复合筒型基础临界负压试验分析

丁红岩 ，许云龙，张浦阳 ，乐丛欢

(1. 天津大学水利工程仿真与安全国家重点实验室，天津 300350；2. 天津大学建筑工程学院，天津 300350)

筒型基础是一种顶端封闭、下部开口的结构，像倒扣在土中的桶．其安装快捷[1-2]、受力性能良好[3]，具有巨大的技术优势和良好的经济效益[4-5]，能实现零残余回收利用，是一种环境友好型基础[6]，应用前景广阔．

负压沉贯是筒型基础安装过程中的重要一环，负压的施加决定安装的成败，负压过小无法下沉，过大会超过临界负压引起渗透破坏，造成安装失败．丁红岩等[7-8]、国振等[9-10]、李大勇等[11-13]在粉质黏土、砂土中研究了筒型基础吸力沉贯阶段克服沉贯阻力需要提供的负压和下沉深度之间的关系．Feld[14]基于SEEP软件，结合CPT方法，提出了考虑吸力引起的有效应力退化影响的吸力公式．Houlsby等[15]在砂土中进行了沉箱结构的沉贯，给出了砂土中渗流力的计算公式．Tran等[16]研究发现，土体内外渗透系数之比由1变化到3，临界吸力提升较多．Senders等[17]基于模型试验研究得到砂土中筒内土塞临界水力梯度靠近筒壁内侧．Harireche等[18]研究得到管涌在沉放中对贯入剪力破坏机理起主导作用．Panagoulias[19]研究发现土体内外渗透系数之比为2～3时，Feld公式、Houlsby&Byrne公式、Senders&Randolph计算筒型基础的临界负压接近实际，并对砂土中的临界水力梯度进行了定义．

复合筒型基础[20]是在筒型基础的基础上提出的，其内部由分舱板分为7个舱，蜂窝状的结构[21]使基础具有良好的拖航稳性[22]，安装更快捷，在位后承载性能好，然而分舱板使得沙土中复合筒型基础的渗流更加复杂．张浦阳等[23]和丁红岩等[24]用ADINA研究了砂土中复合筒型基础沉贯与调平阶段的渗流，推导了临界吸力公式．

如上所述，前人做了大量与筒型基础沉贯负压和临界负压有关的研究，针对复合筒型基础的临界负压主要通过数值模拟展开探讨，少有通过试验开展研究．复合筒型基础相当于是由6个环筒并联在一起，其临界负压的计算更加复杂．因此笔者开展了室内大比尺模型试验，研究复合筒型基础在砂土中不同沉放深度处的临界负压，为复合筒型基础的沉贯提供依据．

1 试验方案

本次试验用土成分主要是砂土，内部含有少量淤泥质黏土．试验是在宽2m、高2m的土槽中进行，土槽由钢板焊接而成，内部从下到上依次是石子、土工布、砂土．试验中土体的养护按照以下流程：第1步，通过箱体底部管路排出土体中的水，开挖沙土；第2步，逐层回填，每层沙土的厚度为5cm，每放置一层沙土，从模型箱底部3个入水口缓慢注水，以不发生渗透破坏为控制条件，逐渐排出砂土中的气体，待排水固结后加入下一层沙土，至沙土高度为0.8m时停止；第3步，底部加水至水面超过沙面2cm后，从模型箱顶部注水，下部排水口排水，排水固结8h；第4步，顶部加水到试验所需水位．试验所用土体饱和密度为2200kg/m3，压缩模量为28.6MPa，土的孔隙比、密实度、饱和度等参数见表1，取样方法为在距土面0.2、0.4、0.6、0.8m的4个高度上取样，每个高度在箱子中心和侧壁分别取样，土质参数取所有测点的平均值．土的粒径级配曲线见图1．

图1 试验砂土粒径级配曲线Fig.1 Particle size distribution curve of test sand

表1 试验用土的土质参数Tab.1 Soil Parameters of experimental soil

本次试验中所用的模型为复合筒型基础，主要由钢筒和弧形过渡段组成，其原型为江苏某海域6.45MW复合筒型基础，模型如图2所示．模型筒型基础的直径1m，高0.28m，分舱板和筒壁为不锈钢，厚1.5mm，分舱板将基础分为7个舱，各舱分布如图2所示．顶盖为有机玻璃，厚0.01m，分舱板和顶盖板用螺栓固定在一起．

图2 复合筒型基础Fig.2 Composite bucket foundation

试验用到的设备有智能真空泵、水汽转换筒、稳压电源、威垦德3840动态采集仪等．试验装置如图3所示，筒型基础7个舱的抽水管路直接连到水汽转换筒上，每个抽水管路上设置有球阀，对各舱单独控制，保证沉放效果，循环加水装置连接土槽，实时控制水位．弧形过渡段顶端安装有倾角仪和拉线式位移传感器，监测沉放过程中的位移和倾角，每个舱上部连接两条管路，一条用于抽水，一条连接气压计.

图3 加载示意图Fig.3 Schematic diagram of experimental loading

本试验主要是研究复合筒型基础的临界负压，试验流程如下：首先进行自重沉贯，待筒内形成密封空间、初始入泥深度稳定以后，打开智能真空泵抽吸负压，真空饱和缸内部压强降低，筒型基础在压强差的作用下抽水下沉．沉贯中控制倾角小于0.15°；沉贯到设计深度12cm后，调节基础的倾角，使倾角在0.05°以内，限制筒型基础的竖向位移，分别对筒型基础的1舱、3舱、5舱3个边舱抽负压，以理论计算的上临界负压为初始值，以0.5kPa为等级进行加压，直到土体发生渗透破坏；打气将复合筒型基础顶升到泥面，将土槽内水放出，重复制土过程．分别将基础沉贯到20cm和28cm重复以上试验过程．

2 理论计算

筒型基础的沉贯过程主要分为自重下沉和吸力下沉两个阶段．吸力下沉阶段筒型基础筒顶盖上下的压强差提供驱动力，吸力太小时无法克服筒型基础沉放过程的侧摩阻力、端阻力、浮力等，吸力过大时，筒内外的总水头差变大，在某一高度处，渗径近似不变，总水头变大，水力梯度变大，超过临界水力梯度时就会发生渗透破坏[8]．沉放过程中需要的最小负压称为下临界负压，发生渗透破坏时最小的负压称为上临界负压．在上、下临界负压之间，筒型基础可以顺利下沉[12]，负压的大小也决定了沉放的快慢，一般上临界负压简称为临界负压．吸力会改变土体中的水力梯度，超过临界水力梯度会发生渗透破坏，筒型基础沉贯过程中筒体端部的水力梯度最大，由于筒端土体的约束，不易发生渗透破坏，渗透破坏的位置在筒体内壁和土的交界位置处，大量的试验也表明水力出口处最容易出现渗透破坏[25-26]．目前临界吸力计算公式有Feld公式、Houlsby&Byrne(HB)公式、Senders&Randolph(SR)公式和Ibsen&Thilsted(IT)公式，具体如下．

1) Feld公式

Feld[14]运用有限元软件SEEP，提出了筒型基础临界吸力公式：

2) Houlsby&Byrne公式

Houlsby和Byrne[15]在Junaideen的基础上，考虑筒型基础内外渗透系数的不同，提出了计算公式：

3) Senders&Randolph公式

Senders和Randolph[17]基于PLAXIS软件，考虑负压对筒内部侧摩阻力和端阻力的影响，得到计算公式：

4) Ibsen&Thilsted公式

Ibsen和Thilsted[27]在SR模型的基础上，运用FLAC3D程序，提出了砂土中筒型基础的临界吸力公式：

Feld公式、HB公式、SR公式、IT公式中都假设筒内部土的渗透系数是均匀的．HB模型考虑吸力引起的筒壁内端阻力和摩阻力的变化是线性的，而SR模型假设是非线性的．

本次试验开展前运用Feld公式、HB公式、SR公式、IT公式对复合筒型基础模型在沉贯深度为12cm、16cm、20cm、24cm、28cm的上临界负压值进行了预估，见表2，可以发现同一深度处不同的临界负压公式计算出的临界负压值差异很大．

表2 筒型基础不同深度处上临界负压Tab.2 Upper critical suction at different depths of bucket foundation

3 试验结果分析

3.1 临界负压试验结果

3.1.1 沉贯深度为12cm

首先将复合筒型基础抽水沉放12cm，调整x、y方向的倾角在0.05°以内，给筒型基础施加一个竖向约束，保证筒型基础不会继续下沉，分别对1舱、5舱抽负压，通过气压计测量压强，试验编号为C12-1、C12-5．C12-1中“12”代表沉贯深度为12cm，“1”代表1舱，依此类推．由表2知，复合筒型基础沉贯深度为12cm时，临界负压在2.5kPa以上，故C12-1和C12-5分别以2.5kPa、3.5kPa作为初始负压，并以0.5kPa为等级逐渐增加，试验过程中由真空泵施加负压，真空泵内负压随时间的施加准则称为加载制度，如图4所示．

图4 负压加载制度(沉贯深度为12cm)Fig.4 Loading system of negative pressure(sinking depth is 12cm)

筒型基础沉贯深度为12cm时，测量得到1舱、5舱渗透破坏时的负压分别为4867Pa、5295Pa，如图5所示，渗透破坏压强为5000Pa．发生渗透破坏时，筒内负压瞬间降低，筒体外侧出现裂缝，进而出现下凹，凹陷的区域短时间内迅速扩大，舱内水位迅速上升，如图6所示．

图5 复合筒型基础内部压强变化曲线(沉贯深度为12cm)Fig.5 Internal pressure variation curve of composite bucket foundation(sinking depth is 12cm)

图6 复合筒型基础渗透破坏现象(沉贯深度为12cm)Fig.6 Seepage failure phenomenon of composite bucket foundation(sinking depth is 12cm)

3.1.2 沉贯深度为20cm

将复合筒型基础负压沉放到20cm后，调整x、y两方向的倾角在0.05°以内，给复合筒型基础施加竖向力，保证筒型基础不会继续下沉，分别对1舱、5舱抽负压，通过气压计测量压强，试验编号为C20-1、C20-5．C20-1中“20”代表沉贯深度为20cm，“1”代表1舱，依此类推．由表2可以看出复合筒型基础沉放20cm时的临界负压在4kPa以上，考虑到传递效率以及12cm深处的临界负压值，C20-1、C20-5以6kPa作为加载的起点，打开真空饱和缸，待负压稳定以后，打开阀门，观察舱内负压变化，待舱内负压稳定以后，关闭阀门，以0.5kPa为加载等级进行试验，负压加载制度见图7．

图7 负压加载制度(沉贯深度为20cm)Fig.7 Loading system of negative pressure(sinking depth is 20cm)

1舱、5舱发生渗透破坏时的临界负压如图8所示，分别是8671Pa、8739Pa，不同舱之间的临界负压差值很小．复合筒型基础沉贯深度为20cm时的临界负压值为8700Pa，发生渗透破坏的瞬间，舱内压强瞬间降低，水位迅速上升至筒顶盖，筒外壁和土之间出现细微的裂缝，土体表面颗粒变粗，见图9．

图8 复合筒型基础内部压强变化曲线(沉贯深度为20cm)Fig.8 Internal pressure variation curve of composite bucket foundation(sinking depth is 20cm)

图9 复合筒型基础渗透破坏现象(沉贯深度为20cm)Fig.9 Seepage failure phenomenon of composite bucket foundation(sinking depth is 20cm)

3.1.3 沉贯深度为28cm

将复合筒型基础负压沉贯到28cm后，保证x、y两方向的倾角在0.05°以内，给复合筒型基础施加竖向力，保证筒型基础不会继续下沉，分别对1舱、5舱抽负压，试验编号为C28-1、C28-5．C28-1中“28”代表沉贯深度为28cm，“1”代表1舱，依此类推．由表2可知，筒型基础沉贯深度为28cm时的临界负压为6kPa以上，C28-1和C8-5分别从6kPa、7kPa开始加载，以0.5kPa为增量加载，结果见图10．由图11可知1舱和5舱渗透破坏时的临界负压分别为11933Pa、12077Pa. 复合筒型基础发生渗透破坏的瞬间，筒内水位迅速上涨，筒外一定范围有微裂缝产生，如图12所示．

图10 负压加载制度(沉贯深度为28m)Fig.10 Loading system of negative pressure(sinking depth is 28cm)

图11 复合筒型基础内部压强变化曲线(沉贯深度为28cm)Fig.11 Internal pressure variation curve of composite bucket foundation(sinking depth is 28cm)

图12 复合筒型基础渗透破坏现象(沉贯深度为28cm)Fig.12 Seepage failure phenomenon of composite bucket foundation(sinking depth is 28cm)

3.2 对比分析

针对筒型基础临界负压，学者利用SEEP、FLAC3D等有限元软件进行分析，得到了临界负压的理论计算公式，但是针对带分舱板的筒型基础的临界负压的理论公式较少，采用试验方法来研究的更少．本章在砂土中用试验手段分别研究了筒型基础沉贯深度为12cm、20cm、28cm的上临界负压，即h/D为0.12、0.20、0.28时的上临界负压．通过试验发现，筒型基础沉贯中的临界负压大于理论值，即h/D为0.12、0.20、0.28的临界负压分别为5kPa、8.7kPa、12kPa，Koteras[28]在单筒沉贯试验中也发现超过吸力极限值未发生管涌破坏的现象．

为研究加载等级对临界负压的影响，对沉贯深度为20cm时筒型基础的临界负压进一步研究．将筒型基础沉贯到深度为20cm，调节倾角在0.05°以内，同时对7个舱抽负压，从6.5kPa开始加载，加载等级2kPa，结果见图13，筒型基础发生渗透破坏时临界负压值为8.9kPa，对比图8可知，加载速率对最大临界负压的影响较小．

图13 沉贯深度为20cm的复合筒型基础内部压强Fig.13 Internal pressure of composite bucket foundation with penetration depth of 20cm

为进一步探究单舱抽负压和7个舱同时抽负压对临界负压值的影响，将筒型基础沉贯到16cm，对7个舱同时施加负压，从6.5kPa开始，以0.5kPa为加载等级，结果见图14．筒型基础4舱首先发生渗透破坏，渗透破坏时的临界负压为6.7kPa，发生渗透破坏后停止施加负压，各舱负压如图15所示，渗透破坏时1、3、4舱压差别不大，2舱负压小于其他舱是因为负压在管路上有所损失，负压传递效率不一致．

图14 负压加载制度Fig.14 Loading system of negative pressure

图15 复合筒型基础内部压强变化曲线Fig.15 Internal pressure variation curve of composite bucket foundation

筒型基础沉贯深度为12cm、16cm、20cm、28cm时的临界负压值分别为5kPa、6.7kPa、8.7kPa、12kPa，将试验所得结果无量纲化，S/γ′D分别为0.42、0.56、0.73、0.96，与理论公式进行对比，对比结果见图16，可以看出，筒型基础临界负压值在深度较小时，接近SR公式，随着深度的增加，筒型基础的临界负压值不断增加，超过SR公式的临界负压值也不会发生渗透破坏．h/D为0.12、0.20、0.24、0.28时，筒型基础的临界负压值分别是Feld公式的1.55倍、1.67倍、1.85倍、1.89倍．采用理论公式计算得到的上临界负压值偏保守，安全储备较多．试验中得到的上临界负压值大于理论公式的原因主要是理论公

图16 临界负压值对比Fig.16 Comparison of critical suction

式中没有考虑施加吸力后筒内发生向上的渗流造成的土体密实度发生改变，Senders和Randolph[17]开展筒型基础沙土中沉贯试验，基于CPT测试沉贯前后筒内土体也发现土体变松，不同深度处的水力梯度不一样，土体渗透系数沿深度发生变化；Koteras[28]在单筒负压沉贯试验中发现吸力安装后筒内土塞的相对密实度显著降低．从Feld公式可以看出，筒型基础沉贯过程中的临界负压主要与土体有效重度γ′、基础直径D、贯入深度和直径的比值h/D有关，根据试验结果可以得到公式(5)，因加载速率不影响最大临界负压，公式中未考虑加载速率的影响．

4 结 论

本文基于理论分析和室内模型试验对复合筒型基础的上临界负压做了研究，进行了沉贯深度为12cm、20cm、28cm的模型试验，通过无量纲化分析，得到临界吸力随深度的变化规律，并在16cm、20cm处进行了试验验证，得到以下结论．

(1) 在砂土中，复合筒型基础h/D为0.12、0.16、0.20、0.24时的临界负压分别是5kPa、6.7kPa、8.7kPa、12kPa，临界负压值比Feld公式、SR公式、HB公式、IT公式计算的值都大，是Feld公式的1.55倍、1.67倍、1.85倍、1.89倍，安全系数很大，SR临界负压的计算公式能够用于指导复合筒型基础的施工.

(2) 加载等级的大小对复合筒型基础同一深度处临界负压的影响较小，分别对复合筒型基础的单舱施加吸力与7个舱同时施加吸力对同一深度处临界吸力影响较小．

(3) 复合筒型基础相当于是6个筒并联在一起，边舱和中舱之间相互作用，本文通过试验提出了临界吸力公式，能为复合筒型基础模型试验临界负压的预测提供依据．