高志偉，陳甦，李武，，程澤坤，蔡正銀

（1.中交第三航務工程勘察設計院有限公司，上海 200032；2.南京水利科學研究院，江蘇南京 210029）

0 引言

我國沿海從北到南廣泛分布著淤泥質(zhì)海岸帶，如上海、天津、連云港、寧波舟山、溫州等，軟土深厚、物理力學指標差，傳統(tǒng)結(jié)構(gòu)不能適應水運工程又好又快地建設要求。為此，桶式基礎結(jié)構(gòu)作為一種新型基礎結(jié)構(gòu)，是依托連云港港徐圩港區(qū)防波堤工程而提出的，適于外海軟土地基。但是該結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定計算模式還在探討中。參照桶形基礎[1-8]的研究成果知，土壓力是桶式基礎結(jié)構(gòu)穩(wěn)定計算的核心內(nèi)容，其分布規(guī)律和大小對計算結(jié)果起到控制作用。目前，國內(nèi)外學者對該類結(jié)構(gòu)土壓力計算進行初步研究，王元戰(zhàn)等[9]人采用有限元方法，分析了桶型基礎上土壓力的大小及豎向和環(huán)向分布規(guī)律，并與Rankine主動、被動土壓力和靜止土壓力進行了比較。劉振紋等[10]人采用模型試驗研究了桶型基礎土壓力分布。劉建起等[11]人采用模型試驗、量測作用在無底圓筒結(jié)構(gòu)上的土壓力，分析無底圓筒結(jié)構(gòu)與內(nèi)填土和地基的相互作用。李華鑾[12]采用有限元方法對土性參數(shù)、桶體的高徑比對桶形基礎水平承載力、桶體外側(cè)土壓力分布規(guī)律的影響進行了研究。施曉春等[13-14]通過試驗和三維有限元的數(shù)值模擬，研究了在水平荷載作用下不同土體特性對桶體變位、桶體外側(cè)土壓力分布規(guī)律的影響。王廣德等[15]通過對大圓筒與黏土相互作用的模型試驗研究了黏土中大圓筒筒內(nèi)外土壓力的分布規(guī)律，提出了黏土中大圓筒筒內(nèi)外土壓力的計算方法。

綜上所述，與桶式基礎結(jié)構(gòu)土壓力相關的研究都集中在均質(zhì)土體范圍內(nèi)，對于不同性質(zhì)的分層土體研究鮮見報道，而桶式基礎結(jié)構(gòu)作為岸壁使用時，由上到下分布很多土層，已有土壓力計算理論得出的計算結(jié)果與實際情況差別明顯，影響結(jié)構(gòu)設計。因此本文采用試驗和數(shù)值模擬的方法，研究桶式基礎在砂土、淤泥、粉質(zhì)黏土等三個土層同時存在時，土壓力分布規(guī)律。

1 模型試驗

1.1 桶體模型尺寸

根據(jù)實驗室水槽尺度，確定桶體穩(wěn)定性試驗的模型尺寸，詳細尺寸見表1。

表1 桶體模型尺度mm

1.2 試驗過程與結(jié)果

下桶上共安裝土壓力傳感器79個（圖1），分布于桶內(nèi)壁（I）、外壁（O）、底端（B）、頂端（T）以及淤泥與粉質(zhì)黏土交界面上（面向淤泥）（BM）。

圖1 土壓力傳感器位置示意圖

由圖2可知，按照試驗測得的土力學指標，根據(jù)郎金理論計算結(jié)構(gòu)的主被動土壓力曲線位于測試曲線中間，主動土壓力測試值起始階段大于計算值，隨深度增加與計算值的差值減小，直到土層突變小于計算值，總體合力與計算值相當；被動土壓力測試值的規(guī)律與主動土壓力相反，總體合力略大于計算值。

圖2 實測土壓力與主動被動土壓力對比

2 有限元模型

采用Plaxis有限元軟件對桶式基礎模型的土壓力進行分析，建立的桶體有限元模型如圖3所示，模型驗證結(jié)果如圖4。

圖3 有限元模型計算區(qū)域及網(wǎng)格劃分

圖4為有限元分析的土壓力值與實測結(jié)果的對比結(jié)果，實測結(jié)果與有限元模型計算結(jié)果是相符的，有限元模型分析可以反映桶式基礎的土壓力分布規(guī)律。

圖4 實測值與有限元計算值比較

3 桶式基礎土壓力分布規(guī)律研究

建立桶式基礎結(jié)構(gòu)有限元模型，分析不回填狀態(tài)和回填狀態(tài)土壓力分布規(guī)律。

根據(jù)某工程地質(zhì)資料，針對設計高水位時不考慮回填和設計低水位時考慮回填，分別計算桶壁土壓力分布。如圖5、圖6所示。

圖5 波浪有限元模型

圖6 回填有限元模型

設計波浪荷載作用下桶體主動土壓力側(cè)和被動土壓力側(cè)的土壓力有限元計算結(jié)果以及根據(jù)郎金理論計算的主、被動土壓力結(jié)果如圖7所示。

圖7 波浪荷載作用下土壓力分布

圖7計算結(jié)果表明，有限元分析得到的被動土壓力位于郞金計算的被動土壓力與主動土壓力之間，說明在波浪荷載作用下，桶體受到的被動土壓力遠未達到理論計算土壓力的界限。主動土壓力在淤泥層中上部，有限元計算結(jié)果和理論計算結(jié)果相近，在下部變化較大，這是由于波浪荷載引起桶體轉(zhuǎn)動在主動側(cè)形成局部被動區(qū)，這一現(xiàn)象與王元戰(zhàn)等[9]人的研究結(jié)論相同。

回填荷載作用下，下桶體主動土壓力側(cè)和被動土壓力側(cè)的土壓力有限元計算結(jié)果及根據(jù)郎金理論計算的主、被動土壓力結(jié)果如圖8、圖9。

圖8 回填荷載作用下主動土壓力分布

圖9 回填荷載作用下被動土壓力分布

由圖8可知，回填荷載作用下，下桶土壓力分布形式在淤泥層內(nèi)與理論計算值相近，這說明回填荷載作用下，結(jié)構(gòu)水平位移可以讓主動土壓力充分發(fā)揮。但是在淤泥與粉土交界面附近主動土壓力發(fā)生顯著變化，在距粉質(zhì)黏土表面3m范圍內(nèi)淤泥產(chǎn)生的主動土壓力向粉質(zhì)黏土產(chǎn)生主動土壓力變化，這說明不同土層之間通過摩擦力和黏聚力互相影響，影響范圍在2～3m之間。進入粉土層后，主動土壓力變化規(guī)律與理論值再次靠近。分析圖9得到，被動土壓力值小于理論計算值，在分界面附近土壓力變化不是十分顯著，相對主動土壓力變化幅度小，這說明被動土壓力在回填荷載作用下沒有充分發(fā)揮，未達到極限狀態(tài)，但與水工常用的行業(yè)規(guī)范規(guī)定的被動土壓力打0.3～0.6的折扣所不同，取值范圍應在0.8～1.0之間。

由圖10可以看出，回填荷載作用下，粉質(zhì)黏土層的十字板強度變化，主動土壓力也隨之變化。當粉質(zhì)黏土強度為30 kPa時，與淤泥在此埋深的強度相近，主動土壓力變化與理論計算結(jié)果的發(fā)展規(guī)律相似，但是粉質(zhì)黏土強度增長，對界面附近淤泥產(chǎn)生的主動土壓力影響愈大，通過分析，界面以上3m范圍內(nèi)，由淤泥產(chǎn)生的主動土壓力急速變化到粉質(zhì)黏土產(chǎn)生的主動土壓力。再觀察圖11可知，土體被動土壓力與主動土壓力規(guī)律不同，粉質(zhì)黏土強度越大，被動土壓力越小，這是因為在相同回填荷載作用下，強度高的土體產(chǎn)生的主動土壓力小，再通過桶體傳到對面土體上引起的被動土壓力也小，因此與主動土壓力規(guī)律相反。但總體上看，由于回填荷載使桶體以平移為主，因此被動土壓力相對容易達到極限值。

圖10 粉質(zhì)土不同強度主動土壓力分布

圖11 粉質(zhì)土不同強度被動土壓力分布

由圖12可以看出，回填土對桶體產(chǎn)生主動土壓力與土分層有關，還與回填工序有關，如果分層回填，在分層界面上主動土壓力會減小，這是由于分層面強度增長引起的。在下桶蓋板上主動土壓力發(fā)生突變，是由于蓋板對回填摩擦及蓋板與外側(cè)土體沉降不一致作用引起的，使產(chǎn)生主動土壓力的楔體發(fā)生變化，在局部形成拱效應減少主動土壓力。

圖12 回填荷載作用下上下桶主動土壓力分布

4 結(jié)語

建立桶式基礎結(jié)構(gòu)三維有限元模型，并與試驗結(jié)果比較，驗證三維有限元模型中參數(shù)選取的合理性，進而證明采用有限元模型研究桶式基礎結(jié)構(gòu)的土壓力分布規(guī)律是可行的。通過三維有限元的數(shù)值模擬，研究了波浪荷載和回填荷載作用下，桶式基礎結(jié)構(gòu)不同土層產(chǎn)生的側(cè)土壓力分布規(guī)律，得到的初步結(jié)論為：

1）桶式基礎結(jié)構(gòu)在同一層土體中，主動土壓力的有限元方法計算值與理論計算值相近略偏小。

2）波浪荷載作用下，桶式基礎結(jié)構(gòu)以轉(zhuǎn)動為主，因此桶式基礎受到的土壓力中，主動區(qū)和被動區(qū)的分布比較復雜，在桶體同一側(cè)即存在主動區(qū)也存在被動區(qū)，計算時要分別計算，同時考慮位移對土壓力影響，計算出土壓力應乘以一個折減系數(shù)，折減系數(shù)一般取為0.6～0.8之間。

3）回填荷載作用下，在土層分界面附近，強度低的土層產(chǎn)生的主動土壓力受強度高土層的限制，影響高度為2～3m。

4）回填荷載作用下，桶式基礎結(jié)構(gòu)以平移為主，桶體兩側(cè)土壓力可以充分發(fā)展，主動土壓力可以達到極限值，被動土壓力也接近計算值，可以考慮不折減。

5）回填工序?qū)χ鲃油翂毫τ杏绊?，分層施工的界面附近主動土壓力小于理論計算值，在桶蓋板2～3m范圍內(nèi)主動土壓力發(fā)生突變。

[1] BYEA，ROGNLIEN B，ERBRICH C，etal.Geotechnical Design of Bucket Foundations[C]//OTC 7793.Houston，1995：869-883.

[2] RUSASP ，GISKESG，CHRISTIANSENPE ，etal.Design，Operation，Planning and Experience from the Marine Operations for the Europipe Jacket with Bucket Foundations[C]//OTC 7794.Houston，1995：885-895.

[3] BAERHEIMM，HOBERG L，TJELTA T I，et al.Development and Structural Design of the Bucket Foundations for the Europipe Jacket[C]//OTC 7792.Houston，1995：859-867.

[4] BYE A，ERBRIC H C，TJELTA T I.Geotechnical Aspects of Bucket Foundations Replacing Piles for the Europipe 16/11-EJacket[C]//OTC 7379.Houston，1995：73-82.

[5] TJELTA T I.Geotechnical Experience from the Installation of the Europipe Jacket with Bucket Foundations[C]//OTC 7795.Houston，1995：897-908.

[6] ANDERSENKNUTN，LAURITZSENROLF.Bearing Capacity for Foundationswith Cyclic Loads[J].J Geotech Engrg，ASCE，1988，114（5）：540-555.

[7] 龔曉南.深基坑工程設計施工手冊[M].北京：中國建筑工業(yè)出版社，1998：76-78.

[8] 顧曉魯.地基與基礎[M].第2版.北京：中國建筑工業(yè)出版社，1993：439-443.

[9] 王元戰(zhàn)，肖忠，李元音，等.筒型基礎防波堤土壓力性狀的有限元分析[J]，巖土工程學報，2009，31（4）：622-628.

[10] 劉振紋，王建華，秦崇仁，等.負壓桶形基礎地基水平承載力研究[J].巖土工程學報，2000，22（6）：691-696.

[11] 劉建起，王海艷，孟曉娟.無底圓筒結(jié)構(gòu)內(nèi)填土壓力分布和抗傾有效比計算[J].天津大學學報，2004，30（12）：1035-1340.

[12] 李華鑾.水平荷載作用下軟土地基上桶形基礎承載力分析[J].土工基礎，2011，25（2）：65-68.

[13] 施曉春，龔曉南，徐日慶.水平荷載作用下桶形基礎性狀的數(shù)值分析[J].中國公路學報，2002，15（4）：49-52.

[14] 施曉春，徐日慶，龔曉南，等.桶形基礎單桶水平承載力的試驗研究[J].巖土工程學報，1999，21（6）：723-726.

[15] 王廣德，李穎，張鳳珍，等.沉入黏土中的大圓筒筒內(nèi)外土壓力分布規(guī)律及計算方法[J].水道港口，2002，23（1）：16-22.