富 坤 ，劉占國 ，尹燎原 ，李 森

(1.中交第三航務工程局有限公司技術中心，上海 200032；2.中國交建工程結構重點實驗室，上海 200032)

我國經(jīng)濟較發(fā)達的長江三角洲、珠江三角洲和黃渤海地區(qū)大部分為淤泥質海岸，工程建設中多采用負壓桶基礎，桶形基礎在負壓沉貫過程中涉及土塞、沉貫阻力、土應力和孔壓等多方面，國內外學者對此開展了理論、試驗、數(shù)值模擬等多種形式研究。Chen等[1]研究了負壓和靜壓沉貫下桶壁內外土壓力的變化規(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、下沉深度及負壓值大小的關系，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，建立了負壓與沉貫深度及沉貫與時間的關系。Houlsby等[4]基于受力分析，建立了負壓作用下砂土和黏性土中桶形基礎的解析沉貫公式。王庚蓀等[5]建立了桶形基礎在下沉過程中力傳遞的微分方程，分析了負壓下沉時與土體間的相互作用。Guo等[6]分析了桶形基礎貫入時土塞發(fā)展過程，發(fā)現(xiàn)脈沖式負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下沉的過程，并采用物質點跟蹤技術追蹤了土體的運動軌跡，并發(fā)現(xiàn)負壓有利于減低土塞。

本文通過在粉質黏土中開展負壓桶分級負壓沉貫試驗，著重研究負壓保持和負壓消散兩種加載方式下，基礎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果對不同負壓加載模式下土塞隆起差異機理進行分析，為建立土塞隆起率可控的改進工法提供參考。

1 試驗準備

以某基礎設計為原型，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土塞變化，頂蓋采用有機玻璃板，并安裝氣閥、負壓表和土塞測量裝置等，如圖1所示。試驗模型箱尺寸（長×寬×高）為2.0 m×1.6 m×1.2 m，模型箱側壁采用有機玻璃以便于觀測。

圖1 負壓桶模型Fig.1 Suction caisson model

采用負壓泵和穩(wěn)壓桶為負壓桶下沉提供穩(wěn)定負壓，設置氣閥b來控制聯(lián)通條件。通過在桶壁開槽布設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或桶外，數(shù)字1、2和3分別代表不同布設位置。需指出，土壓力力傳感器固定于桶壁，隨負壓桶下沉；而孔壓傳感器埋置于土體中，其相對負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、細塑料棒和底座組成，試驗前將塑料棒置于桶內試驗泥面之上并插入玻璃管內，試驗中塑料棒連接的底座隆起量即桶內土體上升量。

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，再采用堆載和抽負壓加速土體固結。為便于土體飽和及后續(xù)加速固結，在模型箱底部鋪設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。土體強度指標見表1。理想試驗條件下應采用真空攪拌獲得泥漿，再通過固結制備重塑土樣[8-10]，其不足在于固結周期過長，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)合固結的簡化制樣方法。十字板剪切試驗及CPT試驗結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，所制備土樣對應于圍壓一定的均質土層。

表1 土體強度指標Tab.1 The strength of soil

2 試驗方案

參考相關試驗研究[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。為避免負壓下沉過程中出現(xiàn)漏氣滲水現(xiàn)象，負壓沉貫前將負壓桶靜壓入泥面一定深度，待靜壓下沉產(chǎn)生的附加應力和超孔隙水壓力充分消散后，再開展負壓沉貫試驗。負壓沉貫試驗過程如下：

（1）沉貫前，關閉所有氣閥，初讀試驗數(shù)據(jù)。

（2）打開氣閥c，待穩(wěn)壓桶抽氣至設計負壓后關閉，打開氣閥a和b對負壓桶施加負壓。負壓消散試驗時，待桶內負壓與穩(wěn)壓桶相同，關閉氣閥b；負壓保持試驗時，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。每級負壓測量10組數(shù)據(jù)。

（4）桶內有泥水從負壓管路抽出，或土塞與桶頂蓋接觸（由土塞管讀數(shù)和桶側標尺讀數(shù)確定），試驗結束。

3 試驗結果與分析

3.1 控制負壓

圖5顯示了本試驗中負壓桶沉貫深度隨所施加負壓的變化關系，其中所有結果均為模型結果，分別對壓力（除以標準大氣壓）及長度（除以裙深L）進行歸一化以便對比，并給出了根據(jù)DNV規(guī)范[12]計算的所需負壓（足以克服阻力使結構下沉的最小負壓）和臨界負壓（理論上土體能承受的最大負壓，由土塞反向極限承載力確定）。從負壓與貫入深度關系圖中可以看出，試驗負壓位于所需負壓和臨界負壓之間?？傮w來看，負壓持荷試驗更接近所需負壓，而負壓消散試驗更接近臨界負壓，達到相同沉貫深度前者所需施加負壓水平低于后者，這是由于負壓保持試驗中負壓桶在每級負壓加載時間內持續(xù)下沉，而負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壓下沉深度。

圖5 試驗負壓Fig.5 Suction in tests

3.2 施工效率與土塞隆起率

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

圖6 負壓桶下沉深度隨負壓變化Fig.6 Development of penetration depth during penetration

負壓沉貫過程中，由于負壓吸力和滲流力作用，會普遍出現(xiàn)桶內土塞隆起現(xiàn)象。土塞過高會造成負壓桶無法下沉至設計深度，影響基礎承載力，甚至導致重新沉貫，因此土塞是負壓桶施工控制的重要指標，實際工程中通過采用合理的基礎形式和施工方案（如負壓施加方式）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）與負壓桶高度之比。負壓沉貫試驗過程中負壓桶下沉深度與土塞隆起結果見表3，RPUR在26%～30%之間，與文獻[2,8]中相近。試驗結果表明：相同單級荷載下負壓消散試驗的RPUR低于持荷試驗，即間歇式負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壓消散模式，其特點為在消散階段負壓快速消散，下面將進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果偏高（原型直徑10.9 m），可能由負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果

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

圖7 超孔隙水壓力結果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顯示了負壓作用下桶內土塞等效受力微元，定義土塞深度h為從土塞頂面到研究層的深度，由試驗結果可知土體中負壓p隨h增大逐漸減小，即負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為桶體內周長，Din為內徑；τ為側摩阻力。對式（1）變形可得：

當土塞中負壓梯度?p/?h<0，且在數(shù)值上?p/?h（以本次試驗為例，假設壓差隨深度均勻變化，?p/?h=20/0.273=73 kN/m3）遠高于γ（小于 20 kN/m3），實際工程中內外壓差遠大于土體重度。因此，土塞受到的側摩阻力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，土塞受到的側阻力τ越大。桶內土塞中負壓梯度絕對值增大，土塞隆起需克服側阻力相應增大，導致土塞隆起率降低，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顯示了負壓桶內、外側土壓力測量結果，桶內側應力發(fā)展規(guī)律與負壓基本一致（拉）。土骨架本身不抗拉，桶內側向拉應力主要由如圖8所示的負超孔隙水壓引起（其中 σh為桶側總應力；為土體有效應力；u為超孔壓）。除了T-4-SD呈現(xiàn)側向應力結果滯后于負壓的現(xiàn)象，其他試驗結果均隨負壓實時變化，與超孔隙水壓力規(guī)律一致。桶外側向應力方向與負壓相反（壓），當沉貫完成時，中間位置的土壓力計（SO-2）剛剛沒入土，因此SO-2結果較小，而始終未進入土面的SO-1結果保持為零。下文中將結合孔壓及土壓力計實測數(shù)值計算土體有效應力，從而更合理地評價負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 側向應力結果Fig.10 Development of total lateral stress during penetration

圖11為端部土應力結果，表明負壓作用下負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 端阻力結果Fig.11 Development of tip resistance during penetration

圖12為4組試驗的土體有效應力，由于土壓力計相對負壓桶位置固定，而孔壓傳感器埋置在土體中，土體有效應力結果由兩種傳感器深度相同時的結果差值確定。由于試驗中土塞普遍存在大幅隆起，桶內數(shù)據(jù)點較多（其中SEI-3結果個數(shù)差異，是由于試驗T-6-SM和T-6-SD中桶內孔壓傳感器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果可用于計算有效應力。土體側向有效應力水平將影響側向摩阻力，從而影響負壓桶沉貫特性，本節(jié)討論中涉及的土壓力均指有效應力。T-6-SD的內側土壓力顯著高于T-6-SM結果，注意到T-6-SD的負壓梯度絕對值大于T-6-SM結果，由式（2）可知前者側阻力數(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，與試驗實測結果一致。T-6-SD桶外側土壓力低于T-6-SM結果，即負壓消散模式下土體隆起阻力更大而桶體下沉阻力更小，揭示了單級負壓6 kPa下負壓消散模式顯著降低土塞隆起率的機理；雖然T-4-SD的內側土壓力略高于T-4-SM結果，但T-4-SD桶外側土壓力高于T-4-SM結果，二者綜合導致單級負壓4 kPa下兩種負壓加載模式獲得的土塞隆起率基本一致。受桶外側土壓力數(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傳感器及更合理布置傳感器（保證外側土壓力計均沒入土體）增加有效數(shù)據(jù)點。

圖12 土體有效應力結果Fig.12 Development of effective soil stress during penetration

4 結 語

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

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

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

（3）負壓對桶內土體超孔隙水壓力的影響較桶外土體更為顯著，桶內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，通過理論分析可知阻礙土塞隆起的側阻力和桶內土體超孔隙水壓力衰減梯度成正比，從而揭示了通過負壓消散模式控制土塞隆起率的機理，并進一步通過有效土壓力結果驗證了該規(guī)律。