金小凱，陳錦劍，廖晨聰

(上海交通大學 海洋工程國家重點實驗室；土木工程系， 上海 200240)

近年來，隨著大海洋戰(zhàn)略的開發(fā)，海洋結構物與海床土的相互作用以及結構物基礎穩(wěn)定性問題受到越來越多的關注.波浪荷載對海床土孔壓產(chǎn)生一定影響，并反作用于結構物，因此波浪荷載對海床土的穩(wěn)定性和結構物的安全有重要影響.樁基礎作為大部分海洋結構物的基礎，其服役性能受單樁與海床土、波浪的相互作用機理以及波浪荷載作用下單樁的承載特性影響.

對于單樁與海床土相互作用機理的研究，主要包括數(shù)值法和試驗.數(shù)值法部分，Li等[1]采用有限元方法研究了在線性波和二階Stokes波作用下的樁周海床土孔壓響應，但該研究并未考慮樁土接觸的情況.Sui等[2]采用動力分析法模擬了在波浪荷載作用下的樁周海床土孔壓響應，發(fā)現(xiàn)單樁結構物和波浪反射以及衍射對海床土孔壓響應的影響不可忽略.Sui等[3]在考慮樁基自重的情況下進行了樁周殘余孔壓研究.試驗部分，Qi等[4-5]通過一系列水槽試驗，觀測了在波浪荷載作用下的樁周孔隙水壓力響應，并討論了孔隙水壓力與樁周局部沖刷之間的關系.Wang 等[6]通過水槽試驗研究了在波浪荷載作用下樁周孔壓和樁底孔壓的分布情況.胡翔等[7-8]通過準靜態(tài)三維數(shù)值分析法研究了波浪荷載作用下海床土的孔壓變化規(guī)律、單樁的位移和彎矩分布情況，并根據(jù)樁土相互作用特性進一步分析了樁身的內(nèi)力變形.

對于在波浪荷載作用下樁基承載力的研究，主要包括數(shù)值法和解析法.Eicher 等[9]闡述了在波浪荷載作用下樁周的土壓力和水壓力的分布情況,并通過數(shù)值模擬得到樁身的應力變化和變形規(guī)律.陳錦劍等[10]通過數(shù)值法和模型試驗研究了在長、短期循環(huán)作用下單樁的孔壓響應以及土體軟化效應；Yasuhara[11]提出了飽和軟黏土的不排水強度退化公式以及孔壓消散后的強度公式；Zhang等[12]討論了在波浪荷載作用下樁基的承載力和應力-應變問題；莊慧娜等[13]通過Abaqus有限元軟件分析了樁基在靜、動荷載下的承載力特性，并研究了樁身的應力特點.

深水波浪環(huán)境中的試驗操作具有一定的危險性，并且目前國內(nèi)外均沒有關于在波浪環(huán)境中樁基靜載荷試驗的實驗規(guī)范.以上學者在海洋樁基承載力方面的研究往往集中于在波浪荷載作用下，樁周孔壓響應的試驗研究和樁基承載力特性的數(shù)值研究，而風機樁承載力的現(xiàn)場試驗較少，且試驗數(shù)據(jù)不易獲得.對此，本試驗對在波浪荷載作用下的單樁基礎進行靜載荷試驗，并監(jiān)測孔壓響應，彌補試驗數(shù)據(jù)的空白.

1 試驗設置

水槽試驗設備分為兩個部分：造波系統(tǒng)和波流水槽槽體、水循環(huán)系統(tǒng).造波系統(tǒng)由造波機、消波系統(tǒng)和測控系統(tǒng)構成，波流水槽內(nèi)的空尺寸為 60 m×2 m×1.8 m.試驗設備如圖1所示.試驗土坑呈長方體狀，尺寸為6 m×2 m×1 m，距離推波器20 m，其周邊和底部由混凝土制成，可防滲.試驗測量系統(tǒng)由1臺筆記本電腦、15個孔壓力計和3臺波高儀組成.在樁周和底部的不同位置布置孔隙水壓力計(①～)以觀測不同位置的孔壓響應(見圖1).為了保證波浪荷載的準確性，試驗布置3臺波高儀以監(jiān)測波浪波高并與理論解對比.模型樁是使用有機玻璃定制而成的管樁，外徑(D)分別為65 mm和45 mm，壁厚d=5 mm，樁長Lm=130 cm，其中埋入海床土深度h=60 cm.樁基并列布置于土槽中間，樁距為30 cm.

根據(jù)實際尺寸和水槽試驗的要求，采用1∶25的比例尺，具體尺寸如表1所示.其中，T為波浪周期，H為波高.

表1 試驗參數(shù)Tab.1 Parameters of test

1.1 土樣特征

實驗用土為細砂土，利用篩分法測3次取平均值得到其顆粒級配曲線，如圖2所示.

砂土的不均勻系數(shù)和曲率系數(shù)分別為

式中：d為粒徑，d10、d30和d60分別表示顆粒質(zhì)量累積為10%、30%和60%的粒徑.Cu<5時，說明砂土顆粒均勻，為均勻土；Cc>1時，說明砂土顆粒級配連續(xù).

土體主要物理性質(zhì)參數(shù)如表2所示.其中，d50為中值粒徑，e為平均孔隙比，Dr為土體相對密度，G為剪切模量，ν為泊松比.土體密度(ρ)由環(huán)刀取60 cm2飽和土，測量其烘干前后的質(zhì)量并計算得到；最大孔隙比(emax)和最小孔隙比(emin)采用國際ASTM標準測得；彈性模量(E)通過三軸儀的固結不排水加卸載試驗測得；滲透系數(shù)(k)由常水頭滲透系數(shù)測量儀測得.

圖2 試驗用土顆粒級配Fig.2 Particle grading of test soil

表2 試驗用土參數(shù)Tab.2 Parameters of test soil

1.2 試驗步驟

波浪荷載作用下樁基響應試驗操作流程如下：

(1) 按照試驗方案在試驗樁身安裝孔壓計，并將傳感器連接到數(shù)據(jù)采集系統(tǒng).

(2) 土樣飽和處理.為了保證海床的充分飽和，試驗采用水下裝砂法在水中進行土樣配制.

(3) 按照試驗方案所設計的砂土顆粒級配曲線配置試驗用土，按照每層厚20 cm將試驗用土鋪實在土槽里，在底標高為-60 cm時將試驗樁埋置在土槽中.

(4) 進行樁基靜載荷試驗，每級荷載為20 N，加載至200 N停止；并進行地基承載力輕型觸探試驗.

(5) 將樁取出并按照步驟(2)重新安置，打開放水閥門，水標達到預設水深時關閉;在預設水深下靜置24 h，此時可認為海床已充分飽和[14-15].

(6) 在電腦上設置采樣頻率，打開造波系統(tǒng)，設置波高和周期，開始進行數(shù)據(jù)應變和孔壓測試.

(7) 當波浪荷載加載至 1 000 個周期后，重復樁基承載力試驗和輕型觸探試驗.

(8) 停止波浪荷載，打開排水閥門.

(9) 拆卸裝置，挖土，取出模型樁，觀測模型樁的狀態(tài).

1.3 試驗方案及試驗荷載驗證

為了對比結構物對海床土孔壓響應的影響，將試驗分為3組，其中組1為自由海床土，組2和3分別為D=45 mm和D=65 mm的模型樁，且均有Lm=1.3 m，以分析在波浪荷載作用下不同樁徑單樁樁周海床土孔壓響應和樁基承載力特性.試驗參數(shù)為hw=0.5 m，H=0.12 m，T=1.5 s，波長Lw=2.83 m.

試驗將1 000～1 005個周期內(nèi)的波高和理論解進行比較，以驗證水槽消波系統(tǒng)的有效性.根據(jù)線性波理論，波浪自由表面高度為

(3)

式中：x為海床水平坐標；t為波浪荷載加載時間；kn為波數(shù)；ω為波浪角頻率，且

圖3為波高的理論解和實測值的關系.圖中，H=0.12 m的波浪荷載的實際波高與理論解吻合較好，證明水槽消波層的消波效果良好，試驗波浪荷載不會反射波浪的干擾.

圖3 波高理論解與實測值對比圖Fig.3 Comparison of theoretical solution and measured values of wave height

2 結果與討論

2.1 樁周海床土孔壓響應

圖4為不同樁徑單樁樁周海床土超靜孔壓(ps)隨時間的變化趨勢.由圖可知，不同h的樁周海床土超靜孔隙水壓力表現(xiàn)為振蕩型孔隙水壓力，這主要是因為海床土表面受到由波浪荷載作用引起的循環(huán)波壓力，海床土體較松散，排水性好，導致海床土超靜孔隙水壓力表現(xiàn)為振蕩型孔隙水壓力.

圖5為D=45 mm的單樁樁周海床土超靜孔壓的響應.當h=20 cm時，樁周海床土超靜孔壓振幅(ps,max)為0.035 kPa；當h=40 cm時，ps,max=0.009 kPa；當h=60 cm時，ps,max=0.002 kPa，可知ps,max隨h的下降而減小.

圖4 不同海床深度樁周海床土超靜孔壓響應Fig.4 Excess pore pressure response of seabed soil around pile at different depths

圖5 樁周土體不同海床深度時的樁周超靜孔壓響應Fig.5 Excess pore pressure of soil around pile at different depths

圖6為不同樁徑單樁樁周ps,max隨h的變化.圖中，D=65 mm時的單樁樁周ps,max大于D=45 mm時的ps,max.這是由于樁徑越大，樁周海床土受滲流場的影響越大.

圖6 不同樁徑樁周超靜孔壓振幅隨深度變化Fig.6 Amplitude of excess pore pressure around pile at different pile diameters

2.2 單樁結構對海床土孔壓響應的影響分析

孔壓響應影響海床土的液化和樁周海床土的有效應力，從而影響樁周海床土的剪切強度以及單樁承載力，因此有必要分析結構物對海床土孔壓響應的影響.試驗在h=20 cm的不同樁周位置布置3個孔壓計，并在樁底布置6個孔壓計以研究單樁結構物對海床土孔壓的影響，如圖7所示.

圖7 樁基對海床土超靜孔壓振幅影響Fig.7 Influences of pile foundation on amplitude of excess pore pressure of seabed

由圖7(a)可知，樁周處的ps,max比自由海床土該位置處的孔壓計的ps,max大.這是由于結構物的阻擋令海床土內(nèi)滲流場發(fā)生了變化，單樁周圍出現(xiàn)了繞流現(xiàn)象，從而影響了樁周海床土的超靜孔壓.樁基底部的海床土孔壓響應直接關系到樁基的穩(wěn)定性，試驗對單樁底部海床土的孔壓響應進行監(jiān)測，試驗結果如圖7(b)所示.結果表明在無單樁結構物情況下的ps,max比有單樁情況下的ps,max大，這是由于單樁結構物產(chǎn)生的影響阻斷了上部波浪荷載對樁底海床土的作用.

2.3 樁基承載力分析

在施加波浪荷載前以及波浪作用時進行單樁的豎向靜載荷試驗，試驗結果如圖8所示.其中Q為豎向荷載，s為沉降.

圖8 不同樁徑時各荷載工況下的單樁荷載沉降曲線Fig.8 Load settlement curves of monopile under different load conditions at different pile diameters

圖8中，無波浪荷載工況下的荷載沉降曲線分為樁側摩阻力逐漸發(fā)揮階段和破壞階段.在D=45 mm 時，Q<60 kN為前一階段，此時荷載沉降曲線的斜率較小，隨著Q值逐漸增大，樁和樁周土體的相對位移逐漸增大，樁側摩阻力逐漸產(chǎn)生.當Q=60 kN 時，樁側摩阻力達到極限，樁基進入破壞階段，此時荷載沉降曲線的斜率開始增大.當進行波浪加載時，由于波浪荷載的作用，樁周海床土中產(chǎn)生超靜孔隙水壓力，導致有效應力減小，樁周土體的剪切強度和側摩阻力下降，此時荷載沉降曲線的斜率較大，單樁沉降約為無波浪荷載作用時的3倍.在D=65 mm 時，無波浪荷載工況下的樁側摩阻力較大，可以分擔較多的豎向荷載，因此單樁沉降較小.由于加載條件的限制，D=65 mm的荷載沉降曲線未進入破壞階段.當進行波浪加載時，由于波浪荷載的作用，樁周海床土中產(chǎn)生超靜孔隙水壓力，導致有效應力減小，樁周土體的剪切強度和側摩阻力下降，單樁沉降約為無波浪荷載作用時的8倍.

在無波浪荷載作用時，由于樁徑越大，單樁與海床土的接觸面積越大，所以此時的側摩阻力較大，在相同豎向荷載作用下的沉降較小.在有波浪荷載作用時，相同荷載作用下，D=65 mm的單樁較D=45 mm的單樁的沉降大.這是由于D=65 mm的單樁樁周ps,max大于D=45 mm的單樁樁周ps,max，所以樁徑越大的單樁樁周海床土的有效應力越小，剪切強度下降越多，樁側摩阻力的發(fā)揮程度越低.綜上可知：在相同波浪荷載作用下，樁徑越大，相同豎向荷載作用下的沉降越大.

單樁承載力的下降與單樁的自重、樁周海床的沖刷以及超靜孔壓有關.為了排除單樁自重的影響，將單樁在自重下的位移作為沉降計算的0點，并將不同豎向荷載下的百分表差值作為沉降值.李彥初等[16]研究了沖刷對單樁承載力的影響.研究結果表明：沖刷可以造成摩擦阻力的損失， 同時土體應力歷史的改變也將引起側摩阻力的改變，當沖刷深度小于0.1倍單樁入土深度(6 cm)時，沖刷的影響可以忽略不計.圖9為試驗后單樁的沖刷結果，因為只考慮波而不考慮流的影響，所以沖刷深度很小，只有0.5 cm左右.由此可知，沖刷對樁基承載力的影響可以忽略.

圖9 試驗后單樁沖刷情況Fig.9 Scouring condition of monopole after test

3 結論

試驗在水槽試驗室中進行，以1∶25的比例尺進行波浪-海床土-樁基三維縮尺試驗，監(jiān)測樁周和樁底海床土孔壓響應，并進行單樁靜載荷試驗，分析波浪荷載作用下樁和海床土孔壓響應的關系以及單樁荷載沉降曲線，得到以下結論：

(1) 樁周海床土ps的變化呈振蕩型，沿海床土深度有一定程度的衰減；與樁徑小的單樁樁周海床土同一位置的ps相比，樁徑大的單樁樁周海床土的ps較大.

(2) 單樁結構物對樁周海床土的ps,max影響較大.與自由海床土同一位置的ps,max相比，樁周海床土的ps,max較大，而樁底海床土的ps,max較小.

(3) 與無波浪影響的情況相比，波浪荷載作用下的單樁承載力較小，相同荷載水平下的樁頂沉降較大.

(4) 在波浪荷載作用下，樁徑越大，超靜孔壓越大，樁側摩阻力越低，相同豎向荷載作用下的沉降越大.