富 坤 ，劉占國 ，尹燎原 ，李 森

(1.中交第三航務(wù)工程局有限公司技術(shù)中心，上海 200032；2.中國交建工程結(jié)構(gòu)重點實驗室，上海 200032)

我國經(jīng)濟(jì)較發(fā)達(dá)的長江三角洲、珠江三角洲和黃渤海地區(qū)大部分為淤泥質(zhì)海岸，工程建設(shè)中多采用負(fù)壓桶基礎(chǔ)，桶形基礎(chǔ)在負(fù)壓沉貫過程中涉及土塞、沉貫阻力、土應(yīng)力和孔壓等多方面，國內(nèi)外學(xué)者對此開展了理論、試驗、數(shù)值模擬等多種形式研究。Chen等[1]研究了負(fù)壓和靜壓沉貫下桶壁內(nèi)外土壓力的變化規(guī)律，以及滲流對沉貫阻力的影響。丁紅巖等[2]通過模型試驗研究了土塞的發(fā)展，獲得土塞高度與沉貫速度、下沉深度及負(fù)壓值大小的關(guān)系，深入分析了土塞發(fā)展的影響因素。朱斌等[3]開展了大比尺模型試驗，建立了負(fù)壓與沉貫深度及沉貫與時間的關(guān)系。Houlsby等[4]基于受力分析，建立了負(fù)壓作用下砂土和黏性土中桶形基礎(chǔ)的解析沉貫公式。王庚蓀等[5]建立了桶形基礎(chǔ)在下沉過程中力傳遞的微分方程，分析了負(fù)壓下沉?xí)r與土體間的相互作用。Guo等[6]分析了桶形基礎(chǔ)貫入時土塞發(fā)展過程，發(fā)現(xiàn)脈沖式負(fù)壓下沉可有效抑制土塞的發(fā)展。呂陽等[7]采用大變形有限元方法模擬了桶形基礎(chǔ)下沉的過程，并采用物質(zhì)點跟蹤技術(shù)追蹤了土體的運動軌跡，并發(fā)現(xiàn)負(fù)壓有利于減低土塞。

本文通過在粉質(zhì)黏土中開展負(fù)壓桶分級負(fù)壓沉貫試驗，著重研究負(fù)壓保持和負(fù)壓消散兩種加載方式下，基礎(chǔ)下沉深度和土塞隆起情況，并通過貫入引起的超孔隙水壓力及土壓力結(jié)果對不同負(fù)壓加載模式下土塞隆起差異機理進(jìn)行分析，為建立土塞隆起率可控的改進(jìn)工法提供參考。

1 試驗準(zhǔn)備

以某基礎(chǔ)設(shè)計為原型，模型比尺為1∶40，長徑比L/D=1，模型外徑273 mm，壁厚10 mm。為便于觀測沉貫過程中桶內(nèi)土塞變化，頂蓋采用有機玻璃板，并安裝氣閥、負(fù)壓表和土塞測量裝置等，如圖1所示。試驗?zāi)Ｐ拖涑叽纾ㄩL×寬×高）為2.0 m×1.6 m×1.2 m，模型箱側(cè)壁采用有機玻璃以便于觀測。

圖1 負(fù)壓桶模型Fig.1 Suction caisson model

采用負(fù)壓泵和穩(wěn)壓桶為負(fù)壓桶下沉提供穩(wěn)定負(fù)壓，設(shè)置氣閥b來控制聯(lián)通條件。通過在桶壁開槽布設(shè)微型土壓力傳感器和孔隙水壓力傳感器，并在傳感器表面涂抹環(huán)氧樹脂進(jìn)行固定和密封，布置方式見圖2，S和P分別代表傳感器測量類型為土壓力和孔隙水壓力，I和O分別代表傳感器在桶內(nèi)或桶外，數(shù)字1、2和3分別代表不同布設(shè)位置。需指出，土壓力力傳感器固定于桶壁，隨負(fù)壓桶下沉；而孔壓傳感器埋置于土體中，其相對負(fù)壓桶的位置在貫入過程中不斷變化，以桶外泥面為參考面，桶外孔壓計存在輕微下沉，桶內(nèi)孔壓計則隨土塞向上顯著隆起。圖3為本試驗采用的土塞測量裝置，由有機玻璃管、細(xì)塑料棒和底座組成，試驗前將塑料棒置于桶內(nèi)試驗?zāi)嗝嬷喜⒉迦氩ＡЧ軆?nèi)，試驗中塑料棒連接的底座隆起量即桶內(nèi)土體上升量。

圖2 傳感器布置（單位: mm）Fig.2 Layout of sensors (unit: mm)

圖3 土塞測量裝置Fig.3 Soil plug height measuring device

試驗土樣取自某工程粉質(zhì)黏土層，首先將土塊晾干并將大塊土粉碎，以保證制備土樣的均勻性，參考已有試驗研究[3]分層填土（土層總厚800 mm，分5層完成填筑），通過反滲獲得飽和土樣，再采用堆載和抽負(fù)壓加速土體固結(jié)。為便于土體飽和及后續(xù)加速固結(jié)，在模型箱底部鋪設(shè)200 mm反濾層。土體制備完成后，開展了一系列液限和縮限試驗、快剪試驗、十字板剪切試驗和CPT試驗等，測得土體參數(shù)如下：飽和重度18.8 kN/m3，含水率33.2%，液限33.5%，塑限19.6%，內(nèi)摩擦角32.7°，黏聚力5.71 kPa，壓縮模量5.38 MPa，滲透系數(shù)1.03×10?6cm/s。土體強度指標(biāo)見表1。理想試驗條件下應(yīng)采用真空攪拌獲得泥漿，再通過固結(jié)制備重塑土樣[8-10]，其不足在于固結(jié)周期過長，因此本試驗采用了土體粉碎—分級填筑—反滲飽和—真空堆載聯(lián)合固結(jié)的簡化制樣方法。十字板剪切試驗及CPT試驗結(jié)果均表明土體不排水抗剪強度隨深度幾乎不發(fā)生變化，驗證了本文制樣方法的合理性，所制備土樣對應(yīng)于圍壓一定的均質(zhì)土層。

表1 土體強度指標(biāo)Tab.1 The strength of soil

2 試驗方案

參考相關(guān)試驗研究[2,8-11]，試驗點布置及試驗順序見圖4，其中試驗點1和2開展兩次預(yù)試驗以驗證加載和測量系統(tǒng)可靠性，試驗點3～6按照表2所列試驗工況，依次開展4組負(fù)壓沉貫試驗。

圖4 試驗點布置（單位：mm）Fig.4 Locations of test points (unit: mm)

表2 試驗工況Tab.2 Test conditions

試驗過程中始終保持泥面上有一定水位以保持土體飽和。為避免負(fù)壓下沉過程中出現(xiàn)漏氣滲水現(xiàn)象，負(fù)壓沉貫前將負(fù)壓桶靜壓入泥面一定深度，待靜壓下沉產(chǎn)生的附加應(yīng)力和超孔隙水壓力充分消散后，再開展負(fù)壓沉貫試驗。負(fù)壓沉貫試驗過程如下：

（1）沉貫前，關(guān)閉所有氣閥，初讀試驗數(shù)據(jù)。

（2）打開氣閥c，待穩(wěn)壓桶抽氣至設(shè)計負(fù)壓后關(guān)閉，打開氣閥a和b對負(fù)壓桶施加負(fù)壓。負(fù)壓消散試驗時，待桶內(nèi)負(fù)壓與穩(wěn)壓桶相同，關(guān)閉氣閥b；負(fù)壓保持試驗時，始終保持b處于打開狀態(tài)。

（3）試驗過程中，注意觀察管路系統(tǒng)密封情況及土塞發(fā)展情況。每級負(fù)壓測量10組數(shù)據(jù)。

（4）桶內(nèi)有泥水從負(fù)壓管路抽出，或土塞與桶頂蓋接觸（由土塞管讀數(shù)和桶側(cè)標(biāo)尺讀數(shù)確定），試驗結(jié)束。

3 試驗結(jié)果與分析

3.1 控制負(fù)壓

圖5顯示了本試驗中負(fù)壓桶沉貫深度隨所施加負(fù)壓的變化關(guān)系，其中所有結(jié)果均為模型結(jié)果，分別對壓力（除以標(biāo)準(zhǔn)大氣壓）及長度（除以裙深L）進(jìn)行歸一化以便對比，并給出了根據(jù)DNV規(guī)范[12]計算的所需負(fù)壓（足以克服阻力使結(jié)構(gòu)下沉的最小負(fù)壓）和臨界負(fù)壓（理論上土體能承受的最大負(fù)壓，由土塞反向極限承載力確定）。從負(fù)壓與貫入深度關(guān)系圖中可以看出，試驗負(fù)壓位于所需負(fù)壓和臨界負(fù)壓之間?？傮w來看，負(fù)壓持荷試驗更接近所需負(fù)壓，而負(fù)壓消散試驗更接近臨界負(fù)壓，達(dá)到相同沉貫深度前者所需施加負(fù)壓水平低于后者，這是由于負(fù)壓保持試驗中負(fù)壓桶在每級負(fù)壓加載時間內(nèi)持續(xù)下沉，而負(fù)壓消散試驗只在加載后很短時間完成本級下沉。Guo等[6]試驗研究表明，自重下沉深度對桶內(nèi)土體隆起的最終高度影響不大，因此下文中貫入深度采用負(fù)壓下沉深度。

圖5 試驗負(fù)壓Fig.5 Suction in tests

3.2 施工效率與土塞隆起率

圖6顯示了不同負(fù)壓加載模式下的負(fù)壓水平和負(fù)壓桶貫入深度發(fā)展規(guī)律，其中負(fù)壓隨時間變化規(guī)律驗證了試驗工況與設(shè)計基本吻合，值得指出同為負(fù)壓消散的T-6-SD每級負(fù)壓基本完全消散，而T-4-SD每級負(fù)壓消散值僅為加載值一半左右，說明負(fù)壓等級和加載模式均將影響桶內(nèi)土體狀態(tài)，下文中將結(jié)合孔壓及土壓力計測量結(jié)果對其影響機理進(jìn)行詳細(xì)討論。負(fù)壓桶下沉過程與負(fù)壓水平及加載方式密切相關(guān)，負(fù)壓持荷試驗中負(fù)壓桶持續(xù)下沉；負(fù)壓消散試驗中，負(fù)壓桶僅在每一級負(fù)壓加載后很短時間內(nèi)完成下沉，此后大部分時間內(nèi)沉貫深度不再變化，故需更大的負(fù)壓值才能下沉至設(shè)計深度。因此，在相同設(shè)計貫入深度下，負(fù)壓持荷模式下的施工效率均優(yōu)于負(fù)壓消散模式結(jié)果。單級負(fù)壓水平對負(fù)壓持荷模式下的施工效率幾乎沒有影響，而負(fù)壓消散模式下T-6-SD施工效率顯著優(yōu)于T-4-SD結(jié)果。需指出，實際施工效率還受到土塞隆起率的制約，下文中將對其進(jìn)行討論。

圖6 負(fù)壓桶下沉深度隨負(fù)壓變化Fig.6 Development of penetration depth during penetration

負(fù)壓沉貫過程中，由于負(fù)壓吸力和滲流力作用，會普遍出現(xiàn)桶內(nèi)土塞隆起現(xiàn)象。土塞過高會造成負(fù)壓桶無法下沉至設(shè)計深度，影響基礎(chǔ)承載力，甚至導(dǎo)致重新沉貫，因此土塞是負(fù)壓桶施工控制的重要指標(biāo)，實際工程中通過采用合理的基礎(chǔ)形式和施工方案（如負(fù)壓施加方式）控制土塞。本文采用土塞隆起率RPUR（Plug Uplift Ratio）描述土塞隆起情況，其定義為土塞隆起高度（土塞頂面與桶外泥面之差）與負(fù)壓桶高度之比。負(fù)壓沉貫試驗過程中負(fù)壓桶下沉深度與土塞隆起結(jié)果見表3，RPUR在26%～30%之間，與文獻(xiàn)[2,8]中相近。試驗結(jié)果表明：相同單級荷載下負(fù)壓消散試驗的RPUR低于持荷試驗，即間歇式負(fù)壓加載模式可以有效抑制土塞隆起發(fā)展，尤其是T-6-SD試驗的RPUR顯著低于T-6-SM的結(jié)果。Guo等[6]開展的試驗研究也得到相同規(guī)律。綜合考慮施工效率及土塞隆起率的最優(yōu)加載模式為T-6-SD，即單級荷載較大的負(fù)壓消散模式，其特點為在消散階段負(fù)壓快速消散，下面將進(jìn)一步分析該模式下土塞隆起率降低的機理。需指出，已有樁基研究表明RPUR隨樁徑增大而降低，當(dāng)樁徑大于2 m后RPUR趨近于0，小比尺模型試驗獲得的土塞隆起率結(jié)果偏高（原型直徑10.9 m），可能由負(fù)壓桶模型桶體厚徑比偏大引起，下一步研究中可采用有限元法研究建立模型與原型土塞率之間的聯(lián)系。

表3 負(fù)壓桶下沉深度和土塞隆起高度統(tǒng)計Tab.3 Penetration depth of suction bucket and soil plug uplift statistics

3.3 超孔隙水壓力與土壓力結(jié)果

圖7為各組試驗的孔隙水壓力測量結(jié)果，桶內(nèi)土體中的超孔隙水壓力均與負(fù)壓相近，并隨孔壓傳感器埋設(shè)深度增大而衰減；桶外土體中的超孔隙水壓力則遠(yuǎn)低于負(fù)壓水平，且隨著孔壓傳感器埋設(shè)深度減小而衰減，表明桶壁對負(fù)壓傳遞起到了一定遮蔽效應(yīng)。如所預(yù)期，負(fù)壓持荷模式下桶內(nèi)、外土體中的超孔隙水壓力均隨負(fù)壓實時變化；在負(fù)壓消散模式下，T-4-SD出現(xiàn)了超孔隙水壓力演化滯后于負(fù)壓的現(xiàn)象，而T-6-SD結(jié)果隨負(fù)壓實時變化。由相鄰孔壓計結(jié)果之差與二者之間距離的比值確定桶內(nèi)超孔隙水壓力衰減梯度，圖8圖例為相鄰孔壓計編號（如圖2，PI-1_PI-2代表利用桶內(nèi)孔壓傳感器1與2測量結(jié)果之差確定的梯度值），并分別采用標(biāo)準(zhǔn)大氣壓和桶高對不同深度的孔壓差和相應(yīng)距離進(jìn)行歸一化以獲得無量綱參數(shù)。T-6-SD的負(fù)壓梯度絕對值顯著大于T-6-SM結(jié)果，而T-4-SD結(jié)果略大于T-4-SM結(jié)果；在相同負(fù)壓加載模式下，單級負(fù)壓越大，其對應(yīng)的負(fù)壓梯度絕對值越大。值得注意的是，負(fù)壓梯度絕對值越大土塞隆起率越低。

圖7 超孔隙水壓力結(jié)果Fig.7 Development of excessive pore pressure during penetration

圖8 超孔隙水壓力衰減梯度Fig.8 Attenuation gradient of excessive pore pressure

圖9顯示了負(fù)壓作用下桶內(nèi)土塞等效受力微元，定義土塞深度h為從土塞頂面到研究層的深度，由試驗結(jié)果可知土體中負(fù)壓p隨h增大逐漸減小，即負(fù)壓沿深度方向的梯度?p/?h<0。由豎向受力平衡可得：

式中：重力W=γAdh，γ為土體重度；U=πDin為桶體內(nèi)周長，Din為內(nèi)徑；τ為側(cè)摩阻力。對式（1）變形可得：

當(dāng)土塞中負(fù)壓梯度?p/?h<0，且在數(shù)值上?p/?h（以本次試驗為例，假設(shè)壓差隨深度均勻變化，?p/?h=20/0.273=73 kN/m3）遠(yuǎn)高于γ（小于 20 kN/m3），實際工程中內(nèi)外壓差遠(yuǎn)大于土體重度。因此，土塞受到的側(cè)摩阻力τ作用方向向下，與圖9所示方向一致。由式（2）可知，|?p/?h|越大，土塞受到的側(cè)阻力τ越大。桶內(nèi)土塞中負(fù)壓梯度絕對值增大，土塞隆起需克服側(cè)阻力相應(yīng)增大，導(dǎo)致土塞隆起率降低，與試驗規(guī)律一致。

圖9 土塞微元受力分析Fig.9 Analysis of soil plug infinitesimal

圖10顯示了負(fù)壓桶內(nèi)、外側(cè)土壓力測量結(jié)果，桶內(nèi)側(cè)應(yīng)力發(fā)展規(guī)律與負(fù)壓基本一致（拉）。土骨架本身不抗拉，桶內(nèi)側(cè)向拉應(yīng)力主要由如圖8所示的負(fù)超孔隙水壓引起（其中 σh為桶側(cè)總應(yīng)力；為土體有效應(yīng)力；u為超孔壓）。除了T-4-SD呈現(xiàn)側(cè)向應(yīng)力結(jié)果滯后于負(fù)壓的現(xiàn)象，其他試驗結(jié)果均隨負(fù)壓實時變化，與超孔隙水壓力規(guī)律一致。桶外側(cè)向應(yīng)力方向與負(fù)壓相反（壓），當(dāng)沉貫完成時，中間位置的土壓力計（SO-2）剛剛沒入土，因此SO-2結(jié)果較小，而始終未進(jìn)入土面的SO-1結(jié)果保持為零。下文中將結(jié)合孔壓及土壓力計實測數(shù)值計算土體有效應(yīng)力，從而更合理地評價負(fù)壓桶貫入過程中的土體受力狀態(tài)，并驗證基于圖9所示受力分析獲得的理論規(guī)律。

圖10 側(cè)向應(yīng)力結(jié)果Fig.10 Development of total lateral stress during penetration

圖11為端部土應(yīng)力結(jié)果，表明負(fù)壓作用下負(fù)壓桶端阻力在淺層較低，隨貫入深度增加迅速增加并基本穩(wěn)定，端阻力與CPT試驗獲得的錐尖貫入阻力分布規(guī)律基本吻合。

圖11 端阻力結(jié)果Fig.11 Development of tip resistance during penetration

圖12為4組試驗的土體有效應(yīng)力，由于土壓力計相對負(fù)壓桶位置固定，而孔壓傳感器埋置在土體中，土體有效應(yīng)力結(jié)果由兩種傳感器深度相同時的結(jié)果差值確定。由于試驗中土塞普遍存在大幅隆起，桶內(nèi)數(shù)據(jù)點較多（其中SEI-3結(jié)果個數(shù)差異，是由于試驗T-6-SM和T-6-SD中桶內(nèi)孔壓傳感器PI-3未正常工作引起），而桶外僅位置最低的土壓力傳感器結(jié)果可用于計算有效應(yīng)力。土體側(cè)向有效應(yīng)力水平將影響側(cè)向摩阻力，從而影響負(fù)壓桶沉貫特性，本節(jié)討論中涉及的土壓力均指有效應(yīng)力。T-6-SD的內(nèi)側(cè)土壓力顯著高于T-6-SM結(jié)果，注意到T-6-SD的負(fù)壓梯度絕對值大于T-6-SM結(jié)果，由式（2）可知前者側(cè)阻力數(shù)值更大，由界面摩擦定律可得前者界面正壓力（有效土壓力）更大，與試驗實測結(jié)果一致。T-6-SD桶外側(cè)土壓力低于T-6-SM結(jié)果，即負(fù)壓消散模式下土體隆起阻力更大而桶體下沉阻力更小，揭示了單級負(fù)壓6 kPa下負(fù)壓消散模式顯著降低土塞隆起率的機理；雖然T-4-SD的內(nèi)側(cè)土壓力略高于T-4-SM結(jié)果，但T-4-SD桶外側(cè)土壓力高于T-4-SM結(jié)果，二者綜合導(dǎo)致單級負(fù)壓4 kPa下兩種負(fù)壓加載模式獲得的土塞隆起率基本一致。受桶外側(cè)土壓力數(shù)據(jù)點的限制，無法對其開展系統(tǒng)分析，后續(xù)試驗中可通過加密布設(shè)傳感器及更合理布置傳感器（保證外側(cè)土壓力計均沒入土體）增加有效數(shù)據(jù)點。

圖12 土體有效應(yīng)力結(jié)果Fig.12 Development of effective soil stress during penetration

4 結(jié) 語

對粉質(zhì)黏土中的負(fù)壓桶開展了負(fù)壓持荷及消散兩種負(fù)壓加載模式下的沉貫試驗，并考慮不同單級負(fù)壓大小影響，主要試驗規(guī)律如下：

（1）試驗加載負(fù)壓均位于所需負(fù)壓與臨界負(fù)壓之間，由于負(fù)壓消散模式下，負(fù)壓桶僅在負(fù)壓階躍瞬時下沉，其所需負(fù)壓更接近臨界負(fù)壓。

（2）盡管施工效率方面負(fù)壓持荷模式具有顯著優(yōu)勢，但負(fù)壓消散加載方式有利于抑制土塞隆起的發(fā)展，尤其是當(dāng)單級負(fù)壓較大時，對土塞抑制效果更優(yōu)，并保持了較高的施工效率，從而達(dá)到較優(yōu)的綜合效益。

（3）負(fù)壓對桶內(nèi)土體超孔隙水壓力的影響較桶外土體更為顯著，桶內(nèi)超孔隙水壓力隨深度增大逐漸衰減，且其衰減梯度大小和土塞隆起率控制效果顯著相關(guān)，通過理論分析可知阻礙土塞隆起的側(cè)阻力和桶內(nèi)土體超孔隙水壓力衰減梯度成正比，從而揭示了通過負(fù)壓消散模式控制土塞隆起率的機理，并進(jìn)一步通過有效土壓力結(jié)果驗證了該規(guī)律。