裙式吸力基础抗拔过程中的渗流特性

0 引 言

吸力基础因其比其他系泊系统具备施工简便、造价低、可回收利用等优点已成为海上结构的优选系泊系统。通过对传统吸力基础进行改良得到一种新型裙式吸力基础[1]，增加的“裙”结构增大了基础自重及与土体的接触面积，从而提高了抗拔承载力，是值得推广应用的一种新型基础形式。随着海洋深水领域勘探及开发工作的广泛开展，深海平台例如张力腿平台(TLP)、立柱式(Spars)、船形浮式(FPSO)系统和半潜式平台等，被越来越多地用于海上油气资源的钻井和生产。与浅海平台相比, 深海平台的系锚荷载显著增加, 其主要荷载不再是竖向压载, 而变为上拔和水平荷载[2]。吸力基础上拔过程中因产生桶内外压力差继而引发渗流，相关问题受到国内学者的广泛关注，并取得了一系列研究成果。

王志[3]通过三维有限元数值模拟，考虑土体性质、加载位置及角度和基础长径比对吸力基础抗拔承载特性的影响，重点分析了不同加载条件下基础的破坏模式。李嘉文等[4]、朱斌等[5]、施晓春等[6]通过模型实验研究了不同尺寸的吸力基础在受到上拔荷载时基础的承载力，分析了其抗拔承载力的作用机理，并对负压和基础端部阻力对基础抗拔承载力的影响做了详细分析。杨少丽等[7]通过在土箱内埋设孔隙水压力计测得负压沉贯实验中，粉土中不同深度处孔隙水压力的产生和发展，并推算出土中渗流梯度的大小及其变化过程, 揭示了土体在沉贯过程中土体性质的变化。

Cao等[8]使用ABAQUS软件模拟了吸力基础在垂直上拔载荷下的承载特性。采用一种柔软的孔弹性材料模拟被动吸力的发展，获得载荷与位移曲线与使用离心机在粘性土中试验获得的载荷与位移曲线非常一致，对今后有限元软件对负压的模拟提供了新的研究方法。Mana等[9]利用ABAQUS有限元分析软件使用小应变建模(即不更新网格坐标)，建立二维轴对称模型研究了由土的膨胀和渗流引发吸力基础在上拔荷载作用下的位移率，并提供了用于计算等效渗流长度和引发上拔速度的表达式。Deng等[10]介绍了完全排水条件下吸力沉箱在倾斜荷载下考虑沉积埋深，加载点，载荷倾斜角，摩擦角，膨胀和初始应力状态对承载力的影响。基于有限元研究的结果，提出了吸力沉箱倾斜承载力的简化表达式。Ahmed[11]通过三维有限元分析以计算倾斜荷载作用下吸力沉箱的抗拔承载力。使用ABAQUS 软件对比分析了ABAQUS中内置Mohr Coulomb模型及改进的Mohr Coulomb模型对土的破坏面发展与基础承载力的不同，验证了改进的Mohr Coulomb模型的优越性。

李大勇等[12]采用有限元方法，对裙式吸力锚沉贯过程中桶体周围土体渗流场进行了有限元分析，发现沉贯过程中渗流场的分布规律大致相似，渗流梯度最大值始终位于主桶端部附近，渗流为减小端部沉贯阻力做出了贡献。黄婷[13]通过ABAQUS有限元分析软件对饱和砂土中裙式吸力基础在沉贯过程中的渗流场分布规律进行研究，得到沉贯过程中因负压产生的渗流场分布及水流梯度的大小变化。翟汉波等[14]对传统吸力基础及裙式吸力基础的抗拔承载力及产生的负压进行了细致的分析对比，结果表明“裙”结构对吸力基础的抗拔承载力有较大提高。

综上所述，已有研究成果主要针对裙式吸力基础沉贯过程中土中渗流场的分布规律，对上拔过程中的渗流规律还需进一步深入研究。因此本文通过建立与模型试验尺寸相同的有限元模型，阐述了在饱和砂土中传统吸力基础及裙式吸力基础的上拔机理，探讨了传统吸力基础抗拔过程中基础周围土体中因渗流导致的孔压及有效应力随时间的变化，对比分析了传统和裙式吸力基础在渗流速度及渗流场分布等方面的不同。

1 吸力基础的渗流作用

①传统吸力基础：传统吸力基础在上拔过程中，桶内部与土塞之间产生压力差即吸力，从而使土塞与桶外部土体产生水头差，形成渗流场，如图1(a)所示。在渗流作用下，水从桶外土体流向土塞，使得桶内土体有效应力降低，桶壁与土体间的摩擦力减小，从而降低了基础抗拔承载力。

②裙式吸力基础：裙式吸力基础上拔过程分为两阶段，见图1(b)、(c)。在裙范围内的上拔过程中主桶、裙内部与土塞之间均产生压力差，形成渗流场。裙的存在即增加了基础与土体间的接触面积又在裙结构与土体间产生压力差，相对传统吸力基础在抗拔承载力方面有较大的提高。在主桶范围内上拔过程与传统吸力基础相似，因裙结构拔出土体所以裙范围的土体不再产生渗流，只在主桶范围内存在压力差引发渗流。

(a) 传统吸力基础上拔

(b) 裙式吸力基础裙范围内上拔

(c) 裙式吸力基础主桶范围内上拔

图1 吸力基础抗拔过程渗流路径示意
Fig.1 Seepage path due to pullout of suction caissons

2 有限元模拟吸力基础上拔过程中渗流作用

2.1 有限元模型

基础尺寸见表1，吸力基础尺寸标注见图2吸力基础剖面图。鉴于基础在上拔过程中所有的受力及变形都是中心对称，为减小计算量建立了二维轴对称模型，有限元模型见图3。土体计算范围径向取5倍的主桶直径，深度取2倍的主桶高度，采用四节点双线性轴对称四边形孔压单元( CAX4P )。土体模型两边限制水平方向移动，底部在垂直和水平两个方向固定，基础在水平方向也受到约束。

表1 吸力基础尺寸及上拔5 mm时吸力基础产生的吸力值
Tab.1 Dimensions of suction caissons and suction value when the caissons pulling up 5 mm

图2 吸力基础剖面图
Fig.2 Profile of suction caisson

图3 有限元模型
Fig.3 FEM mesh

2.2 模型参数

①吸力基础及土体参数

鉴于吸力基础为钢桶，其强度远高于砂土，所以模拟时将其模型设置为刚体。由于渗流过程中土体处于弹性状态，不产生塑形变形，因此饱和砂土采用理想弹性模型。土体参数由实测及相关参考文献[13]确定，如表2。土体与吸力基础接触处设置Surface-to-Surface接触形式，主面为吸力基础，从面为土体。接触中的切向行为中的摩擦类型选择罚刚度算法，允许弹性滑移变形，摩擦系数为0.56，法向行为定义为硬接触。

表2 土体参数设置
Tab.2 Soil parameters used in FEM

②水头边界条件

水头边界条件由吸力基础拔出过程中裙结构及主桶内土面与基础外土面相对水头差确定。ABAQUS/Standard[15]中的流体渗透分析中可以基于总孔压，也可以基于超孔压分析。鉴于本文主要关注抗拔荷载引起的超孔压分布及消散，因此定义初始超孔压为零，此时也无需定义初始超孔压的分布。为求解孔压随时间的变化，选择瞬态分析步。

ABAQUS默认土体为饱和土体，室内实验为饱和砂土，因此无需对土体的初始饱和度进行定义，同时假定土体底部与左右两侧均不可排水，只在其表面可以进行排水，这也与实际情况相符。为研究吸力基础拔出高度为5 mm时土体的孔压变化及渗流场分布规律，相应的水头边界条件采用课题组对吸力基础上拔试验所测数据[14]，见表1。

3 有限元模拟结果分析

吸力基础拔出过程中产生的基础内外压力差产生饱和砂土内流体的渗流作用，这种作用导致土体内超孔隙水压随着时间逐渐变化，形成稳定的渗流场。鉴于在试验中受技术及条件的限制无法全面精确的测出孔压及渗流场的分布规律，因此本文着重研究土体中有关渗流的基本规律。

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3.1 传统吸力基础渗流的基本规律

以传统吸力基础I在拔出5 mm时为例，研究不同时刻t=1 s、t=200 s、t=400 s时与基础内外壁接触的土体孔压沿深度的分布，见图4，图中横坐标表示从土体表面起算的深度。

①由图4 (a)可见，桶内部孔压在土体表面消散得最快，随土体深度增加消散速度逐渐变慢，形成了向上的渗流，从顶部排出。从图4 (b)可得，当t=1时桶外壁土体孔压最大值出现在桶底处并随土体深度的减小逐渐降低至零。

②桶外壁土体孔压随着时间逐渐消散，在桶底即0.24 m深度处孔压消散得最快，致使当t=400 s时孔压最大值出现在土体深度0.20 m处，即孔压最大值随着时间的推移逐渐上移，形成了向下的渗流即水从土体表面流入桶底。图中显示的孔压分布规律与太沙基固结理论相吻合。由于基于超孔压分析，基础外土体表面超孔隙水压力始终为零，因此在土体深度0 ～ 0.15 m 范围内超孔隙水压力变化不大。

(a) 桶内壁孔压

(b) 桶外壁孔压

图4 不同时刻孔压沿土体深度的分布
Fig.4 Distribution of porewater pressure along soil depth at different moments

3.1.2 传统吸力基础土体有效应力随时间的变化

图5 (a)、(b)分别给出了土体深度0.12 m处贴近桶内外壁的土体有效应力随时间的变化。

①可看出靠近桶内壁的土体有效应力随时间的延长逐渐增加，计算结果较好地反映了渗流固结本质，即桶内土体随着超空隙水压力的逐渐消散，有效应力相应增加的过程。

②靠近桶外壁的土体有效应力值在0～200 s时约为零，200 s之后有效应力逐渐增加，这是因为渗流是由桶内外压力差引起的，渗流先在桶内土体发生，渗流场逐渐扩展到桶外土体，所以有一定的滞后性，图中结果正表明了这一现象。

(a) 桶内壁土体

(b) 桶外壁土体

图5 土体深度0.12 m处有效应力随时间的变化
Fig.5 Variations of effective stress with time at soil depth of 0.12 m

3.1.3 传统吸力基础土体渗流场的分布

图6为传统吸力基础在拔出5 mm时土体渗流场特性分布规律，图6 (a)、(b)、(c)分别为渗流场水头等势线，渗流速度梯度曲线及渗流速度局部放大图。从图中可总结出渗流场的规律如下：

①传统吸力基础在上拔过程中，因桶内外形成超空隙水压力差即水头差，所以水从桶外流向桶内，渗流场水头值由桶外向桶内逐渐降低，在桶内土面处达到最小。桶内侧水头等势线分布密集，呈层状分布，桶外侧水头等势线变化不大，说明渗流产生的水头损失主要集中在桶内部。

②渗流场渗流速度梯度曲线在桶底端部逐渐密集，说明渗流速度在基础底端变化最大且桶尖端处出现最大值。桶内部渗流速度随着土体深度的增加逐渐减小，土体表面渗流速度最大。桶外部渗流速度较小，越靠近桶尖端处渗流速度越大，呈现多重圆弧包线。

(a) 渗流场水头等势线

(b) 渗流场渗流速度梯度曲线

(c) 渗流场渗流速度局部放大图

图6 传统吸力基础渗流场特性分布规律
Fig.6 Distributions of seepage field characteristics of traditional suction caisson

3.2 裙式吸力基础渗流的基本规律

裙式吸力基础因增加了裙结构，使渗流路径产生变化，但与传统吸力基础在土体孔压及有效应力随时间的变化趋势上一致，只是孔压及有效应力的大小发生了变化。因此针对裙式吸力基础只研究土体渗流场的分布规律。

3.2.1 裙式吸力基础土体渗流场的分布

以裙式吸力基础Ⅱ在拔出5 mm时为例，研究土体渗流场特性分布规律，见图7(a)、(b)、(c)。从图中可总结出渗流场的规律如下：

①渗流场水头等势线随土体深度的增加呈现层状分布与传统吸力基础所呈现的规律一致，到达主桶底部及裙结构底部时等势线呈现逐渐放大的圆弧包线，离基础越远包线越长越稀疏。随土体深度的增加孔压逐渐减小至零，也即土体表面水流势能最大，随深度增加逐渐消减。

②裙式吸力基础渗流梯度最大值出现在裙结构底部，说明裙结构对渗流产生较大影响。对比传统吸力基础，裙式吸力基础主桶内最大水流势能、渗流速度均小于传统吸力基础，这是因为裙式吸力基础的裙结构使主桶渗流路径变长，且裙结构在上拔过程中也产生吸力占用了一部分渗流量。

③由试验测得裙式吸力基础Ⅱ主桶内部孔压大于裙结构内部孔压但相差不大，但从渗流场的渗流速度分布看，裙结构内部渗流速度远大于主桶内部渗流速度。这主要是因为裙高度远小于主桶高度所以裙结构的渗流路径远小于主桶，在相差不大的超孔隙压力差作用下，渗流路径的较大差异占据了主要因素。

(a) 渗流场水头等势线

(b) 渗流场渗流速度

(c) 渗流场渗流速度局部放大图

图7 裙式吸力基础土体渗流场特性分布规律
Fig.7 Distributions of seepage field characteristics of skirted suction caisson

4 结 论

通过对传统吸力基础及新型裙式吸力基础在上拔过程中产生土体渗流的数值模拟，探究了土体内部的渗流规律，得到了以下结论：

①传统吸力基础的桶内部孔压在土体表面消散得最快，随土体深度增加消散速度逐渐变小，有效应力随着孔压的消散逐渐增加；桶外壁土体孔压最大值一开始在桶底处且消散速度最快，随着时间的推移最大孔压逐渐上移，由于渗流场扩散的滞后性，桶外壁土体土体有效应力值经过一定时间之后才增加。

②传统吸力基础渗流产生的水头损失主要集中在桶内部，其水头等势线分布密集且呈层状分布。渗流场渗流速度梯度曲线在桶底端部逐渐密集，呈现多重圆弧包线且桶尖端处渗流速度最大。

③裙式吸力基础与传统吸力基础在水头等势线分布规律、土体孔压及有效应力的变化趋势上基本一致，只是大小发生了变化。裙结构对渗流产生较大影响，裙的存在使主桶内最大水流势能、渗流速度均小于传统吸力基础。这是由于裙结构使主桶渗流路径变长，且裙结构在上拔过程中也产生吸力占用了一部分渗流量。因裙高度远小于主桶高度，裙结构的渗流路径远小于主桶，所以其内部渗流速度远大于主桶内部渗流速度。