法向應力對仿生鱗片鋼板-土界面剪切特性影響

0 引言

海上風電建設過程中，風電基礎是保證其順利運行的關鍵。目前，比較常用的風電基礎以樁基礎和重力式基礎為主。但是隨著海上風電場建設的離岸距離和水深持續增加，傳統基礎已經不適用于深遠海范圍的風電場建設[1-2]。陳啟民等[3]提出風電企業需從建設成本、運維成本等方面控制，做好風電場全生命周期成本管理，因而，尋求新的基礎形式是關鍵。吸力基礎具有造價低、適應水深范圍廣、易于吊運和安裝、可回收利用的優點，在當前海洋工程中得到了廣泛應用[4-5]。吸力基礎的安裝可分為兩個階段：初始階段，在自身重力作用下沉到海床的適當位置，隨之在基礎頂蓋和海床表面之間產生一個封閉水體；然后，利用吸力泵產生壓力差，逐漸抽取密閉水體，使得基礎持續沉貫到預定的設計深度[2]。但是，目前傳統吸力基礎在應用過程中還存在一些缺陷。例如，安裝過程中桶壁阻力過大和土塞效應導致吸力基礎安裝不到位，造成基礎服役期間承載力損失。因此，筆者團隊提出一種鱗片式吸力基礎[6-7]，如圖1所示。與傳統吸力基礎相比，主要在基礎外側壁借鑒了爬行動物表皮鱗片仿生理念（前進減阻，后退增阻），增加了類似的鱗片鋼板結構，目的是降低吸力基礎安裝阻力，增加抗拔能力。其中三角鱗片的頂點定義為顱側方向，短直角邊定義為尾側方向[8-9] 。

鱗片式吸力基礎的目的是在安裝過程中應盡可能降低摩擦阻力，在服役過程中提供較大的阻力，所以研究鱗片式鋼板結構與土之間的界面剪切特性有重要意義。但由于鱗片結構在設置的過程中相當于增加了基礎側壁的粗糙度，如果鱗片尺寸選擇不恰當可能會導致其沿著顱側運動時阻力增大。因此，設定合適的鱗片尺寸是基礎設計最關鍵的核心步驟，而目前其設計仍處于探索階段。研究土與結構物的相互作用問題，有助于獲得鱗片結構尺寸的最優布置方法。當前，對于土體-結構之間的界面問題，Potyondy[1°、Fakhari-an[1]、Lings[12]、張嘎[13]、楊有蓮[14]等通過改進實驗儀器，研究了土體與結構物的界面剪切特性。這些學者主要對砂土、黏土與混凝土、石、鋼等的剪切試驗進行研究，分析了結構表層粗糙度、土粒粒徑、法向應力、固結應力等對黏土、砂土與結構物界面剪切特性的影響。張明義等[15通過室內直剪試驗，揭示了不同表面粗糙度下的樁-土界面受力機制，得到樁－土界面峰值阻力和剪切位移均隨界面粗糙度的增加而增大。李永輝等[16]采用大型界面剪切儀，開展了混凝土與粉質黏土界面剪切試驗，結果表明在剪切位移增加至某一臨界點后，界面剪切應力達到峰值，隨后保持相對穩定或者呈現應變軟化特征。閆澍旺等[17]通過大型直剪試驗對不同粒徑的土樣進行分析，研究界面剪切過程中海洋樁－海洋土界面特性，得到土的強度及界面強度均隨著其密實度增加而增大的結論。Taha等[18]通過直剪試驗發現隨著敏感海黏土干密度的提高、粗糙度的增大，界面抗剪強度增大。Samanta等[19]通過直剪試驗，研究了砂土與鋼筋和混凝土界面剪切性能的影響，結果表明當峰值和殘余界面摩擦角超過臨界表面粗糙度時，粗糙度對界面剪切強度的影響可以忽略不計。鄭超等[20]通過開展土工布與級配碎石的界面直剪試驗，發現筋－土界面摩擦角小于級配碎石內摩擦角。劉振賢等[21]通過土-巖接觸面原位剪切試驗，得到了考慮粗糙度和含根率的土-巖接觸面剪切損傷模型。

總之，鱗片鋼-土體界面的剪切行為與法向應力、結構面粗糙度等有關，控制著“鱗片”式吸力基礎沉貫和承載能力。本文采用改進的直剪儀，考慮剪切方向即鱗片的顱向和尾向，研究鱗片式鋼板結構與黏土和砂土之間界面的剪切規律，并采用界面剪切殘余強度反映不同深度處鱗片式吸力基礎與土體界面的破壞。

1鱗片式鋼板結構界面剪切試驗

1.1 改進的直剪儀

圖2為界面直剪儀，可開展不同材料之間的界面剪切試驗。試驗中將剪切盒下部換成帶鱗片的鋼板結構，可以模擬不同剪切應力、不同法向應力下土樣與鱗片之間的剪切過程。此外，也可以研究如圖2（b）所示沿尾向和顱向界面的剪切。試驗中根據鱗片鋼板結構的放置方式來模擬鱗片結構的方向性，然后將試樣放入剪切盒上部，如圖3所示。由于鱗片結構尺寸的設計仍處于探索階段，因此本文僅從連續性布置鱗片鋼板模型（即全鱗片結構）進行了探索，其中鱗片高度為0.5mm ，鱗片長徑比為12。試驗中的鱗片模型均為同一批次制作，鱗片表層的摩擦系數近似相等。在實驗中忽略鋼材摩擦系數對試驗結果的影響。

1.2 試驗材料

試驗用砂來自青島黃島區的硅質砂。砂粒主要由

中粒砂粒（粒徑 0.5～1.0mm ）和細粒砂粒（粒徑小于0.5mm^′ ）組成，砂粒粒徑分布曲線如圖4所示，物理參數如表1所列。

本試驗黏土采用馬來西亞高嶺土，其粒徑分布和基本物理參數分別如圖4和表2所列。該類黏土物理化學性質穩定，可以重復使用，便于試驗結果分析。

1.3 試驗過程

在直剪試驗前，進行了試驗準備工作。首先，將篩出的砂子清洗干凈，去除浮物和泥質顆粒，隨后，將砂干燥。試驗用砂樣采用環刀法制備，且砂樣處于飽和狀態。在制備過程中，將飽和砂倒入環刀中分3層壓實，使整個樣品達到相對均勻的密度。每個工況制備3份試樣，在4種不同豎向壓力下進行剪切試驗。有文獻在試驗中模擬海洋黏土的含水率為 34.1% ＼～ ，本試驗過程中黏土試樣的含水率為40% ，使用環刀采取圓柱形土樣。根據GB/T50123—2019《土工試驗方法標準》對土樣分層夯實，每次擊實次數為20次，且確保上部整平悶料 24h ，然后使用固結儀進行逐級固結到試驗要求的土樣強度 50kPa 和100 kPa[22]

試驗操作如圖5所示。將鋼板結構置于下部盒體內，隨后安裝上部盒體，確保上下剪切盒對準并由銷釘固定。本次研究在土樣頂部施加 50，100，200，400kPa 的法向應力來模擬不同深度下的土體強度。采用固結快剪試驗，即允許試樣在豎向壓力下排水，待固結穩定后再快速施加水平剪應力使試樣破壞。陸勇等[23]發現剪切速率在 0. 02～1.2mm/min 時，不會對界面的力學性能造成影響。因此，本次試驗中將剪切速率設定為 0.8mm/min ，試驗中最大剪切位移為 6mm 。

2 試驗結果與分析

2.1 砂土界面剪切試驗

圖6顯示了光滑和鱗片鋼板結構的界面峰值應力隨著法向應力的增大而增大。由圖6可知，鱗片界面無論沿顱向還是尾向剪切，其峰值剪切強度都大于光滑面。在砂土中沿尾向和顱向剪切時，鱗片界面的剪切峰值應力比光滑界面高 62.41%～118.00% 和115.83%～196.43% 。這主要是鱗片增加了界面整體粗糙度，且本文中鱗片高度大于砂粒平均直徑，導致剪切過程伴隨著砂－砂剪切，進一步提高了界面剪切強度。如果要降低界面剪切強度，則需要確保剪切過程同時具有砂－砂和砂－鋼界面剪切[24]。因此，為了實現鱗片式吸力沉箱的低沉貫阻力，在砂土中吸力沉箱外側的鱗片結構布置不應該是連續的，鱗片吸力沉箱應該包含光滑結構面，鱗片應采取間隔布置。此外，在法向應力為 50，100，200kPa 和 400kPa 時，砂與鱗片鋼板結構沿顱向的峰值剪切應力比沿尾向分別提高了51.54% ， 65.70% ， 14.00% 和 18.79% ，如表3所列。究其原因，鱗片界面剪切存在各向異性的現象，剪切方向對剪切應力有顯著影響。如圖7所示，沿尾側剪切，砂粒移動比較順滑，而沿著顱側剪切，界面抵抗砂粒向前移動，需要調動更多鱗片表面砂粒來參與界面剪切，強度隨著砂顆粒連鎖的增加而增加[25]。總之，在低應力下剪切方向對峰值剪切應力的影響較大。

注： σ_n 表示法向應力； τ₁?τ₂?τ₃ 分別表示光滑面、鱗片界面尾向剪切、顱向剪切的峰值剪應力； β_a-b 為增長率 ，β_a-b=（τ_b-τ_a）/τ_a □

（a）沿尾向剪切 （b）沿顱向剪切（a）Shearingalongcaudal direction （b）Shearingalongcranial direction片界面的粗糙度大，在法向應力的作用下，沒有水平推力的作用，砂與鋼片之間在水平方向沒有貼合，需要一定的剪切位移才使得土樣與鋼片充分貼合，所以鱗片界面比光滑界面達到峰值剪切應力時的剪切位移要大很多。同時發現沿尾向達到峰值剪切應力的剪切位移大于沿顱向剪切，且在 50，100kPa 法向應力的作用下更明顯。這是因為在顱向剪切時，砂粒被困在表面的凹槽之間，隨后致密，需要一定的剪切位移才能克服。

圖8為光滑和鱗片鋼板界面在不同法向應力下的界面峰值摩擦角。結果顯示光滑界面峰值摩擦角為15.21^° ，鱗片界面尾向和顱向剪切峰值摩擦角分別為32.74^° 和 34.10^° 。鱗片界面顱向、尾向剪切與光滑界面表面粗糙度不同，使其峰值摩擦角存在顯著差異。

而且鱗片鋼板運動過程中界面顆粒之間會發生相對滑動，形成顆粒之間的內部摩擦

2.2 黏土界面剪切試驗

黏土與鋼板結構界面剪切結果如圖 9～10 所示。由圖可知：法向應力為 50kPa 時，鱗片界面在剪切時并未發生應變軟化現象；而當法向應力為100，200，400kPa 時會出現應變軟化現象，且法向應力越大，應變軟化現象就越明顯。

此外，表4顯示固結壓力為 100kPa 時，光滑面、鱗片尾向、顱向剪切時的峰值剪切應力分別相對于法向應力為 50kPa 的峰值剪切應力增加了 80.47% ，155.98% ？ 97.60% ，然而，法向應力從 200kPa 到400kPa 時峰值剪應力的增加幅度為 39.95% ， 89.88% ，76.02% 。這說明在初始階段，法向應力的提高對界面剪切行為的影響尤為顯著，這主要是因為法向應力增大造成顆粒之間的剪切增多，即內部摩擦增大。當法向應力達到 400kPa 時，固結壓力對峰值剪切應力和剪切殘余應力的影響很小，如圖9（d）所示。當光滑界注：G表示固結壓力，F表示法向應力。

面和鱗片界面發生剪切破壞，在法向應力為 50kPa 時，顱向界面達到峰值剪切應力時的剪切位移在1.9～2.1mm ，而尾向達到峰值剪切應力的剪切位移在0.5～1.0mm 之間，如圖9（a）所示。但是，當法向應力大于 100kPa 時，顱向和尾向剪切時達到峰值剪切應力的剪切位移相差不大，這反映出低法向應力下，界面剪切以黏土-鱗片之間的剪切為主，隨著法向應力增大，界面剪切逐漸轉化為黏土顆粒和黏土－鱗片之間的剪切，當法向應力達到一定值之后，僅存在黏土顆粒之間的剪切。因此 400kPa 法向應力下達到峰值剪應力時各剪切條件下的剪切位移近似一致。

注： τ_1-50，τ_2-50，τ_3-50 分別表示固結壓力為 50kPa 時光滑面、鱗片界面尾向剪切、顱向剪切的界面峰值剪應力 ：β_a-b-50 為固結壓力為50kPa 時增長率 ，β_a-b-50=（τ_b-50-τ_a-50）/τ_a-50 。

表4和表5分別為不同法向應力下的界面峰值應力和殘余應力。結果表明隨著固結壓力的增大，光滑和鱗片界面峰值應力和界面殘余應力升高。當固結壓力為 50kPa 時，法向應力分別為 50，100，200kPa 和400kPa 時，黏土與鱗片鋼板結構的峰值剪切應力沿顱向比沿尾向分別提高了 86.30% ， 34.35% ， 23.31% 和7.89% ，這說明在黏土中，不同剪切方向對低法向應力的抗剪強度影響較大，而對高法向應力下的抗剪強度影響較小。此外，表5顯示在固結壓力為 50kPa 時，黏土中沿顱向剪切的鱗片界面剪切殘余應力比沿尾向剪切提高 10.66%～95.36% ，這說明在黏土中吸力沉箱外側的鱗片結構應呈不連續布置，鱗片吸力沉箱應該包含一定的光滑結構面。

注 ：τ^′_1-50，τ^′_2-50，τ^′_3-50 分別表示固結壓力為 50kPa 時光滑面、鱗片界面尾向剪切、顱向剪切的界面殘余剪應力； β^′_a-b-50 為固結壓力為 50kPa 時增長率 。

圖11和圖12顯示，在黏土中鱗片鋼板沿顱向和尾向剪切的峰值摩擦角和殘余摩擦角分別在 21^°～ 22^° 和 18^°～20^° 之間，說明剪切方向對界面摩擦角影響不大。而光滑面剪切的峰值摩擦角、殘余摩擦角在8^°～10^°，6^°～8^° 之間，與鱗片界面相比有顯著差異，說明改變界面粗糙度對峰值摩擦角、殘余摩擦角影響較大。

3結論

為了改善傳統吸力基礎的沉貫和抗拔承載能力，從仿生學角度提出了一種鱗片式吸力基礎。通過對傳統界面直剪儀進行改進，采用試驗研究了連續性布置的鱗片鋼板結構在砂土和黏土中沿顱向和尾向的界面剪切特性，得出以下結論：

（1）在砂土中，鱗片和光滑界面達到峰值應力的

剪切位移的范圍分別為 1～2mm 和 0.3～1.0mm 。

此外，法向應力分別為 50，100，200kPa 和 400kPa 時，砂與鱗片界面鋼片沿顱向的剪切峰值應力比沿尾向剪切峰值應力分別提高了 51.54% ， 65.70% ， 14.00% 和18.79% ，說明界面剪切存在各向異性現象。（2）在黏土中，隨著固結壓力的增大，法向應力的增加，剪切方向由尾向變為顱向，峰值剪切應力和殘余應力均增大，且存在應變軟化現象。而且，不同剪切方向對低法向應力的抗剪強度影響較大，而對高法向應力下的抗剪強度影響較小。（3）黏土中鱗片界面沿顱向和尾向剪切的峰值和殘余摩擦角分別在 21^°～22^° 和 18^°～20^° ，而在光滑界面時僅為 8^°～10^°，6^°～8^° ，說明界面類型對峰值摩擦角和殘余摩擦角影響較大，而同一界面的剪切方向對其影響較小。（4）在對鱗片吸力基礎外側壁鱗片尺寸進行設計時，應采用間隔布置方式，弱化顆粒之間的剪切效應，以起到沉貫減阻的效果。（5）本研究成果中法向應力對鱗片鋼板－土的界面摩擦角和殘余摩擦角影響的相關結論，也可應用于鋼管樁基礎，進而對水利工程中圍堰設施建設提供借鑒。

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