方加劲沉箱对正常固结粘土渗透性能的数值研究

摘要

由于土动力流动机理存在不确定性，加筋吸力沉箱安装阻力的预测值与实测值存在显著差异。本文通过大变形有限元分析(LDFE)对方形加筋沉箱在非均质黏土中的渗透进行了广泛的研究，以确定横向加筋环周围和之间的土流动机制。一项详细的参数研究已经进行，探索一系列与加筋沉箱几何形状、沉箱粗糙度和土壤强度相关的无量纲参数。从土的流动机理方面与离心试验结果进行了比较，结果吻合较好。观察到沉箱内土流的两个有趣特征，包括土回流到嵌入的加强筋之间的缝隙和土在表面的隆起。结果表明，空腔深度可达~ 5米。最后，提出了估算土壤回流和空腔形成临界深度的简单表达式。

1.介绍

为了避免在安装过程中长沉箱薄壁的屈曲破坏，裙套采用了内部加强筋、水平环和/或垂直法兰(见图)加强1)，同时加载点附近墙体局部加厚。这些加强筋的添加在土壤流动机制、侧摩擦和端轴承方面产生了显著的不确定性，因此在预测安装所需的欠压方面[1］．

根据假定的土壤流动机制，预测的沉箱阻力之间的显著差异表明了不确定性(见图)2)，以及在现场测量的电阻。现场测量包括在帝汶海Laminaria油田和西非Girassol油田的加固沉箱安装[2- - - - - -4， Hossain等人对此进行了详细讨论[5］．Andersen等[1]讨论了由四个预测器采用常规设计方法进行的两种不同的假设安装情况和六种加筋沉箱的安装历史情况的预测。预测器产生了显著不同的结果，主要是由于假设加强筋周围和之间的土壤流动机制不同[1］．

Andersen等人对无加筋沉箱装置进行了大变形有限元分析和离心模型试验。6，周和伦道夫[7， Chen and Randolph [8， Westgate等[9),等等。除了Zhou和Randolph [7］．据报道，大量的土流发生在沉箱内部，很少向外流动。

本文报告了通过大变形有限元(LDFE)分析进行的广泛研究的结果，试图为了解方形加筋沉箱在非均质黏土中的破坏机制提供依据。推导出估计土回流到嵌入加强筋间隙的临界深度的表达式。

2.大变形有限元分析

2．1．研究院的方法

Randolph和Hu在1998年提出了一种基于重网格技术的固体大变形小应变计算的有限元方法。该大变形有限元方法属于任意Lagrangian-Eulerian (ALE)有限元方法，可与ABAQUS和AFNEA耦合使用。该方法主要包括以下几个步骤:(i)生成一个包含三个内高斯点的六节点三角形单元的初始网格;(ii)使用该程序进行指定增量的小应变分析;(iii)重新生成和优化网格以生成新的单元和节点;(iv)插值材料的应力和特性;(五)检查位移是否符合要求;如果不能，则打开一个新的有限元小变形项目，重复以上步骤，直到满足要求;然后，关闭项目。RITSS方法的显著优点是网格会不断更新，以保证精度和质量，使工程运行时的计算过程平稳。

2．2.数值模型及参数设置

方形加劲沉箱穿透正常固结的抗剪强度为年代_u=年代_嗯+kz，方形加筋沉箱几何形状如图2．结构-土界面的摩擦系数为α；因此，沿结构与土体界面的极限剪力为α年代_u．黏土的浮体密度均设为= 6 kN / m^3.．

由于方形沉箱的宽度明显大于加劲肋宽度和裙板厚度之和，采用平面应变模型对方形沉箱打桩过程的破坏机理进行了模拟。为防止边界效应，将模型布置在计算网格的中间，平面应变模型的长度和宽度设置为5 L。在地基两侧采用铰链约束，在土模型垂直两侧设置滚子约束。本研究采用三内高斯点六节点三角形网格，采用节点单元模拟结构与土的相互作用，极限剪力为α年代_u．一个．数值模型的初始有限元网格如图所示3(一个)．初始侵彻深度为0.02 m。选取的计算参数如表所示1．

本文采用Mohr-Coulomb本构模型模拟渗透率极低的黏土，并采用Tresca屈服准则。泊松比= 0.49，摩擦角和膨胀角ϕ=ψ= 0，具有均匀刚度比E/年代_u= 500，这是粘土的普通价值E是杨氏模量。不排水抗剪强度为年代_u=年代_嗯+kz（年代_嗯为泥线处0.5 ~ 10kpa的抗剪强度，k抗剪强度梯度范围是0.6 ~ 2kpa /m吗z为泥线以下的深度)。侧应力系数K₀= 1 - sin( ）= 1。

2．3.有限元模型验证

采用120 g离心试验对水平加强筋桶形基础进行了研究，Randolph等[10］．土壤剖面为年代_u= 15 + 1.25z，结构尺寸参数为b/t= 4,年代/h= 11, = 8.33。表1-A组项目1被处决。摩擦系数α数值模型采用= 0.2，归一化贯入阻力/一个_基地如图所示4．结果表明，阻力曲线的变化趋势和数值与离心试验数据吻合较好。

Hossain et al.[采用离心模型试验(25 g)研究了方形沉箱在均质黏土中的渗流机理。]5］．离心机的试验数据如图左侧所示5．表中1-B组项目1，均质黏土的相关参数为年代_u= 12kpa= 7.25 KN / m^3.几何参数为s / h= 2.0,b / t= 2.0和4.0，w / b= 5.3和2.7，和α分别为= 0.3;数值模拟结果如图所示5．数值模拟结果与离心试验结果在破坏机理、土胀、空腔位置和形状等方面吻合较好。可以发现加强筋之间存在间隙。

3.结果与讨论

3．1.几何尺寸效应

为了确定方形加筋沉箱安装的土体破坏机制，执行了一个典型案例(表中的第2组)1)的情况下年代_u= 5 + 1zkPa。如图所示6时，内外土壤在初次渗透时向上移动。但随着渗透深度的增加，内部土壤开始旋转流动，逐渐填满1^圣和2^nd行加强剂。H_r定义为临界旋转深度，在此深度之上，土壤不能站立，并可旋转流入加强筋之间的间隙，以及H_c定义为极限腔深。

3．2．加劲肋宽度和界面摩擦系数的影响

为确定加劲肋宽度对方形沉箱贯入行为的影响，采用案例(表中第3组)1)的不同加劲肋宽度进行。数据7(一)- - - - - -7 (c)用实例说明失效机理b / t= 2.0、3.0和5.0。可以看出，土体内部隆起高度随加劲筋宽度的增大而增大。通过对图中数据的分析可知，土体内部的升沉高度增加了土体向加劲肋间隙移动的速度。

对于结构与土壤之间的粗糙度不同的情况，类似的结果绘制在图中6 (b)，说明界面摩擦系数对土体流动特性的影响不大。

3．3.加劲肋高度和加劲肋间距的影响

为了验证加劲肋几何形状(包括间距和加劲肋高度)对土体破坏机制的影响，进行了不同加劲肋高度和间距的情况(表中两组(5和6))1）.可以看出，随着桩深的增加，桩内土体呈垂直竖立状态d / t＝72年(见图8(一个))，土墙与沙裙之间形成大间隙。然而，随着深度渗透(d/t= 102，如图所示8 (b))，内部土壤开始移动，逐渐填补缝隙。对比不同加劲筋高度和间距的情况，加劲筋高度和间距对土体运动的影响不大。因此，加劲肋高度和加劲肋间距的影响最小H_r．

3．4．土壤强度效应

数字9显示了不同土壤强度情况下的土壤流动模式(表中的组7)1）.可以看出，在2^nd和3^{理查德·道金斯}排加强筋，这是因为土壤有足够的强度来防止土壤塌陷。因此，在安装过程中可以存在空腔。研究还发现，在土体较硬的情况下，土体更容易直立。在t -杆贯入仪上也有类似的发现，即软土情况下会诱发早期土体回流;相反，对于硬粘土来说，土壤更难以回流[11］．由此可见，土体强度对方形加筋沉箱内土体流动特性有显著影响。与不同的结果进行了比较k，也可以证明土的强度梯度k对土壤运动的影响很小。

土体强度会影响土体的流动机制;同样，土体扰动也会影响打桩周围土体强度。本文发现，方形加筋沉箱在侵彻正常固结黏土过程中，沉箱周围存在较大的土体扰动(见图)10）.沉箱外土体扰动较小，而沉箱内加劲肋对内部土体扰动较大。扰动不仅会影响沉箱的工作性能，而且会降低地基承载力。数字9显示了一个典型的方形加劲沉箱渗透到正常固结的具有不排水抗剪强度的黏土中年代_u= 0.5 + 1z(kPa);沉箱的过程中渗透,沉箱内加劲肋引起土壤扰动,和加强剂之间的软土是困,进入更深的土层以及加强剂,导致较低的土壤强度在沉箱内壁与原状土在同一深度相比,这使得在设计沉箱的贯入阻力及后续承载力时，内外摩阻力计算采用扰动后的等效强度而不是原状土的强度。

4.临界深度计算

通过分析不同归一化参数对土壤流动机理的影响，确定了影响临界旋流深度的因素H_r以及极限腔深H_c包括加强筋宽度b而土体不排水抗剪强度(土体表面不排水抗剪强度起主要作用)。

计算分析表中第8组的一系列参数1、修复= 1米,年代= 1.5米,α= 0.2,t= 0.05 m= 6.0 kN / m^3.,改变年代_u和b，临界旋流深度量化系统H_r以及极限腔深H_c通过大量的参数分析，得到了加筋沉箱在正常固结黏土中渗透时的受力情况，如图所示10和11．Hossain等人也为研究纺锤体基础穿透均质粘土的问题，提出了纺锤体基础临界深度的定量关系图。这些研究表明，归一化临界深度随年代_u，与本文得到的规律一致。

根据上述不同参数的计算，得到了临界旋流深度和极限空腔深度的相关数据;由此可以拟合出以下公式 ： 在哪里b+t一般范围为0.10 m ~ 0.35 m。

5.结束语

本文采用RITSS软件，通过大变形有限元分析，研究了方形沉箱在正常固结土体中的破坏机理。研究了加劲肋对方形加筋沉箱失效机理的影响，为方形加筋沉箱的设计提供了指导。得出以下详细结论:（１）旋转流的临界深度(H_r)和极限腔深(H_c)定义的。当底部加劲筋穿透深度达到H_r时，土体开始回流到底腔，当沉箱内土体隆起高度大于H_c，土与结构之间存在空隙，且土不返流，即土体内部隆起高度小于H_c时，土体以旋转土破坏机制流入加劲肋之间的空腔，并被困住，以相同的速度与加劲肋和裙板一起向下移动，桩与土体之间没有相对滑动，也没有摩擦。内外摩擦计算需要采用扰动后的等效强度，而不是原状土的强度。（２）影响因素H_r和H_c通过对加劲肋宽度等不同参数的研究和分析得出b和土体表面不排水抗剪强度年代_嗯；提出了相应的旋转土流临界深度和极限空腔深度的设计框图和方程;同时，得到了土体最大隆起高度的预测方程。结果表明，对于硬粘土，空腔深度可达~ 5 m，这在设计中是不可忽视的。（3)界面系数α，加强筋宽度h，加强筋间距年代，土体不排水抗剪强度梯度k对…影响极小H_r和H_c，而土壤表面强度年代_嗯影响最大，加劲肋宽度次之。(4）本研究未考虑软化效应和应变速率效应，可对其进行进一步研究。

数据可用性

本研究的所有数据和有限元结果可根据要求从通讯作者处获得。

的利益冲突

作者声明本文的发表不存在利益冲突。

致谢

本研究由广东省重点区域研发计划资助(no. 530723)。项目编号:2020B0101130009);2020 b121202019)。感谢广东省基础与应用基础研究基金项目(2021A1515010828和2020A1515410001)和天津大学水利工程仿真与安全国家重点实验室的资助。

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