向極限抗拔承載力系數(shù)Nvz和荷載作用點Z/L服從如下冪函數(shù)關系：

Nvz=7.53(Z/L+0.5)0.08

(4)

結(jié)合表3及圖5可以看出，當荷載作用點位置向沉箱底部移動時，水平極限抗拔承載力系數(shù)Nvz逐漸增大。豎向極限抗拔承載力系數(shù)Nvz由Z/L = 0時對應的6.83增至Z/L = 1時對應的8.30，增大了21.52%。

2.3傾斜荷載作用下吸力式沉箱基礎的極限抗拔承載力計算方法

基于前兩節(jié)研究，圖6給出了吸力式沉箱基礎在受到不同荷載作用點傾斜荷載作用時的的V-H包絡線圖。可以看出，盡管不同工況下的包絡線具體方程有所差異，但均滿足拋物線關系，因而可假定如公式(5)形式的包絡線方程。

( 5 )

其中，V表示傾斜荷載作用下吸力式沉箱基礎極限抗拔承載力的豎向分量；H表示傾斜荷載作用下吸力式沉箱基礎極限抗拔承載力的水平分量；Vz表示荷載作用點位于沉箱高度Z處時對應的豎向極限承載力，可以通過公式(3)計算得到；Hz表示荷載作用點位于沉箱高度Z處的吸力式沉箱基礎的水平極限抗拔承載力，可以通過公式(1)計算得到；無量綱系數(shù)α、 β與吸力式沉箱基礎的荷載作用點位置Z/L 有關。

表4列出了吸力式沉箱基礎在不同荷載作用點下包絡線方程的無量綱系數(shù)α、β，其中 β=α+ 1。

表4 無量綱系數(shù)α&β 取值表

為了進一步研究荷載作用點位置Z/L與無量綱系數(shù) 之間的關系，通過對表4中數(shù)據(jù)點的回歸分析，得到了以下冪函數(shù)關系：

(6)

3 結(jié)論

1)水平極限承載力系數(shù)與荷載作用點位置Z/L服從冪函數(shù)關系，隨著荷載作用點位置的逐漸增大，水平承載力系數(shù)呈先增大后減小的趨勢。

2)豎向極限承載力系數(shù)與荷載作用點位置Z/L服從冪函數(shù)關系，隨著荷載作用點位置的逐漸增大，豎向承載力系數(shù)逐漸增大。

3)歸一化豎向極限承載力與歸一化水平極限承載力之間服從二次拋物線關系。通過求平方根的形式即可得到傾斜荷載作用下沉箱基礎的極限抗拔承載力。

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(責任編輯王利君)

Ultimate bearing capacity of suction caisson in saturated sand

QIU Yue1,2, LI Bing3, WU Di1,2, WANG Yuke1,2, LIU Yong4

(1.Key Laboratory of Ministry of Education for Geomechanics and Embankment Engineering, Hohai University,Jiangsu Nanjing 210098, China;2.Jiangsu Research Center for Geotechnical Engineering Technology, Hohai University,Nanjing 210098, China;3.School of Civil Engineering, Southeast University, Jiangsu Nanjing 210096, China;4.Wuhu County Power Supply Limited Liability Company, Anhui Wuhu 241100, China)

To obtain the ultimate bearing capacity of suction caisson under inclined load in saturated sand, the interaction failure envelop was used to analyze the bearing behavior of suction caisson. Based on the 25 model tests in sand, the ultimate capacity of suction caisson under different loading conditions was summarized. The lateral capacity factor and the vertical capacity factor were assumed to analyze the influences of the loading position, loading inclination angle on the ultimate bearing capacity. It was found that there is a power function relationship between the normalized ultimate horizontal bearing capacity and the normalized ultimate vertical bearing capacity. Thus, the ultimate inclined bearing capacity can be obtained with the loading angle between the horizontal capacity and the vertical capacity.

suction caisson; saturated sand; ultimate bearing capacity; loading position; loading inclination angle

2016-03-11

國家自然科學基金資助項目(51578145，50909020)；江蘇省普通高校研究生科研創(chuàng)新計劃項目(CXZZ13_0242)

邱月(1987- )，女，江蘇濱海人，博士，從事海洋巖土工程方面的研究。

1673-9469(2016)02-0025-05

10.3969/j.issn.1673-9469.2016.02.006

TU473.2

A