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

各向异性是黏土的基本性质之一,分为原生各向异性和次生各向异性。针对原生各向异性对黏土力学性状的影响,许多学者对与沉积平面呈不同夹角试样进行压缩、无侧限压缩和三轴压缩等试验,发现原生各向异性对黏土变形以及强度特性的影响不容忽视。

小应变剪切模量特性作为土的重要力学性质之一,也同样受到原生各向异性的影响。Simpson等^[1]的研究表明,小应变剪切模量的原生各向异性对隧道及基坑周围土体变形的预测结果影响很大；Jovičić等^[2]和吴宏伟等^[3]分别针对伦敦黏土和上海软黏土进行研究,利用弯曲元测得两种土在低围压下水平和竖直方向上的最大剪切模量比值分别为1.5和1.21,说明对于不同种类黏土,原生各向异性对其小应变剪切模量的影响不尽相同。

结构性黏土在我国东南沿海地区分布广泛,许多工程建设涉及到此类黏土,迄今已对其小应变剪切模量进行了诸多研究,但以往的研究主要考虑孔隙比、应力水平和结构损伤等对小应变剪切模量的影响^[4],而考虑原生各向异性对小应变剪切模量影响的研究较少,有必要进行系统探究。

本文对不同削样方向的湛江黏土原状试样开展不同围压下的共振柱试验,研究原生各向异性对最大动剪切模量的影响以及考虑原生各向异性的最大动剪切模量随围压演化规律的表征方法。

1. 试验材料与试验方案

1.1 试验材料与试样制备

土样取自湛江市某基坑内地下10～11 m,尺寸为30 cm×30 cm×30 cm原状块状样。表1为其基本物理力学指标与颗粒组成。由表1可见,湛江黏土具有较差物理性质,与软黏土相似,但力学性质较优,呈现上述特性的原因为其具有的强结构性^[4]。

表 1 湛江黏土平均物理力学性质指标与颗粒组成

Table 1. Physical and mechanical indexes and particle composition of Zhanjiang clay

重度γ/(kN·m^-3)	含水率w/%	孔隙比e	渗透系数K/(cm·s^-1)	液限w_L/%	塑限w_P/%	塑性指数I_P	结构屈服应力σ_k/kPa	无侧限抗压强度/kPa	灵敏度S_t	颗粒组成/%
重度γ/(kN·m^-3)	含水率w/%	孔隙比e	渗透系数K/(cm·s^-1)	液限w_L/%	塑限w_P/%	塑性指数I_P	结构屈服应力σ_k/kPa	无侧限抗压强度/kPa	灵敏度S_t	>0.05/mm	0.005~0.05/mm	0.002~0.005/mm	<0.002/mm
17.1	52.98	1.44	2.73×10⁻⁸	59.6	28.1	31.5	400	143.5	7.2	8.2	39.5	20.7	31.6

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图1（a）为不同方向圆柱试样示意图,定义试样轴线与土体沉积平面夹角为 $α$ ,即竖直方向试样为90°,水平方向试样为0°。针对 $α$ 为0°,22.5°,45°,67.5°,90°方向原状样进行研究,试样规格尺寸为直径50 mm,高度100 mm的圆柱体。

图 1 试样示意图与试验设备

Figure 1. Schematic diagram of specimens and test apparatus

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1.2 试验方法

试验所用设备为GDS共振柱仪,如图1（b）所示。试样的边界条件为一端固定,一端自由。通过电磁驱动系统对试样逐级施加扭矩,测得试样的共振频率和对应的剪应变,试样动剪切模量由下式得到：

$G = ρ {(2 π f H / β)}^{2}$ ,

(1)

式中,G为试样动剪切模量,ρ为试样密度,f为共振频率,H为试样高度,β为扭转振动频率方程特征值。

试样在抽气饱和后安装至共振柱仪上,随后进行反压饱和,当B值达0.98后,进行固结,围压分别设定为50,100,200,300,400,500,600,700,800 kPa。试样固结完成后,进行共振柱试验。

2. 试验结果与分析

2.1 不同方向试样G- $γ$ 曲线规律

如图2所示,不同方向试样动剪切模量G和剪应变 $γ$ 的关系曲线形态与规律类似。剪切模量在小剪应变下衰减速度较小；随剪应变发展,衰减速度增大。低围压下G- $γ$ 曲线随围压增大而上移,围压超过600～700 kPa,G- $γ$ 曲线随围压增长而下移,与通常软黏土G- $γ$ 曲线大多随围压增大而单调上移规律存在明显差异,说明结构性对湛江黏土G- $γ$ 曲线规律影响较大。

图 2 不同方向试样剪切模量G与剪应变

$γ$ 关系

Figure 2. Relationship between shear modulus G and shear strain

$γ$ for specimens in different directions

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2.2 原生各向异性对最大动剪切模量的影响

湛江黏土动应力-应变关系可用Hardin-Drnevich双曲线模型表征,如下式：

$τ = \frac{γ}{a + b γ}$ ,

(2)

式中,a,b为拟合参数。式（2）可以写为

$1 / G = a + b γ$ 。

(3)

式（3）中,当 $γ$ 趋近于0时,得到最大动剪切模量G_max=1/a,利用式（3）求得不同方向试样在各围压下的G_max。为了消除孔隙比对G_max的影响,引入孔隙比函数F(e)=1/(0.3+0.7e²)将G_max进行归一化处理,图3为经孔隙比函数归一化的G_max/F(e)-围压 $σ_{3}$ 曲线。随围压增大,不同方向试样G_max/F(e)- $σ_{3}$ 曲线均呈现先上升后下降的规律,在围压为400～500 kPa即在 $σ_{k}$ 左右时,曲线出现转折。

图 3 不同方向试样G_max/F(e)与围压σ₃的关系

Figure 3. Relationship between G_max /F(e) and confining pressure σ₃ for specimens in different directions

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为了更好描述原生各向异性对最大动剪切模量的影响,定义G_max/F(e)的原生各向异性系数：

$K_{α} = D_{α} / D_{90 °}$ ,

(4)

式中,D_α定义为α方向试样的G_max/F(e),D_90°定义为90°（竖直）方向试样的G_max/F(e)。

G_max/F(e)的原生各向异性系数K_α与围压的关系如图4所示。相同围压下,K_α随方向角 $α$ 变化,K_α整体上随 $α$ 增大而减小,即试样的方向越靠近水平其刚度越大,说明原生各向异性对湛江黏土最大动剪切模量G_max的影响十分显著。湛江黏土基本单元为扁平状片堆、粒状碎屑矿物与单片颗粒,上述基本单元在沉积时,其长轴更倾向于水平方向,导致颗粒间水平方向的接触更紧密,结构更强^[3],进而更靠近水平方向试样的刚度更大。

图 4 不同方向试样K_α与围压σ₃的关系

Figure 4. Relationship between K_α and confining pressure σ₃ for specimens in different directions

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当围压低于400～600 kPa时,同一方向试样K_α随围压增长基本保持恒定,K_0°,K_22.5°,K_45°,K_67.5°,K_90°分别为1.314,1.279,1.148,1.045,1；当围压高于400～600 kPa时,同一方向试样K_α随围压增长呈明显减小趋势,不同方向试样的G_max/F(e)差异减小。说明围压低于 $σ_{k}$ 时,围压的增大几乎不影响原生各向异性对G_max的影响,但当围压超过 $σ_{k}$ 后,围压的增大减弱了原生各向异性对G_max的影响。文献[2]中伦敦黏土在围压超过屈服应力后,其水平与竖直方向试样的最大剪切模量的差异随围压增长也呈减小趋势,与本文试验结果一致。

2.3 考虑原生各向异性的最大动剪切模量表征方法

图3中出现G_max/F(e)随围压增大呈先上升后下降的特殊现象,文献[4]认为G_max同时受到平均有效应力、孔隙比和结构损伤的影响,采用该文的表征方法对试验结果进行分析,具体的表达形式如下所示：

$G_{\max} / F (e) = \frac{A (1 + {(\frac{{σ^{'}}_{m}}{p_{a}})}^{n})}{1 + B (1 + {(\frac{{σ^{'}}_{m}}{p_{a}})}^{n})} (k_{r} + \frac{1 - k_{r}}{1 + {(η \frac{{σ^{'}}_{m}}{p_{c}})}^{λ}})$ 。

(5)

式中 A,B,n,k_r,η和 $λ$ 为反映各种应力历史和土体性质的参数； ${σ^{'}}_{m}$ 为围压；p_a为标准大气压；p_c为表观前期固结压力即结构屈服应力 $σ_{k}$ ,不同方向试样压缩试验得到的 $σ_{k}$ 差异较小,均取400 kPa。

采用式（5）将不同方向试样G_max/F(e)与围压的关系进行定量表征。从图4可得,高应力下各向异性对试样的G_max/F(e)影响减弱,可假定不同方向试样G_max/F(e)极限值相同。最终将试验数据与拟合曲线一同绘制于图5,发现拟合效果很好,拟合参数见表2。

图 5 不同方向试样的G_max/F(e)与固结围压lgσ₃关系曲线

Figure 5. Curves of G_max/F(e) and confining pressure lgσ₃ of specimens in different directions

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表 2 不同方向试样拟合参数

Table 2. Fitting parameters of specimens in different directions

α	A/MPa	B	n	k_r	η	λ	R²
0^°	39.92489	0.16678	0.54309	0.35092	0.56433	6.42998	0.99251
22.5^°	37.89951	0.15999	0.58264	0.35462	0.56426	6.37147	0.99075
45^°	33.76328	0.15168	0.54642	0.37740	0.55402	6.38473	0.99432
67.5^°	31.15476	0.15761	0.56254	0.42499	0.60889	6.07737	0.99727
90^°	29.75422	0.15743	0.56067	0.44448	0.57750	6.05669	0.99835

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分析表2中拟合参数与试样方向的关系,可得参数A,k_r, $λ$ 和试样轴线与土体沉积平面夹角 $α$ 呈线性关系（图6）,参数B,n,η随 $α$ 增大分别保持在0.1587,0.5591,0.5738上下,且波动范围较小（参数B,n,η的标准差S分别为0.005455,0.01570和0.02131）。

图 6 拟合参数A,k_r和λ与试样方向的关系

Figure 6. Relationship between fitting parameters A, k_r and λ with directions of specimens

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将图6中参数A,k_r, $λ$ 的拟合方程和参数B,n,η的平均值同时代入式（5）,得到考虑原生各向异性的最大动剪切模量的表征方法：

$\begin{array}{l} G_{\max} / F (e) = \frac{(c_{1} α + c_{2}) (1 + {(\frac{{σ^{'}}_{m}}{p_{a}})}^{n})}{1 + B (1 + {(\frac{{σ^{'}}_{m}}{p_{a}})}^{n})} \cdot \\ ((d_{1} α + d_{2}) + \frac{1 - (d_{1} α + d_{2})}{1 + {(η \frac{{σ^{'}}_{m}}{p_{c}})}^{(e_{1} α + e_{2})}}) \end{array}$ 。

(6)

式中 ${σ^{'}}_{m}$ 为围压； $α$ 表示试样的方向,为试样轴线与土体沉积平面夹角；p_a为标准大气压,取101.325 kPa；p_c为 $σ_{k}$ ,取400 kPa；B=0.1587,n=0.5591,η=0.5738；c₁=−0.1204,c₂=39.9166；d₁=1.144×10⁻³,d₂=0.3390；e₁=−4.625×10⁻³,e₂=6.4722。

3. 结论

（1）在同一围压下,不同 $α$ 试样经孔隙比函数归一化的最大动剪切模量G_max/F(e)与90°方向试样G_max/F(e)的比值K_α随 $α$ 增大而减小。当围压低于和高于 $σ_{k}$ 时,同一 $α$ 试样K_α随围压增长分别呈基本保持恒定与明显减小趋势,说明当围压低于 $σ_{k}$ 时,围压几乎不影响原生各向异性对G_max影响,围压超过 $σ_{k}$ 后,不同方向的G_max/F(e)差异减小,围压的增大减弱了原生各向异性对G_max的影响。

（2）受固结压硬和结构损伤的影响,湛江黏土的G_max/F(e)变化规律与通常软黏土试验结果不同,不同方向试样的G_max/F(e)随围压增大均呈先增大后减小规律,当围压在 $σ_{k}$ 左右时出现转折。

（3）基于采用考虑结构损伤的公式可很好拟合湛江黏土不同方向试样G_max与围压关系曲线,提出了考虑原生各向异性影响的G_max演化规律表征方法。

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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