波浪荷载对单桩承载力影响的水槽模拟试验研究

金小凯，陈锦剑，廖晨聪

(上海交通大学 海洋工程国家重点实验室；土木工程系， 上海 200240)

近年来，随着大海洋战略的开发，海洋结构物与海床土的相互作用以及结构物基础稳定性问题受到越来越多的关注.波浪荷载对海床土孔压产生一定影响，并反作用于结构物，因此波浪荷载对海床土的稳定性和结构物的安全有重要影响.桩基础作为大部分海洋结构物的基础，其服役性能受单桩与海床土、波浪的相互作用机理以及波浪荷载作用下单桩的承载特性影响.

对于单桩与海床土相互作用机理的研究，主要包括数值法和试验.数值法部分，Li等[1]采用有限元方法研究了在线性波和二阶Stokes波作用下的桩周海床土孔压响应，但该研究并未考虑桩土接触的情况.Sui等[2]采用动力分析法模拟了在波浪荷载作用下的桩周海床土孔压响应，发现单桩结构物和波浪反射以及衍射对海床土孔压响应的影响不可忽略.Sui等[3]在考虑桩基自重的情况下进行了桩周残余孔压研究.试验部分，Qi等[4-5]通过一系列水槽试验，观测了在波浪荷载作用下的桩周孔隙水压力响应，并讨论了孔隙水压力与桩周局部冲刷之间的关系.Wang 等[6]通过水槽试验研究了在波浪荷载作用下桩周孔压和桩底孔压的分布情况.胡翔等[7-8]通过准静态三维数值分析法研究了波浪荷载作用下海床土的孔压变化规律、单桩的位移和弯矩分布情况，并根据桩土相互作用特性进一步分析了桩身的内力变形.

对于在波浪荷载作用下桩基承载力的研究，主要包括数值法和解析法.Eicher 等[9]阐述了在波浪荷载作用下桩周的土压力和水压力的分布情况,并通过数值模拟得到桩身的应力变化和变形规律.陈锦剑等[10]通过数值法和模型试验研究了在长、短期循环作用下单桩的孔压响应以及土体软化效应；Yasuhara[11]提出了饱和软黏土的不排水强度退化公式以及孔压消散后的强度公式；Zhang等[12]讨论了在波浪荷载作用下桩基的承载力和应力-应变问题；庄慧娜等[13]通过Abaqus有限元软件分析了桩基在静、动荷载下的承载力特性，并研究了桩身的应力特点.

深水波浪环境中的试验操作具有一定的危险性，并且目前国内外均没有关于在波浪环境中桩基静载荷试验的实验规范.以上学者在海洋桩基承载力方面的研究往往集中于在波浪荷载作用下，桩周孔压响应的试验研究和桩基承载力特性的数值研究，而风机桩承载力的现场试验较少，且试验数据不易获得.对此，本试验对在波浪荷载作用下的单桩基础进行静载荷试验，并监测孔压响应，弥补试验数据的空白.

1 试验设置

水槽试验设备分为两个部分：造波系统和波流水槽槽体、水循环系统.造波系统由造波机、消波系统和测控系统构成，波流水槽内的空尺寸为 60 m×2 m×1.8 m.试验设备如图1所示.试验土坑呈长方体状，尺寸为6 m×2 m×1 m，距离推波器20 m，其周边和底部由混凝土制成，可防渗.试验测量系统由1台笔记本电脑、15个孔压力计和3台波高仪组成.在桩周和底部的不同位置布置孔隙水压力计(①～)以观测不同位置的孔压响应(见图1).为了保证波浪荷载的准确性，试验布置3台波高仪以监测波浪波高并与理论解对比.模型桩是使用有机玻璃定制而成的管桩，外径(D)分别为65 mm和45 mm，壁厚d=5 mm，桩长Lm=130 cm，其中埋入海床土深度h=60 cm.桩基并列布置于土槽中间，桩距为30 cm.

根据实际尺寸和水槽试验的要求，采用1∶25的比例尺，具体尺寸如表1所示.其中，T为波浪周期，H为波高.

表1 试验参数Tab.1 Parameters of test

1.1 土样特征

实验用土为细砂土，利用筛分法测3次取平均值得到其颗粒级配曲线，如图2所示.

砂土的不均匀系数和曲率系数分别为

式中：d为粒径，d10、d30和d60分别表示颗粒质量累积为10%、30%和60%的粒径.Cu<5时，说明砂土颗粒均匀，为均匀土；Cc>1时，说明砂土颗粒级配连续.

土体主要物理性质参数如表2所示.其中，d50为中值粒径，e为平均孔隙比，Dr为土体相对密度，G为剪切模量，ν为泊松比.土体密度(ρ)由环刀取60 cm2饱和土，测量其烘干前后的质量并计算得到；最大孔隙比(emax)和最小孔隙比(emin)采用国际ASTM标准测得；弹性模量(E)通过三轴仪的固结不排水加卸载试验测得；渗透系数(k)由常水头渗透系数测量仪测得.

图2 试验用土颗粒级配Fig.2 Particle grading of test soil

表2 试验用土参数Tab.2 Parameters of test soil

1.2 试验步骤

波浪荷载作用下桩基响应试验操作流程如下：

(1) 按照试验方案在试验桩身安装孔压计，并将传感器连接到数据采集系统.

(2) 土样饱和处理.为了保证海床的充分饱和，试验采用水下装砂法在水中进行土样配制.

(3) 按照试验方案所设计的砂土颗粒级配曲线配置试验用土，按照每层厚20 cm将试验用土铺实在土槽里，在底标高为-60 cm时将试验桩埋置在土槽中.

(4) 进行桩基静载荷试验，每级荷载为20 N，加载至200 N停止；并进行地基承载力轻型触探试验.

(5) 将桩取出并按照步骤(2)重新安置，打开放水阀门，水标达到预设水深时关闭;在预设水深下静置24 h，此时可认为海床已充分饱和[14-15].

(6) 在电脑上设置采样频率，打开造波系统，设置波高和周期，开始进行数据应变和孔压测试.

(7) 当波浪荷载加载至 1 000 个周期后，重复桩基承载力试验和轻型触探试验.

(8) 停止波浪荷载，打开排水阀门.

(9) 拆卸装置，挖土，取出模型桩，观测模型桩的状态.

1.3 试验方案及试验荷载验证

为了对比结构物对海床土孔压响应的影响，将试验分为3组，其中组1为自由海床土，组2和3分别为D=45 mm和D=65 mm的模型桩，且均有Lm=1.3 m，以分析在波浪荷载作用下不同桩径单桩桩周海床土孔压响应和桩基承载力特性.试验参数为hw=0.5 m，H=0.12 m，T=1.5 s，波长Lw=2.83 m.

试验将1 000～1 005个周期内的波高和理论解进行比较，以验证水槽消波系统的有效性.根据线性波理论，波浪自由表面高度为

(3)

式中：x为海床水平坐标；t为波浪荷载加载时间；kn为波数；ω为波浪角频率，且

图3为波高的理论解和实测值的关系.图中，H=0.12 m的波浪荷载的实际波高与理论解吻合较好，证明水槽消波层的消波效果良好，试验波浪荷载不会反射波浪的干扰.

图3 波高理论解与实测值对比图Fig.3 Comparison of theoretical solution and measured values of wave height

2 结果与讨论

2.1 桩周海床土孔压响应

图4为不同桩径单桩桩周海床土超静孔压(ps)随时间的变化趋势.由图可知，不同h的桩周海床土超静孔隙水压力表现为振荡型孔隙水压力，这主要是因为海床土表面受到由波浪荷载作用引起的循环波压力，海床土体较松散，排水性好，导致海床土超静孔隙水压力表现为振荡型孔隙水压力.

图5为D=45 mm的单桩桩周海床土超静孔压的响应.当h=20 cm时，桩周海床土超静孔压振幅(ps,max)为0.035 kPa；当h=40 cm时，ps,max=0.009 kPa；当h=60 cm时，ps,max=0.002 kPa，可知ps,max随h的下降而减小.

图4 不同海床深度桩周海床土超静孔压响应Fig.4 Excess pore pressure response of seabed soil around pile at different depths

图5 桩周土体不同海床深度时的桩周超静孔压响应Fig.5 Excess pore pressure of soil around pile at different depths

图6为不同桩径单桩桩周ps,max随h的变化.图中，D=65 mm时的单桩桩周ps,max大于D=45 mm时的ps,max.这是由于桩径越大，桩周海床土受渗流场的影响越大.

图6 不同桩径桩周超静孔压振幅随深度变化Fig.6 Amplitude of excess pore pressure around pile at different pile diameters

2.2 单桩结构对海床土孔压响应的影响分析

孔压响应影响海床土的液化和桩周海床土的有效应力，从而影响桩周海床土的剪切强度以及单桩承载力，因此有必要分析结构物对海床土孔压响应的影响.试验在h=20 cm的不同桩周位置布置3个孔压计，并在桩底布置6个孔压计以研究单桩结构物对海床土孔压的影响，如图7所示.

图7 桩基对海床土超静孔压振幅影响Fig.7 Influences of pile foundation on amplitude of excess pore pressure of seabed

由图7(a)可知，桩周处的ps,max比自由海床土该位置处的孔压计的ps,max大.这是由于结构物的阻挡令海床土内渗流场发生了变化，单桩周围出现了绕流现象，从而影响了桩周海床土的超静孔压.桩基底部的海床土孔压响应直接关系到桩基的稳定性，试验对单桩底部海床土的孔压响应进行监测，试验结果如图7(b)所示.结果表明在无单桩结构物情况下的ps,max比有单桩情况下的ps,max大，这是由于单桩结构物产生的影响阻断了上部波浪荷载对桩底海床土的作用.

2.3 桩基承载力分析

在施加波浪荷载前以及波浪作用时进行单桩的竖向静载荷试验，试验结果如图8所示.其中Q为竖向荷载，s为沉降.

图8 不同桩径时各荷载工况下的单桩荷载沉降曲线Fig.8 Load settlement curves of monopile under different load conditions at different pile diameters

图8中，无波浪荷载工况下的荷载沉降曲线分为桩侧摩阻力逐渐发挥阶段和破坏阶段.在D=45 mm 时，Q<60 kN为前一阶段，此时荷载沉降曲线的斜率较小，随着Q值逐渐增大，桩和桩周土体的相对位移逐渐增大，桩侧摩阻力逐渐产生.当Q=60 kN 时，桩侧摩阻力达到极限，桩基进入破坏阶段，此时荷载沉降曲线的斜率开始增大.当进行波浪加载时，由于波浪荷载的作用，桩周海床土中产生超静孔隙水压力，导致有效应力减小，桩周土体的剪切强度和侧摩阻力下降，此时荷载沉降曲线的斜率较大，单桩沉降约为无波浪荷载作用时的3倍.在D=65 mm 时，无波浪荷载工况下的桩侧摩阻力较大，可以分担较多的竖向荷载，因此单桩沉降较小.由于加载条件的限制，D=65 mm的荷载沉降曲线未进入破坏阶段.当进行波浪加载时，由于波浪荷载的作用，桩周海床土中产生超静孔隙水压力，导致有效应力减小，桩周土体的剪切强度和侧摩阻力下降，单桩沉降约为无波浪荷载作用时的8倍.

在无波浪荷载作用时，由于桩径越大，单桩与海床土的接触面积越大，所以此时的侧摩阻力较大，在相同竖向荷载作用下的沉降较小.在有波浪荷载作用时，相同荷载作用下，D=65 mm的单桩较D=45 mm的单桩的沉降大.这是由于D=65 mm的单桩桩周ps,max大于D=45 mm的单桩桩周ps,max，所以桩径越大的单桩桩周海床土的有效应力越小，剪切强度下降越多，桩侧摩阻力的发挥程度越低.综上可知：在相同波浪荷载作用下，桩径越大，相同竖向荷载作用下的沉降越大.

单桩承载力的下降与单桩的自重、桩周海床的冲刷以及超静孔压有关.为了排除单桩自重的影响，将单桩在自重下的位移作为沉降计算的0点，并将不同竖向荷载下的百分表差值作为沉降值.李彦初等[16]研究了冲刷对单桩承载力的影响.研究结果表明：冲刷可以造成摩擦阻力的损失， 同时土体应力历史的改变也将引起侧摩阻力的改变，当冲刷深度小于0.1倍单桩入土深度(6 cm)时，冲刷的影响可以忽略不计.图9为试验后单桩的冲刷结果，因为只考虑波而不考虑流的影响，所以冲刷深度很小，只有0.5 cm左右.由此可知，冲刷对桩基承载力的影响可以忽略.

图9 试验后单桩冲刷情况Fig.9 Scouring condition of monopole after test

3 结论

试验在水槽试验室中进行，以1∶25的比例尺进行波浪-海床土-桩基三维缩尺试验，监测桩周和桩底海床土孔压响应，并进行单桩静载荷试验，分析波浪荷载作用下桩和海床土孔压响应的关系以及单桩荷载沉降曲线，得到以下结论：

(1) 桩周海床土ps的变化呈振荡型，沿海床土深度有一定程度的衰减；与桩径小的单桩桩周海床土同一位置的ps相比，桩径大的单桩桩周海床土的ps较大.

(2) 单桩结构物对桩周海床土的ps,max影响较大.与自由海床土同一位置的ps,max相比，桩周海床土的ps,max较大，而桩底海床土的ps,max较小.

(3) 与无波浪影响的情况相比，波浪荷载作用下的单桩承载力较小，相同荷载水平下的桩顶沉降较大.

(4) 在波浪荷载作用下，桩径越大，超静孔压越大，桩侧摩阻力越低，相同竖向荷载作用下的沉降越大.