海上风电筒型基础沉贯阻力计算黏土强度研究

孟祥传; 刘润; 侯科宇; 刘智敏; 王妤; 文峰; 刘淮成

doi:10.11779/CJGE2024S10013

海上风电筒型基础沉贯阻力计算黏土强度研究 English Version

天津大学水利工程智能建设与运维全国重点实验室, 天津 300072

基金项目:

国家重点研发计划项目 2022YFB2603000

国家杰出青年科学基金项目 51825904

详细信息

作者简介:
孟祥传(1994—)，男，博士研究生，主要从事海洋土力学和海洋新能源相关的研究。E-mail: xcmeng@tju.edu.cn

通讯作者:
刘润, E-mail: liurun@tju.edu.cn

中图分类号: TU443
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出版历程
- 收稿日期: 2024-04-27
- 刊出日期: 2024-07-31

Clay strength in calculation of penetration resistance of offshore wind bucket foundation

State Key Laboratory of Hydraulic Engineering Intelligent Construction and Operation, Tianjin University, Tianjin 300072, China

摘要

摘要: 沉贯阻力的准确预测对筒型基础成功应用至关重要。单剪（DSS）试验测得的不排水抗剪强度s_u是沉贯安装设计中的关键土参数，DSS试验考虑了K₀固结下土体的应力状态、主应力旋转以及实际工程平面应变状态，与吸力式筒型安装过程中土体的受荷状态相符。研究总结了黏土中筒型基础沉贯阻力计算方法，并分析了各种方法的特点。针对黏土强度取值问题，采用单剪仪对滨海土进行等体积单剪试验，探讨了干密度ρ_d、法向应力σ_v'及超固结比（OCR）对s_u的影响，并分析了s_u差异产生的原因。最后，提出了基于临界状态理论、强度指标、SHANSEP的3种预测s_u的计算方法。研究成果为黏土中筒型基础沉贯阻力计算时土体参数取值提供了依据。
- 筒型基础 /
- 静单剪试验 /
- 不排水抗剪强度 /
- 滨海土 /
- K₀固结
Abstract: The accurate prediction of penetration resistance is crucial for the successful application of bucket foundations. The undrained shear strength (s_u) obtained from the direct simple shear (DSS) tests is a key soil parameter in bucket installation design. The DSS tests consider the stress state of the soil under K₀ consolidation, the rotation of principal stresses and the actual engineering plane strain state, which corresponds to the loading conditions of the soil during installation of suction bucket. This study summarizes the calculation methods for bucket penetration resistance in clay and analyzes the characteristics of various methods. To address the issue of determination of soil strength, the coastal soil is subjected to consolidated undrained triaxial shear tests using a single shear apparatus. The influences of dry density (ρ_d), effective normal stress (σ_v') and overconsolidation ratio (OCR) on s_u are explored, and the reasons for the differences in values of s_u are analyzed. Finally, three prediction methods for s_u based on the critical state theory, strength index and SHANSEP are proposed. The research findings provide a basis for determining soil parameters in calculation of foundations penetration resistance of bucket in clayey soils.
- bucket foundation /
- direct simple shear test /
- undrained shear strength /
- coastal soil /
- K₀ consolidation

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0. 引言

分布式光纤传感技术以其全分布测量、敏感性好、测量距离长、抗干扰能力强及埋设植入方便等优势成为一种新型热点大规模岩土体变形安全监测方法，在隧道^[1-3]、大坝^[4-6]、边坡^[7-8]与地面沉降^[9-10]变形监测等领域被国内外研究者广泛应用。光纤作为数据信号传输介质，纤芯上每一点又可作为传感器，在无需另外布设测量元器件的情况下，即可实现实时受力变形和温度变化监测。

在岩土体变形监测领域，常用的分布式光纤传感监测技术主要有^[11]光时域反射技术（OTDR）、布里渊光时域反射技术（BOTDR）、布里渊光时域分析技术（BOTDA）、布里渊光频域分析技术（BOFDA）和分布式声学感测技术（DAS）等。BOTDA基本原理可表述为光纤轴向应变或温度变化与相应入射光与背向布里渊散射光频移量的线性关系，研究表明当环境温度变化小于5℃时，可剔除温度对监测结果的影响。

分布式光纤传感技术在岩土体变形监测领域的优势突出，但基于可靠试验验证基础提出可推广应用于岩土工程实践的分布式光纤监测技术仍缺乏，为充分发挥分布式传感光纤测量技术特点，基于特殊设计的光纤变形试验装置，提出了一种基于分布式光纤传感技术二维变形监测方法，开展了5类水平位移与沉降调节工况的传感光纤室内二维变形试验与2组堆石坝工程内部变形实测数据的模拟验证。

1. 分布式光纤二维变形监测试验

1.1 试验仪器和光纤选择

二维变形监测试验选用的应变传感光纤为无金属铠装的乙丙橡胶（EPR）外护套V1传感光纤，直径2.8 mm，应变测量量程可达1%（即为10000 με）。

试验测试采用瑞士OMNISENS公司生产的VISION Dual分布式光纤应变测量系统，其应变测量最小空间分辨率0.1 m，准确度为±10 με，应变测量范围-20000~20000 με。

本次试验采用BOTDA测量模式，数据采样间距设为0.25 m，中心频率测量系统自动识别配置为10.642 GHz，测量系统的起始频率和终止频率为10.392~10.892 GHz，频率间隔为0.001 GHz。

1.2 试验装置布设

根据试验设计方案，为形成直线AB段与倾斜线CD段测量回路需在光纤适当位置布设4个定位卡槽，左侧位移平台固定，试验过程通过左/右、上/下移动右侧位移平台使光纤产生二维变形。基于分布式光纤传感的二维变形试验装置示意图如图 1所示。

图 1 基于分布式光纤传感的二维变形监测试验装置示意图

Figure 1. Schematic diagram of two-dimensional deformation monitoring test devices based on distributed optical fiber sensoring technology

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通过百分表读取位移平台（传感光纤）水平与沉降数据，为数据处理方便，本次试验以位移平台向下/向右移动为正，以向上/向左移动为负。为保证光纤紧绷及数据有效性，试验监测平台光纤布设完成后需要进行预拉，位移平台向右侧移动6 mm使测量回路产生初始张拉变形，设定为初始（0，0）位置，水平位移与沉降监测百分表数据清零。定位卡槽直线段光纤长度L为3.254 m，倾斜线段高差H为0.400 m。

1.3 试验操作步骤

采集6组初始（0, 0）点位频率数据取均值作为试验初始基准值，记为试验编号1。试验设计按5个工况进行测试，百分表数据稳定后采集数据。工况1，第一阶段为向右移动，试验编号1~9；工况2，第二阶段为向下移动，试验编号9~21；工况3，第三阶段为向左/向上移动试验编号21~27；工况4，第四阶段为向右/向上移动试验编号27~35；工况5，第五阶段为向左/向下移动，试验编号35~40。其中工况2~工况5，均以前述工况的终值作为初始值。试验操作移动距离与测试位置统计结果如表 1所示。

表 1 试验操作调节距离与测试位置统计表

Table 1. Statistical table of test operation distances and test positions (单位: mm)

编号	调节距离	测试点位	编号	调节距离	测试点位
1	—	(0, 0)	21	—	(8, 30)
2	右1	(1, 0)	22	左-2上-5	(6, 25)
3	右1	(2, 0)	23	左-1.2上-5	(4.8, 20)
4	右1	(3, 0)	24	左-1.2上-5	(3.6, 15)
5	右1	(4, 0)	25	左-1.2上-5	(2.4, 10)
6	右1	(5, 0)	26	左-1.2上-5	(1.2, 5)
7	右1	(6, 0)	27	左-1.2上-5	(0, 0)
8	右1	(7, 0)	27	—	(0, 0)
9	右1	(8, 0)	28	右1上-5	(1, -5)
9	—	(8, 0)	29	右1上-5	(2, -10)
10	下2	(8, 2)	30	右1上0	(3, -10)
11	下2	(8, 4)	31	右1上-5	(4, -15)
12	下2	(8, 6)	32	右1上-5	(5, -20)
13	下2	(8, 8)	33	右1上-5	(6, -25)
14	下2	(8, 10)	34	右1上-5	(7, -30)
15	下3	(8, 13)	35	右1上-5	(8, -35)
16	下3	(8, 16)	35	—	(8, -35)
17	下4	(8, 20)	36	左-1下5	(7, -30)
18	下5	(8, 25)	37	左-1下5	(6, -25)
19	下5	(8, 30)	38	左-2下5	(4, -20)
20	下10	(8, 40)	39	左-2下10	(2, -10)
21	上-10	(8, 30)	40	左-2下10	(0, 0)
注：本次试验以向下移动为正，向右移动为正；以向下移动为负，向左移动为负。

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2. 试验结果分析

2.1 分布式光纤应变曲线

VISION Dual分布式光纤应变测量系统各采样点实测数据为频率值，本次试验数据采样间距设为0.25 m，即1 m传感光纤上有4个采样点。因室内试验环境温度恒定，可剔除温度对测试结果的影响，传感光纤频移量与应变之间的关系为

。

$\varepsilon {\text{ = }}k{\nu _\varepsilon }。$

(1)

式中： $\varepsilon$ 为某采样点监测到的光纤应变（με），以拉应变为正，压应变为负； $k$ 为应变系数（με/GHz）； ${\nu _\varepsilon }$ 为某采样点光纤形变引起的频移量（GHz）。

由实测采样点频率值，通过传感光纤频移量与应变之间的关系式（1），计算得到光纤应变量。以第一试验阶段为例，以第1组试验数据为初值进行计算，BOTDA测量光纤应变曲线如图 2所示。工况1：试验第一阶段为向右移动拉伸光纤，右侧定位点竖向位置不变，直线AB段和倾斜线CD段产生拉应变，由图 2可以看出光纤应变随张拉位移等比例增大，两线段应变增大幅度基本一致。其他工况应变分析同上述所述，不再一一详述。

图 2 典型试验阶段BOTDA测量光纤应变曲线

Figure 2. Curves of optical fiber strain measured by BOTDA at typical test stage

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分布式传感光纤进行二维变形监测时，因分布式传感光纤是柔性物体，而定位卡槽硬度较大，除夹具附近点位传感光纤因与定位卡槽接触而弯曲受力产生一定的应力集中造成应变过大外，变形区域（即两定位卡槽之间）范围的其他采样点应变分布均匀，沿长度方向应变曲线较为平直。变形区间外光纤基本无微应变，说明分布式传感光纤进行变形监测能有效阻止应变向定点区域外扩散，因此本技术方法可以准确定位变形事件发生点。

2.2 水平位移与沉降误差分析

图 2表明试验过程中水平/倾斜两条光纤应变测值在各自的两端固定点内一致性良好，根据测得两条光纤应变平均值可通过下式计算得水平/垂直移动后两条光纤新的长度，

。

$l' = (1 + \overline \varepsilon ) \cdot l 。$

(2)

式中： $\overline \varepsilon$ 为水平/倾斜布置光纤各自平均应变值（με）。

由此得水平向固定光纤新长度 ${l'_{\text{1}}}$ 和倾斜向固定光纤新长度 ${l'_{\text{2}}}$ ，在此基础上基于三角函数转换即可求得试验装置的水平位移和垂直位移值。

百分表实测水平/沉降位移值与通过光纤应变计算得到的位移值之差，定义为绝对误差。误差的绝对值越小，说明光纤测变形的适用性越强，实际工程应用时变形数据监测结果越准确。百分表实测位移即试验装置传感光纤水平与沉降实际位移量，基于工程应用需连续监测的实际情况，综合了测试全过程的40组试验数据，并采用5类差值计算方法得到绝对误差统计分析结果如图 3所示。

图 3 40组试验数据不同差值计算方法绝对误差统计分析结果

Figure 3. Statistical results of absolute error by using different difference methods for 40 groups of test data

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由图 3相对误差数据可以看出各测试点位（试验编号）水平位移绝对误差正负最大波动量值为1 mm，因定位卡槽直线段光纤长度L为3254 mm，则波动值仅占光纤长度的0.0028%，数值可忽略不计；沉降绝对误差在正负最大波动量值为2 mm，因倾斜线段高差H为400 m，则波动值仅占高差的0.5%，沉降方向的波动误差亦极小。

上述试验结果表明，基于分布式传感光纤进行监测，测试区域范围内应变分布均匀，有效防止了应变向不变形区域扩散，同时水平位移和沉降测量误差较小，变形监测性能优越，可以很好的满足岩土体变形监测要求。

3. 基于工程实测数据的模拟试验

依托江苏某抽水蓄能电站上库面板堆石坝内部变形安全监测工程^[4]，堆石坝最大坝高182 m，基于本文提出的技术方法以0+330 m断面EL178.1 m高程内部变形实测沉降量和水平位移为依据开展模拟试验，分别开展了小变形和大变形两种工况的模拟试验。其中，2021年2月19日大坝EL178.1 m高程上部堆石体填筑厚度为10 m左右，此时实测0+330 m断面EL178.1 m高程坝体最大沉降约120 mm，作为小变形工况；2022年9月21日上覆土厚度约90 m，测得坝体最大沉降1000 mm左右，作为大变形工况。堆石坝内部变形测量断面总长度为406 m（0+178 m—0-228 m），根据堆石坝工程实测水平位移和沉降，以测点间距为3.3 m的相邻测点差值作为室内试验平台左/右、上/下调节距离开展模拟试验，得到了小变形和大变形工况下水平位移、沉降的原型监测数据与室内模拟试验结果的对比分析曲线如图 4所示。

图 4 实测水平位移、沉降与室内二维变形试验模拟结果对比分析曲线

Figure 4. Comparative curves of measured horizontal displacement and settlement with simulated results of indoor two- dimensional deformation tests

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由图 4可以看出堆石坝内部实测水平位移、沉降数据与室内模拟试验结果的曲线形式及量值吻合度均较高。其中，小变形工况各测点沉降误差最大为3 mm，水平位移最大误差-2 mm，误差量值均为mm级。大变形工况各测点沉降误差最大至-24 mm，水平位移最大误差6 mm，沉降误差量值为cm级，水平位移误差量值仍为mm级。模拟试验研究表明，基于分布式传感光纤技术的二维变形监测方法对200级高土石坝的坝体内部变形监测具有良好监测精度，可满足工程实际需要。

4. 结论

（1）基于分布式传感光纤技术的二维变形监测方法，变形区间内采样点应变分布均匀，沿光纤长度方向应变曲线较为平直。变形区间外光纤基本无微应变，提出的监测方法有效阻止了应变向测试区域外扩散，提高了变形事件发生点的定位精度和准确度。

（2）5类试验工况下室内试验测得水平位移和沉降值的绝对误差较小，40组试验测得水平位移绝对误差正负最大波动量值为1 mm，沉降绝对误差在正负最大波动量值为2 mm，绝对误差平均值极小，本监测方法的二维变形监测性能优越。

（3）基于堆石坝实测水平位移、沉降数据的模拟试验结果的曲线形式及量值吻合度均较高，406 m长的测量断面以测点间距为3.3 m的准分布式测点沉降测量误差为cm级，水平位移测点测量误差mm级。

（4）基于分布式传感光纤技术的二维变形监测方法对200级高土石坝的坝体内部变形监测具有良好监测精度，可满足高土石坝坝体内部变形监测工程实际需要，该技术方法也可以推广应用至混凝土面板堆石坝的面板挠度监测等领域。

图 1 海上风电吸力式筒型基础及受荷状态

Figure 1. Bucket foundation for offshore wind power and loading states

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图 2 试样加载示意图和试验设备图

Figure 2. Loading diagram of sample and test equipments

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图 3 试验土样颗粒级配曲线

Figure 3. Grain-size distribution curve of test soil

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图 4 不同干密度土体的应力-应变曲线

Figure 4. Stress-strain curves of soils with different ρ_d

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图 5 不排水抗剪强度随干密度的变化曲线

Figure 5. Curve of undrained shear strength changing with ρ_d

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图 6 不同法向应力土体的应力-应变曲线

Stress-strain curves of soils with different ${\sigma^{'}_{\text{v}}}$

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图 7 不排水抗剪强度随法向应力的变化曲线

Curve of undrained shear strength changing with ${\sigma^{'}_{\text{v}}}$

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图 8 不同OCR土体的应力-应变曲线

Figure 8. Stress-strain curves of different OCR soils

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图 9 不排水抗剪强度随OCR的变化曲线

Figure 9. Curve of undrained shear strength changing with OCR

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图 10 不同OCR土体的归一化应力路径

Figure 10. Normalized stress paths of different OCR soils

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图 11 归一化剪切强度随OCR变化曲线

Figure 11. Curve of normalized shear strength with OCR

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表 1 基于不排水抗剪强度s_u的计算方法

Table 1 Methods based on undrained shear strength s_u

方法分类	计算公式
API-RP-2GEO^[2]	$R = ({A_{\text{o}}} + {A_{\text{i}}})h\alpha {s_{\text{u}}} + {A_{{\text{tip}}}}9{s_{\text{u}}}$
Houlsby等^[8]	$V' + s{A_{{\text{in}}}} = {A_{\text{o}}}h{\alpha _{\text{o}}}{s_{{\text{u1}}}} + {A_{\text{i}}}h{\alpha _{\text{i}}}{s_{{\text{u1}}}} + {\text{ }}{A_{{\text{tip}}}}(\gamma 'h - s + {s_{{\text{u2}}}}{N_c})$
DNV-RP-E303^[3]	${R_{\text{b}}} = ({A_{\text{o}}} + {A_{\text{i}}})h\alpha s_{{\text{u,D}}}^{{\text{av}}} + {A_{{\text{tip}}}}({N_c}s_{{\text{u,tip}}}^{{\text{av}}} + \gamma 'h)$
注：R为筒型基础贯入阻力；A_O，A_i，A_tip，A_in，h分别为筒裙外部周长、筒裙内部周长、筒端部面积、筒内顶盖面积、筒型基础贯入深度；α为黏合系数， $\alpha = 1/{s_{\text{t}}}$ ， ${s_{\text{t}}}$ 为黏土的灵敏度； $\gamma '$ 为土体有效重度；V’为有效竖向荷载（考虑基础入水及浮力）； $s$ 为筒型基础贯入所需吸力； ${s_{{\text{u}}1}}$ 为贯入深度内土体不排水抗剪强度平均值； ${s_{{\text{u}}2}}$ 为贯入深度处土体不排水抗剪强度； ${N_{\text{c}}}$ 为承载力系数； $s_{{\text{u,D}}}^{{\text{av}}}$ 为DSS不排水抗剪强度平均值； $s_{{\text{u,tip}}}^{{\text{av}}}$ 为三轴压缩、三轴拉伸、DSS不排水抗剪强度平均值。

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表 2 基于s_u的沉贯阻力计算方法属性

Table 2 Properties of s_u-based methods for penetration resistance

方法分类	自重沉贯	吸力沉贯	土参数	经验系数
API	√	×	γ’, s_u	α
Houlsby & Byrne	√	√	γ’, s_u1, s_u1, s_t	α_i, α_o, N_c
DNV	√	√	γ’, $s_{{\text{u,D}}}^{{\text{av}}}$ , $s_{{\text{u,tip}}}^{{\text{av}}}$ , s_t	α, N_c

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表 3 滨海土物性指标及力学参数

Table 3 Physical parameters and mechanical parameter of coastal clay

土质	数值
土粒相对质量密度G_s	2.73
液限w_L/%	64.00
塑限w_p/%	27.76
塑性指数I_p	36.24
饱和密度ρ_sat/(g·cm^-3)	1.68
含水率w /%	52.62
孔隙比e	1.39
注：取76 g锥入土深度为10 mm所对应的含水率为液限。

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表 4 试验方案

Table 4 Test design

$\rho _{\text{d}}^{}$ /(g·cm^-3)	${\sigma^{'}_{\text{v}}}$ /kPa	OCR
0.90	100	1
1.25	100	—
1.10	50，100，150，200，300，600	1
1.40	100	—
1.10	100	1.5，2，3，6
1.10	50	12

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参考文献(10)

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施引文献(6)

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0. 引言
1. 分布式光纤二维变形监测试验
1.1 试验仪器和光纤选择
1.2 试验装置布设
1.3 试验操作步骤
2. 试验结果分析
2.1 分布式光纤应变曲线
2.2 水平位移与沉降误差分析
3. 基于工程实测数据的模拟试验
4. 结论

海上风电筒型基础沉贯阻力计算黏土强度研究 English Version

作者简介: 孟祥传(1994—)，男，博士研究生，主要从事海洋土力学和海洋新能源相关的研究。E-mail: xcmeng@tju.edu.cn

通讯作者: 刘润, E-mail: liurun@tju.edu.cn

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