嚴(yán)遠(yuǎn)忠, 張 琪, 葉冠林, 孫 波, 劉國(guó)軍

(1.上海交通大學(xué) 土木工程系, 上海 200240; 2.上海振華重工(集團(tuán))股份有限公司, 上海 200125)

我國(guó)大面積沿海區(qū)域的海床表面覆蓋著一層深厚軟黏土[1],傳統(tǒng)自升式平臺(tái)樁靴基礎(chǔ)依靠樁腿提供豎向承載力,在軟黏土海床中需要插樁很深才能滿足承載力需求.面臨插拔樁困難和樁靴刺穿等問題[2],自升式平臺(tái)沉墊基礎(chǔ)通過大面積基礎(chǔ)坐底在海床表面,能有效減小對(duì)海床淺部土體的承載力要求,同時(shí)可避免插拔樁的難題[3-4],便于快速移動(dòng)和作業(yè).

目前針對(duì)在軟黏土海床上沉墊基礎(chǔ)的承載力研究主要以現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)方法為主,結(jié)合有限元或淺基礎(chǔ)承載力理論計(jì)算公式進(jìn)行驗(yàn)證.Cox等[5]對(duì)位于大西洋海岸的Bethlehem沉墊基礎(chǔ)進(jìn)行現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn),分析沉墊基礎(chǔ)在風(fēng)暴等環(huán)境荷載作用后發(fā)生附加沉降的規(guī)律,提出一種考慮土體彈塑性性質(zhì)的沉墊基礎(chǔ)極限承載力計(jì)算方法;Young等[6]監(jiān)測(cè)位于密西西比河三角洲附近的沉墊基礎(chǔ)在經(jīng)歷颶風(fēng)后基礎(chǔ)“刺入”土體的情況,發(fā)現(xiàn)沉墊基礎(chǔ)入泥深度接近其厚度,承載力大于經(jīng)典淺基礎(chǔ)承載力公式所得計(jì)算值;喻旭明等[7]依托“三航工5”半潛式沉墊基礎(chǔ)現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)數(shù)據(jù),采用美國(guó)石油學(xué)會(huì)(American Petroleum Institute,API)和挪威船級(jí)社(Det Norske Veritas,DNV)規(guī)范中的分析方法研究了軟黏土海床上沉墊入泥時(shí)的穩(wěn)定性與承載特性,建議采取土體的不排水抗剪強(qiáng)度指標(biāo)計(jì)算沉墊基礎(chǔ)的承載力.經(jīng)典淺基礎(chǔ)極限承載力計(jì)算公式由3項(xiàng)組成,其中Skempton公式和Vesic公式是常見的用于計(jì)算軟土地基的極限承載力計(jì)算公式.Skempton公式[8]參數(shù)少、計(jì)算簡(jiǎn)便,但無法考慮地基傾角、傾斜荷載等情況;Vesic公式[9]通過不同承載力系數(shù)可將地基傾角、荷載傾斜等情況考慮在內(nèi),但計(jì)算公式較為復(fù)雜,兩者各有優(yōu)劣.

巖土貫入問題是一類高度非線性問題,采用傳統(tǒng)拉格朗日方法會(huì)導(dǎo)致土體網(wǎng)格畸變進(jìn)而造成計(jì)算不收斂,而在歐拉-拉格朗日法(Coupled Eulerian-Lagrangian, CEL)中歐拉體網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)被固定,歐拉材料能在網(wǎng)格內(nèi)部流動(dòng),避免了土體網(wǎng)格畸變,可有效解決巖土大變形問題.Qiu等[10]運(yùn)用CEL方法分析了條形基礎(chǔ)的豎向承載力,進(jìn)一步將該方法應(yīng)用于更加復(fù)雜的巖土邊界值問題,結(jié)合解析解說明了CEL方法的有效性;Li等[11]研究了沉墊基礎(chǔ)在自重作用下貫入土體的深度及由孔隙壓力消散和蠕變產(chǎn)生的沉降規(guī)律,運(yùn)用CEL大變形有限元方法進(jìn)行數(shù)值模擬,結(jié)果表明有限元計(jì)算結(jié)果與實(shí)際工程情況吻合較好,可準(zhǔn)確模擬結(jié)構(gòu)物的貫入過程;王澤明[12]結(jié)合模型試驗(yàn)及CEL方法分析不同開孔率的裙式沉墊基礎(chǔ)承載特性,驗(yàn)證了利用CEL方法分析海洋淺基礎(chǔ)的可行性;徐蒙[13]利用CEL方法分析了不同結(jié)構(gòu)形式防沉板貫入土體的阻力規(guī)律,發(fā)現(xiàn)防沉板的貫入阻力與海床土體體積隆起大小呈正相關(guān).目前CEL大變形數(shù)值分析方法已被不少學(xué)者用于模擬巖土工程中的土體大變形計(jì)算問題并取得了較好結(jié)果.

綜上所述,現(xiàn)有研究多采用現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)方法確定沉墊基礎(chǔ)的豎向承載力,耗時(shí)費(fèi)力且不便于操作,對(duì)沉墊基礎(chǔ)在水平和斜坡軟黏土海床上的豎向承載特性也缺少相關(guān)研究.因此,本文結(jié)合離心機(jī)模型試驗(yàn)和數(shù)值方法,研究沉墊基礎(chǔ)在水平和斜坡海床上的豎向承載特性與海床破壞模式的差異,通過T-bar試驗(yàn)確定海床土體不排水抗剪強(qiáng)度沿深度的變化規(guī)律,分析沉墊基礎(chǔ)入泥過程中豎向承載力與基礎(chǔ)底部孔隙水壓力的變化規(guī)律,對(duì)比驗(yàn)證了離心機(jī)模型試驗(yàn)、數(shù)值計(jì)算和經(jīng)驗(yàn)公式豎向承載力結(jié)果間的差異,對(duì)沉墊基礎(chǔ)設(shè)計(jì)提供了參考.

1 離心機(jī)模型試驗(yàn)

自升式平臺(tái)沉墊基礎(chǔ)形狀通常為正方形和長(zhǎng)方形等,底面積巨大,如圖1所示.采用常規(guī)1g模型試驗(yàn)(g為重力加速度)無法還原海床土體的實(shí)際應(yīng)力狀態(tài),而離心機(jī)模型試驗(yàn)?zāi)苡行Ы鉀Q該問題.

圖1 沉墊型自升式平臺(tái)Fig.1 Mat-supported jack-up platform

1.1 試驗(yàn)設(shè)備

離心機(jī)試驗(yàn)設(shè)備采用上海交通大學(xué)DC2200鼓式離心機(jī),如圖2所示.鼓槽直徑R=2.2 m,徑向深度L=0.4 m,高度H=0.7 m,總?cè)葜剡_(dá)600 g·t,最大離心加速度為200g.

圖2 上海交通大學(xué)DC2200鼓式離心機(jī)Fig.2 DC2200 drum centrifuge of Shanghai Jiao Tong University

1.2 沉墊基礎(chǔ)模型

基礎(chǔ)模型采用鋁合金材料,制作正方形和長(zhǎng)方形兩種基礎(chǔ)形式,長(zhǎng)×寬×高(L×B×H)分別為4 cm×4 cm×1 cm和8 cm×4 cm×1 cm.在沉墊基礎(chǔ)底部安裝孔壓傳感器測(cè)量基礎(chǔ)底部超孔壓,頂部連接軸力傳感器測(cè)量其豎向承載力.試驗(yàn)?zāi)Ｐ拖鋬?nèi)尺寸為62 cm×20 cm×35 cm,為避免模型箱邊界影響,沉墊基礎(chǔ)距離邊界不小于8 cm[14],試驗(yàn)?zāi)Ｐ筒贾萌鐖D3所示.

圖3 試驗(yàn)?zāi)Ｐ筒贾檬疽鈭DFig.3 Schematic graphic of model layout

2 模型試驗(yàn)過程

離心機(jī)模型試驗(yàn)主要包括土體固結(jié)、土體不排水抗剪強(qiáng)度測(cè)量和沉墊基礎(chǔ)承載力試驗(yàn)3個(gè)步驟.

2.1 土體固結(jié)

土體固結(jié)步驟為:①將土體晾干、粉碎;②過1 mm 篩,加水至飽和狀態(tài)后置于攪拌機(jī)內(nèi)充分?jǐn)嚢杌旌暇鶆?固結(jié)土體前將硅油涂抹在模型箱內(nèi)壁以降低土體與模型箱側(cè)壁的摩擦力,減小邊界效應(yīng);③在100g離心加速度下通過注漿管將泥漿注入模型箱內(nèi),4 d后完成土體固結(jié).土體固結(jié)完成后分別制作水平和傾角為5° 的斜坡海床,如圖4所示.試驗(yàn)用土為上海第4層海相軟黏土,其物理參數(shù)如表1 所示.

表1 土樣物理性質(zhì)參數(shù)Tab.1 Physical property parameters of soil sample

圖4 模型土體Fig.4 Model soil

2.2 土體不排水抗剪強(qiáng)度測(cè)試

海床土體不排水抗剪強(qiáng)度是影響沉墊基礎(chǔ)豎向承載力的重要因素,因此有必要獲取海床土體不排水抗剪強(qiáng)度的變化規(guī)律.1991年,Stewart等[15]首次在離心機(jī)中將T-bar以一定速度貫入黏土中,通過測(cè)定T-bar貫入阻力大小獲取了土體強(qiáng)度沿深度的分布規(guī)律,此后該技術(shù)被廣泛運(yùn)用于測(cè)量海洋軟土強(qiáng)度.T-bar所處排水狀態(tài)[16],通過無量綱速度確定:

v*=vdT/Cv

式中:v為T-bar的貫入速度;dT為T-bar直徑.當(dāng)v*<0.2時(shí),T-bar處于排水狀態(tài);當(dāng)v*>20時(shí),T-bar處于不排水狀態(tài).試驗(yàn)取dT=5 mm,Cv=2.04×10-9m2/s,經(jīng)計(jì)算在100g離心加速度下v=1 mm/s,可測(cè)定土體的不排水抗剪強(qiáng)度.T-bar貫入阻力與土體不排水抗剪強(qiáng)度關(guān)系[15]可表示為

P=NbSudT

(1)

式中:P為T-bar單位長(zhǎng)度受力大小;Su為土體不排水抗剪強(qiáng)度;Nb取決于T-bar表面的粗糙度,Stewart等[15]建議Nb取值為10.5.

2.3 沉墊基礎(chǔ)承載力試驗(yàn)

(2)

3 試驗(yàn)結(jié)果

3.1 試驗(yàn)土體強(qiáng)度分布規(guī)律

為更加直觀反映原型,即現(xiàn)實(shí)中的沉墊基礎(chǔ)情況,模型試驗(yàn)結(jié)果均按相似關(guān)系換算成實(shí)際結(jié)果.在水平及斜坡海床中利用T-bar進(jìn)行貫入和循環(huán)試驗(yàn),直到T-bar前端阻力不再隨循環(huán)進(jìn)一步增加,土體強(qiáng)度曲線如圖5所示,其中d為T-bar貫入海床的深度.可知,土體不排水抗剪強(qiáng)度隨深度的增大而增大,兩者關(guān)系近似于線性分布.由于在制備5°斜坡海床的過程中用刮刀刮去了表層部分土體(最深處為5.4 cm),所以導(dǎo)致斜坡海床表層土體的不排水抗剪強(qiáng)度約為4.5 kPa.在水平海床11 m深度處,海床土體的不排水抗剪強(qiáng)度為22 kPa,循環(huán)弱化后土體的強(qiáng)度保持在6 kPa左右,對(duì)應(yīng)土體靈敏度為3.7.對(duì)水平海床土體的不排水抗剪強(qiáng)度擬合得到其沿深度的變化規(guī)律為

圖5 土體強(qiáng)度分布曲線Fig.5 Strength distribution of soil model

(3)

(4)

3.2 沉墊基礎(chǔ)豎向承載力

沉墊基礎(chǔ)在水平和斜坡海床上的荷載-位移變化曲線如圖6所示,其中Q為沉墊基礎(chǔ)所受外荷載,D為沉墊基礎(chǔ)豎向位移.在沉墊基礎(chǔ)的入泥過程中,豎向荷載隨入泥深度的增加而增大,在加載初期荷載增長(zhǎng)較快,后續(xù)增長(zhǎng)速率逐漸減小且荷載-位移曲線均未出現(xiàn)明顯的峰值,表明沉墊基礎(chǔ)在軟黏土海床上破壞模式為局部剪切破壞或沖切破壞.

圖6 沉墊基礎(chǔ)荷載-位移曲線(水平和斜坡海床)Fig.6 Load-displacement of mat-supported foundation on horizontal and sloping seabed

由于斜坡海床是在固結(jié)完成的水平海床上刮去表層部分土體后制成,所以其表層土體具有一定的超固結(jié)性,表層土體強(qiáng)度較高.對(duì)比正方形沉墊基礎(chǔ)的荷載-位移曲線結(jié)果可以發(fā)現(xiàn),沉墊基礎(chǔ)在斜坡海床上的承載力明顯高于水平海床.此外,由于土體不排水抗剪強(qiáng)度沿坡面變化,正方形基礎(chǔ)加載位置低于長(zhǎng)方形基礎(chǔ),其基礎(chǔ)底部不排水抗剪強(qiáng)度也明顯高于長(zhǎng)方形基礎(chǔ)加載位置.

3.3 孔隙水壓力規(guī)律

沉墊基礎(chǔ)入泥過程中基礎(chǔ)底部孔隙水壓力隨入泥深度的變化曲線如圖7所示,其中Ps為沉墊基礎(chǔ)底部平均超孔壓,斜坡海床上正方形沉墊基礎(chǔ)底部的孔壓數(shù)據(jù)由于傳感器問題而未被記錄.由圖7可知,在沉墊基礎(chǔ)入泥初期孔壓上升較快而后續(xù)增長(zhǎng)較緩慢,且水平海床上的超孔壓初期變化比斜坡海床更大.對(duì)比圖6和圖7中的結(jié)果可知,土體超孔壓響應(yīng)與荷載的變化規(guī)律基本一致,隨著入泥深度的增大而增大,沉墊基礎(chǔ)入泥深度為1 m時(shí),水平海床上正方形、長(zhǎng)方形基底超孔壓與對(duì)應(yīng)的基礎(chǔ)荷載分別為24.9 kPa(荷載26.7 kPa)、21.5 kPa(荷載22.47 kPa).基礎(chǔ)豎向荷載大部分由超孔壓承擔(dān),這是由于海床黏土的滲透系數(shù)較小,沉墊基礎(chǔ)入泥速度較快,基礎(chǔ)處于不排水條件,底部超孔壓來不及消散而逐漸增大.

3.4 豎向承載力對(duì)比

目前,通常采用Vesic公式和Skempton公式計(jì)算軟黏土海床上沉墊基礎(chǔ)的極限承載力,分別為

q=SuNcKc+q0NqKq+0.5γBNγKγ

(5)

(6)

圖8 基礎(chǔ)承載力試驗(yàn)值與理論值比較Fig.8 Comparison of theoretical and experiment values of foundation bearing capacity

由于Skempton公式無法考慮海床坡度因素對(duì)承載力的影響,所以圖8(b)未給出斜坡海床上Skempton公式的理論解.由圖8可知,水平海床上Vesic公式的計(jì)算值比離心試驗(yàn)結(jié)果小,離心試驗(yàn)結(jié)果與Skempton公式計(jì)算值更加接近,這是由于Skempton公式考慮了接觸面海床以下2/3B基礎(chǔ)深度內(nèi)土體的平均不排水抗剪強(qiáng)度,而Vesic公式采用基礎(chǔ)-海床接觸面處土體的不排水抗剪強(qiáng)度.以沉墊基礎(chǔ)入泥深度達(dá)到0.25B(1 m)時(shí)的荷載作為沉墊基礎(chǔ)的豎向承載力,水平海床上正方形沉墊基礎(chǔ)的承載力為26.7 kPa,長(zhǎng)方形沉墊基礎(chǔ)的承載力為22.47 kPa,正方形基礎(chǔ)承載力略大于長(zhǎng)方形基礎(chǔ);在斜坡海床上,正方形沉墊基礎(chǔ)的承載力為60.5 kPa,長(zhǎng)方形沉墊基礎(chǔ)的承載力為20.5 kPa,由于斜坡海床上正方形基礎(chǔ)底部土體不排水抗剪強(qiáng)度遠(yuǎn)大于其他情況,所以基礎(chǔ)承載力更強(qiáng).

此外,由圖6(b)可知,正方形基礎(chǔ)在斜坡海床上的荷載具有明顯拐點(diǎn),在40 kPa后荷載增長(zhǎng)速度明顯降低,其原因可能與海床的坡度相關(guān).圖9所示為10° 斜坡海床上正方形和長(zhǎng)方形沉墊基礎(chǔ)的荷載-位移曲線結(jié)果,由于長(zhǎng)方形基礎(chǔ)距離初始泥面較近,荷載隨深度變化曲線與5° 斜坡海床結(jié)果相似,但其承載力比5° 海床結(jié)果略小;正方形基礎(chǔ)的初始加載位置比5° 海床對(duì)應(yīng)的加載位置更深,加載處的土體不排水抗剪強(qiáng)度更大,拐點(diǎn)出現(xiàn)的位置更深,但沉墊基礎(chǔ)入泥達(dá)1 m處的承載力僅為40 kPa左右,這是由于隨海床坡度的增加,沉墊基礎(chǔ)在斜坡海床上的破壞模式也會(huì)發(fā)生變化,進(jìn)而對(duì)基礎(chǔ)的豎向承載力產(chǎn)生影響.5°和10°斜坡海床試驗(yàn)結(jié)束后的土樣情況如圖10所示,可以看出正方形基礎(chǔ)下方土體發(fā)生明顯的局部滑移破壞,雖然其基礎(chǔ)底部土體不排水抗剪強(qiáng)度更大,但沉墊基礎(chǔ)承載力卻小于5° 海床結(jié)果.

圖9 沉墊基礎(chǔ)荷載-位移曲線(10°海床)Fig.9 Load-displacement curves of Mat-supported foundation (10° seabed)

圖10 試驗(yàn)后海床情況Fig.10 Seabed condition after experiment

4 豎向承載力數(shù)值分析

受離心機(jī)模型試驗(yàn)斜坡海床制樣方法的影響,試驗(yàn)中斜坡海床土體表面具有一定的超固結(jié)性導(dǎo)致海床表層土體強(qiáng)度較高,與實(shí)際海床土體強(qiáng)度深度分布具有較大差異,為明確沉墊基礎(chǔ)在斜坡海床上的豎向承載特性,進(jìn)一步建立了數(shù)值模型并對(duì)該問題進(jìn)行探討.

4.1 數(shù)值模型建立

數(shù)值模型采用Abaqus中CEL大變形有限元方法.考慮模型的對(duì)稱性,將水平海床建立1/4對(duì)稱模型,斜坡海床建立1/2對(duì)稱模型,沉墊基礎(chǔ)設(shè)定為剛體,在基礎(chǔ)上施加速度邊界條件模擬基礎(chǔ)入泥過程.海床土體采用EC3D8R歐拉體單元,海床表面以下土體的歐拉積分?jǐn)?shù)EVF為1,在海床表面上設(shè)置1 m的空層(EVF為0)以捕捉土體的隆起變形.沉墊基礎(chǔ)在加載時(shí)處于不排水狀態(tài),海床土體采用Tresca屈服準(zhǔn)則的理想彈塑性本構(gòu)模型,黏土彈性模量Es=500Su,泊松比為0.49,Su沿海床深度分布規(guī)律與試驗(yàn)結(jié)果相同,如式(3)所示.以10°斜坡海床為例,有限元模型如圖11所示.

圖11 有限元模型Fig.11 Numerical model used in this study

4.2 數(shù)值模型驗(yàn)證

水平海床荷載-位移曲線的數(shù)值與離心機(jī)試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比如圖12所示.數(shù)值與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好,數(shù)值結(jié)果中正方形基礎(chǔ)承載力比長(zhǎng)方形基礎(chǔ)大13%左右,而在離心機(jī)試驗(yàn)結(jié)果中約大18.8%,無論是數(shù)值模擬或離心機(jī)試驗(yàn)結(jié)果兩者的荷載-位移曲線都無明顯拐點(diǎn),數(shù)值結(jié)果與離心機(jī)試驗(yàn)結(jié)果曲線形態(tài)一致.

圖12 數(shù)值結(jié)果與離心機(jī)試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比Fig.12 Comparison of numerical calculation with centrifuge test

4.3 斜坡海床豎向承載特性

沉墊基礎(chǔ)在不同斜坡海床上的荷載-位移曲線如圖13所示.基礎(chǔ)承載力隨海床坡度的增大而逐漸減小,海床角度從0°增至10°時(shí),正方形和長(zhǎng)方形沉墊基礎(chǔ)的承載力分別減小了17.1%和23.8%.受土體不排水抗剪強(qiáng)度分布影響,在0.2 m內(nèi)曲線斜率變化較為緩慢,0.2 m后曲線斜率變化明顯,隨著基礎(chǔ)入土深度增加,荷載差別逐漸增大.此外,長(zhǎng)方形沉墊基礎(chǔ)對(duì)10°斜坡海床的作用力比正方形更大,從而導(dǎo)致基礎(chǔ)底部土體發(fā)生部分滑移,與離心機(jī)試驗(yàn)結(jié)果呈相似現(xiàn)象.

圖13 不同坡度海床上基礎(chǔ)承載力曲線Fig.13 Bearing capacity of seabed foundation with different slopes

數(shù)值計(jì)算結(jié)果與離心機(jī)試驗(yàn)及經(jīng)驗(yàn)公式計(jì)算結(jié)果的對(duì)比如圖14所示,其中α為海床斜坡角度,水平海床和斜坡海床土體抗剪強(qiáng)度分布規(guī)律均與式(3)一致.水平海床中數(shù)值結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好,雖然10°斜坡海床上長(zhǎng)方形基礎(chǔ)的承載力數(shù)值結(jié)果均略大于公式計(jì)算結(jié)果,但隨著海床坡度增大兩者的差距正逐漸減小.在10°斜坡海床上長(zhǎng)方形基礎(chǔ)發(fā)生滑移現(xiàn)象而導(dǎo)致承載力更低,因此在實(shí)際工程中應(yīng)謹(jǐn)慎考慮海床坡度對(duì)基礎(chǔ)承載力的影響.

圖14 不同坡度海床上基礎(chǔ)承載力對(duì)比Fig.14 Comparison of foundation bearing capacity on seabed with different slopes

海床土體在沉墊基礎(chǔ)作用下的位移矢量圖如圖15所示.在基礎(chǔ)壓入過程中0°和5°海床土體被擠出并在基礎(chǔ)兩側(cè)形成隆起,隨著海床坡度逐漸增大土體流動(dòng)機(jī)制有明顯不同, 正方形和長(zhǎng)方形基礎(chǔ)下方土體均有向坡腳方向的滑移趨勢(shì),在圖15(c)和圖15(f)的10°斜坡海床中,在正方形與長(zhǎng)方形沉墊基礎(chǔ)作用下,海床土體的最大水平位移分別達(dá)到了0.65、3 m,位于長(zhǎng)方形基礎(chǔ)下方的海床土體有明顯滑動(dòng)位移,因而對(duì)基礎(chǔ)豎向承載力產(chǎn)生較大影響.

圖15 海床位移矢量圖(a～c正方形基礎(chǔ),d～f長(zhǎng)方形基礎(chǔ))Fig.15 Sketch of displacement vectors of seabed (a—c square foundation, d—f rectangle foundation)

離心機(jī)模型試驗(yàn)和數(shù)值結(jié)果表明沉墊基礎(chǔ)形狀和海床坡度對(duì)基礎(chǔ)承載力都有影響,但海床坡度的影響更加顯著,隨著海床坡度的增加基礎(chǔ)破壞模式發(fā)生變化,海床坡度過大時(shí)可能發(fā)生滑移破壞,因此實(shí)際工程中應(yīng)盡量避免沉墊基礎(chǔ)坐底在斜坡較大的海床上,且設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)考慮海床坡度對(duì)基礎(chǔ)承載力的削弱作用.

5 結(jié)論

通過離心機(jī)模型試驗(yàn)和數(shù)值方法研究沉墊基礎(chǔ)在水平和斜坡海床上的豎向承載力特性,主要結(jié)論如下.

(2) 沉墊基礎(chǔ)入泥過程中土體孔隙水壓力的發(fā)展規(guī)律與基礎(chǔ)荷載-位移曲線變化規(guī)律基本一致,黏土滲透性差導(dǎo)致超孔壓消散緩慢,豎向應(yīng)力大部分由超孔壓承擔(dān).

(3) 沉墊基礎(chǔ)豎向承載力隨入泥深度的增加而增加,荷載-位移曲線沒有明顯峰值,水平海床上正方形沉墊基礎(chǔ)承載力大于長(zhǎng)方形基礎(chǔ),隨著海床坡度的增加土體位移流動(dòng)機(jī)制發(fā)生變化,10°斜坡海床下基礎(chǔ)發(fā)生滑移現(xiàn)象而導(dǎo)致承載力更低.

(4) 采用CEL大變形有限元分析方法能較為準(zhǔn)確地模擬沉墊基礎(chǔ)入泥過程,沉墊基礎(chǔ)豎向承載力略大于公式計(jì)算結(jié)果,但當(dāng)斜坡海床角度過大時(shí),公式計(jì)算結(jié)果會(huì)高估基礎(chǔ)承載力,在設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)考慮海床坡度對(duì)基礎(chǔ)承載力的削弱作用.