刘晶磊 ，王建华

（1.天津大学 水利工程仿真与安全国家重点实验室，天津 300072；2.天津大学 岩土工程研究所，天津 300072）

1 引 言

随着人类对油气能源需求的日益增加，海洋油气开采逐渐走向深水。锚泊系统由于其经济，安装施工方便的特点，已成为深水油气开采广泛应用的基础形式[1]。作为海洋浮式平台基础的张紧式吸力锚，除了受到平台产生的工作荷载之外，还会受到环境引起的低频循环荷载作用[2]。因此，研究循环荷载频率对吸力锚基础承载力的影响，对客观评价实际工程中吸力锚基础的循环承载力特别重要。

对低频循环荷载作用下吸力锚承载特性，有过一些试验研究。Dyvik 等[3－4]曾在超固结比为3.3 和7.3 的黏土中进行了1 组静荷载作用下的承载力试验和3 组受循环荷载作用的承载力试验，试验中荷载作用于锚的顶部，与竖直方向夹角成10°，循环荷载频率为0.10 Hz，结果表明，循环荷载作用下极限承载力降低到静荷载作用下极限承载力的66%～82%。Clukey 等[5]在正常固结黏土中，进行了在吸力锚顶部施加竖向循环荷载的离心机模型试验，试验中模拟的循环荷载频率为0.10 Hz，结果表明，此时的循环承载力降低为静承载力的61%～89%。El-Gharbawy 等[6－7]进行了室内模型试验，结果显示，循环承载力降低到静承载力的78%～90%，而且当循环荷载频率从0.50 Hz 变化到0.05 Hz 时，循环承载力降低了10%左右。Chen 等[8]针对锚顶受竖直循环荷载的情况，进行了离心机模型试验，试验中模拟的循环荷载频率从0.50 Hz 到0.25 Hz 变化，结果显示，循环承载力大约为72%的静承载力，但并未说明循环频率对承载力的影响。已有的这些研究揭示了受循环荷载作用的吸力锚，其承载力会降低，但并未说明循环荷载频率的改变对承载力的影响程度。

深海环境下，风暴导致的循环荷载频率可能会低于0.10 Hz，而在已有的模型试验研究中，其循环荷载频率大都采用0.10 Hz 或大于0.10 Hz，依据这些研究结果，评价实际循环荷载作用下吸力锚的承载力可能导致一定的偏差[9]。因此，我们采用自主研发的电动循环加载装置，在1 个模型试验土池内，进行了循环荷载频率为0.10、0.05、0.01 Hz 的静荷载和循环荷载共同作用下的承载力模型试验，用以说明循环荷载频率对软土中吸力锚循环承载力的影响程度。

2 模型试验

2.1 模型试验土池与吸力锚

模型试验箱的尺寸为1.2 m×1.0 m×1.2 m（长×宽×高）。模型试验土层为天津塘沽滩海淤泥质重塑软黏土。采用真空预压法制备试验土层。首先在土池底部铺设0.2 m 厚的碎石反滤层，在反滤层中埋设与外部真空排水系统相接的排水管网共同组成真空预压室。然后将淤泥质黏土制备成含水率为70%～80%的泥浆，搅拌均匀并分层倒入土池中，直至土池中泥浆深度为0.94 m，见图1。在顶部用塑料膜密封泥浆，膜中部安置一真空压力表以实时监测预压真空度。整个预压过程历时35 d，其间利用十字板试验监测预压过程中土层的强度。表1 给出了预压后土层的基本物理力学指标，图2 给出了预压后不同位置土的不排水强度uS 沿深度H 的变化情况，结果显示，预压后土层的强度在6～8 kPa之间。

图1 模型土池剖面图（单位：mm） Fig.1 Section of model test tank (unit: mm)

表1 模型试验土层的基本参数 Table 1 Basic properties of soillayer in model test

图2 十字板试验结果 Fig.2 Vane test results

模型锚的长径比为6，材料是不锈钢，直径为0.076 m，高为0.456 m，壁厚为0.002 m，表面光滑，为测定锚的侧壁上剪应力与土的剪切强度之比[2]，利用与模型锚相同材料、相同壁厚的平板进行竖向拔出试验。该测定方法可以消除锚底反向承载力的影响，使平板的极限抗拔力完全由其与软黏土间的剪切力提供，进而通过式（1）可以计算出锚所用材料的剪应力与土的剪切强度之比。虽然试验土层沿深度的不排水强度分布比较均匀，但仍存在差异，因此，在不同的土池位置进行了多次试验，得到的锚侧壁上剪应力与土的剪切强度之比的最大值和最小值相差4%左右，最终取平均值为0.055。为了便于观察锚贯入以及试验过程中锚内土塞变化情况，锚的上部安装了一个密封的有机玻璃上盖，其上设置1 个排气孔。模型试验加载点位于锚侧壁距锚顶0.27 m 处。

式中：lF 为平板的极限抗拔力；α 为锚的侧壁上剪应力与土的剪切强度之比；uS 为土体的不排水强度；D 为锚的直径；H 为锚的贯入深度。

2.2 加载导向装置与测量仪器

为了在有限空间的模型试验土池内进行不同加载方向张紧式吸力锚模型试验，制作了可变加载方向、移动方便的模型试验加载导向装置（见图3），该导向装置由加载框架、导向板以及导向滑轮组成，上部导向滑轮的位置固定，试验时只须调节下部导向滑轮在导向板上的位置，便可以实现加载方向的改变。测量传感器位置如图4 所示，其中力传感器用于测量锚受到的系泊方向荷载，1#位移传感器用于测量锚受荷点沿加载方向的位移，2#、3#位移传感器用于测量锚的竖向位移，4#位移传感器用于测量锚的水平位移。通过这些测量点的位移便可计算出锚在竖直平面内的转角以及转动中心的位置。

图3 加载导向装置 Fig.3 Loading oriented apparatus

图4 试验测量装置 Fig.4 Measuring apparatus

模型试验采用自主研发的多功能电动伺服控制加载装置，该装置由电动缸与伺服控制器组成，可以在力或位移控制模式下实现静力加载、循环加载以及静力与循环力共同加载等多种加载。以下模型试验是在力控制模式下进行的，循环荷载形式为正弦，循环荷载频率选择0.10、0.05、0.01 Hz。循环荷载与静荷载的方向相同，均与水平方向成30°角。

2.3 试验过程

试验包括静荷载、静荷载与循环荷载共同作用下的承载力模型试验，具体过程如下：

（1）通过十字板试验测定锚贯入位置土层的不排水强度，据此计算锚贯入土层时的参数并预估锚的静承载力。

（2）利用负压和重力共同贯入的方法将锚完全沉入试验土池中，锚顶与泥面齐平，为恢复贯入过程中对土体的扰动，锚贯入后静置3 d。

（3）对于静承载力模型试验，采用单调分级加荷的方法施加静荷载直到锚破坏为止。

（4）对于静荷载与循环荷载共同作用下模型试验，首先按预定的静荷载比 Fa/Ff（静荷载 Fa与静极限承载力 Ff之比），采用单调分级加荷的方法施加平均荷载。由于试验位置不同，土层沿深度的强度存在一定差异。为保证不同位置的模型试验具有相同的 Fa/Ff，施加静荷载时，参考由静承载力模型试验得到的系泊点沿加载方向的归一化静荷载比Fa/Ff位移曲线，以曲线上 Fa/Ff对应的位移作为施加静荷载大小的控制标准，并据此预估与该次模型试验对应的静承载力 Ff。

（5）当静荷载作用下的位移稳定后，根据预定的循环荷载比cyf/F F （循环荷载cyF 与静极限承载力fF 之比），给锚施加与静荷载相同方向的循环荷载，直到系泊点沿系泊方向位移达到破坏标准为止。整个试验过程中，通过计算机A/D 转换技术记录锚受到的循环荷载、锚的水平、竖直方向以及系泊点沿加载方向的位移时程数据。模型试验的具体安排如表2 所示。

3 模型试验结果分析

3.1 静承载力模型试验结果

在模型试验土池的不同位置进行了5 组静承载力模型试验。结果表明，对于选定的试验条件，当施加的荷载小于极限承载力时，系泊点沿加载方向位移随时间逐渐趋于稳定，将稳定值作为每级荷载作用下的位移；当接近或达到极限荷载时，系泊点沿加载方向位移随荷载持续时间增加，并最终导致锚沿竖向被拔出土层。由于最后一级荷载对应锚发生破坏的情况，故按模型试验中最后两级荷载平均值确定锚的极限承载力。由试验得到的系泊点沿加载方向的荷载-位移曲线可知，按上述方法确定的极限承载力对应的系泊点沿加载方向位移约为0.6 倍的锚径，故将锚竖向拔出土层的破坏标准定为系泊点沿加载方向位移达到0.6 倍的锚径。以下进行不同循环荷载频率的循环承载力模型试验时，按此破坏标准确定循环承载力与相应的循环破坏次数。

表2 模型试验安排及试验结果 Table 2 Parameters and results for cyclic unstable tests

为了便于依据静承载力模型试验结果进行循环承载力模型试验，对5 组静承载力模型试验得到的系泊点沿加载方向的荷载-位移曲线进行归一化处理，结果见图5，显然试验结果具有较好的归一化特性。

图5 归一化荷载-位移曲线 Fig.5 Nomalized load-displacement curve

当锚破坏时，锚的竖向位移为50 mm，而水平位移为15 mm 左右。之所以锚的破坏是竖向拔出土层的破坏模式，是由于模型锚的长径比较大，锚侧壁上剪应力与土的剪切强度之比较小以及加载与水平方向之间夹角较大的缘故。由于锚破坏时在竖向平面内的转角不大于1°，故锚的运动基本为平动，图6(a)是吸力锚在静荷载作用下的典型破坏模式。

图6 锚的破坏模式 Fig.6 Failure mode of anchors

3.2 静荷载和循环荷载共同作用试验结果

定义锚的循环承载力为对于一定的循环破坏次数，系泊点系泊方向位移达到破坏标准时静荷载与循环荷载之和，用下式表示：

表2 给出了不同循环荷载频率下的模型试验结果，由表可知：

静荷载和循环荷载共同作用下，虽然循环荷载频率不同，但当锚系泊点沿加载方向的静位移与循环平均位移之和达到0.6 倍的锚径时，其竖向位移均远大于水平位移，且锚的转角较小，见表2。故在相同加载方向的静荷载和循环荷载作用下，锚的破坏方式与静荷载作用下的破坏方式一致，仍为竖向拔出的平动破坏模式，见图6(b)。

图7 给出了不同频率的循环荷载作用相同循环次数时，吸力锚的静位移和循环平均位移之和随静荷载与循环荷载之和与静极限承载力之比的变化关系曲线，即拟静力荷载-位移曲线。将其与归一化静荷载-位移曲线进行比较。结果表明，当循环荷载的循环次数较少（如N =50）时，3 条拟静力荷载-位移曲线相隔一定的距离，在相同循环荷载比cyf/F F条件下，循环频率对锚的循环平均位移的影响比较明显，锚的位移会随着循环频率的增大而减小，这是由于循环次数较少时，循环荷载的速率效应比较明显，频率较大的循环荷载作用类似于快速加荷的情况，此时锚周围土体的孔压来不及上升，没有足够的时间使土体强度降低，所以达到同样的位移需要更大的力；随着循环次数的增加（如N =500），3条拟静力荷载-位移曲线会逐渐变的非常接近，在相同循环荷载比cyf/F F 条件下，循环频率对锚的循环平均位移的影响减弱了很多，这是由于随着循环荷载作用时间的增加，频率较大的循环荷载有了足够的时间通过锚作用于锚周围的土体，使其孔压上升，强度降低，最终导致在不同频率循环荷载作用下锚的位移逐渐接近。

图7 拟静力荷载-位移曲线 Fig.7 Quasi-static load-displacement curves

图8 是依据表2 中的结果做出不同循环荷载频率下循环承载力随循环破坏次数的变化关系曲线，由图可知，这些结果表明，当循环荷载频率从0.10 Hz 减少至0.01 Hz 时，若循环破坏次数为100，循环承载力降低了8%左右；若循环破坏次数为 1 000，循环承载力降低了4%左右；而当循环破坏次数为2 000，循环承载力仅仅降低了1%左右。可见，相对于这里的模型试验条件，当循环破坏次数从100 变化至1 000 时，循环承载力会随着循环荷载频率增大而增大，但随着循环破坏次数的增加，循环荷载频率对其承载力的影响程度将逐渐降低，当循环破坏次数大于2 000 时，可以忽略循环荷载频率的变化对承载力的影响。

图8 循环承载力随循环破坏次数的变化 Fig.8 Cyclic bearing capacities versus the number of cycles

4 结 论

（1）虽然循环荷载频率不同，当循环荷载与静荷载加载方向相同时，吸力锚的破坏模式与静荷载作用下吸力锚的破坏模式一致，为竖向拔出；随着循环频率的增大，锚的循环平均位移在减小，但随着循环次数的增加，循环频率对锚循环平均位移的影响在逐渐减弱；当循环破坏次数从100 变化至1 000 时，循环承载力会随着循环荷载频率的增大而增大，但随着循环破坏次数的增加，循环荷载频率对其承载力的影响程度将逐渐降低，当循环破坏次数达到2 000、循环频率从0.10 Hz 至0.01 Hz 变化，循环承载力仅降低了1%左右，此时可以忽略循环荷载频率的变化对承载力的影响。

（2）由于模型试验锚的长径比较大、尺寸较小，锚侧壁上剪应力与土的剪切强度之比较小，其破坏为竖向拔出土层的模式。进一步分析显示，当改变模型试验条件时，张紧式吸力锚的破坏也可能为水平破坏或竖直与水平均达到破坏的模式。因此，关于循环荷载频率对其他破坏模式下循环承载力的影响还需做进一步研究。

致谢：本文试验得到王俊岭硕士和山传龙硕士的帮助，在此表示衷心感谢。

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