砂土中筒型基礎(chǔ)靜壓下沉試驗(yàn)及受力特性

朱小軍 李文帥 龔維明 費(fèi) 康

(1東南大學(xué)土木工程學(xué)院， 南京 210096)(2揚(yáng)州大學(xué)建筑科學(xué)與工程學(xué)院， 揚(yáng)州 225127)

筒型基礎(chǔ)是一種常見的海洋工程基礎(chǔ)形式，沉貫安裝是筒型基礎(chǔ)施工過程中的關(guān)鍵步驟，多數(shù)筒型基礎(chǔ)采用負(fù)壓下沉安裝，但負(fù)壓沉貫過程中地基土體易發(fā)生滲透破壞、超高土塞、不能沉放到位甚至筒壁屈曲等工程事故.因此筒型基礎(chǔ)的安全沉放離不開對(duì)沉貫負(fù)壓的控制，合理的負(fù)壓能在保證地基穩(wěn)定的前提下大幅度減少筒體下沉阻力，并實(shí)現(xiàn)沉放到位.而筒體下沉預(yù)估所需負(fù)壓的計(jì)算方法一般采用靜力觸探實(shí)測數(shù)據(jù)，而靜力觸探測定為靜壓下沉過程中土體阻力特性，與負(fù)壓下沉筒土作用過程有較大差異.為提高采用靜力觸探方法估算負(fù)壓下沉阻力的準(zhǔn)確性，有必要對(duì)筒型基礎(chǔ)靜壓下沉進(jìn)行研究.

Andersen等[1]總結(jié)了一系列在密砂中裙板式基礎(chǔ)的靜壓沉放原型測試及模型試驗(yàn)，提出側(cè)壁阻力按照桶-土摩擦，桶端阻力基于地基極限承載力理論進(jìn)行計(jì)算.陳飛[2]在飽和砂土中針對(duì)傳統(tǒng)筒型基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)和寬淺式筒型基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)，分別開展了筒型基礎(chǔ)靜壓沉放試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)筒壁下沉過程中存在明顯的擠土效應(yīng)；傳統(tǒng)筒型基礎(chǔ)還存在土塞效應(yīng).劉潤等[3]通過模型試驗(yàn)研究了無黏性土中筒型基礎(chǔ)靜壓下沉阻力，認(rèn)為筒體下沉所需貫入力的增長速度隨深度而增加；并結(jié)合基礎(chǔ)承載力公式提出了考慮筒內(nèi)外擠土差異的桶端阻力計(jì)算方法.霍知亮[4]采用速率控制法和力控制法對(duì)筒型基礎(chǔ)進(jìn)行靜壓下沉試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，土塞隆起接觸到桶蓋時(shí)，桶-土形成整體使得下沉阻力明顯增大.閆澍旺等[5]采用耦合的歐拉-拉格朗日分析方法通過位移控制法和力控制法2種下沉方式，得出不同強(qiáng)度的黏土中筒型基礎(chǔ)下沉阻力和下沉深度的關(guān)系及土塞高度.楊旭等[6]針對(duì)土體大變形和接觸非線性等問題，建立筒型基礎(chǔ)動(dòng)態(tài)、連續(xù)沉放過程的有限元模型，模擬出靜壓下沉過程中筒壁內(nèi)外側(cè)擠土效應(yīng)的差異情況.李大勇等[7]分析了砂土中筒壁摩阻力和筒尖端承載力隨埋深的變化關(guān)系，認(rèn)為筒基礎(chǔ)內(nèi)部土體提供了較大部分的承載力，而外壁摩擦力及尖端承載力貢獻(xiàn)較小.

Randolph等[8]將拱效應(yīng)的理論首次引入土塞效應(yīng)中.賈海莉等[9]提出土拱理論中拱腳的存在形式、拱形、拱體幾何參數(shù)及微觀特性等幾個(gè)值得探討的問題，認(rèn)為拱腳的存在形式有直接拱腳、摩擦拱腳、土體拱腳及二異拱腳4 種.

綜上所述，對(duì)于筒型基礎(chǔ)的沉貫過程阻力變化的研究從理論試驗(yàn)的角度出發(fā)，均發(fā)現(xiàn)筒-土摩阻力、土塞、沉貫阻力三者之間相互影響.本文開展了筒型基礎(chǔ)模型在砂土中靜壓沉貫試驗(yàn)，旨在揭示靜壓下沉中由于土拱效應(yīng)引起的筒體內(nèi)土壓力增加、端阻力發(fā)揮程度，以及筒內(nèi)土塞的發(fā)展變化過程.

1 筒內(nèi)土拱計(jì)算分析

土拱的形成是在荷載作用下土體產(chǎn)生不均勻位移調(diào)動(dòng)自身抗剪強(qiáng)度以抵抗外荷載的結(jié)果，故其拱形及結(jié)構(gòu)是合理的，這種拱形被稱為合理拱軸線[9].合理拱軸線的受力特點(diǎn)是拱體單元剪力和彎矩均為零，只受軸力作用.土拱在外力作用下能產(chǎn)生一定的位移而不破壞符合靜定三鉸拱的受力模式，在均布荷載作用下拱軸線方程為拋物線.

為分析筒壁對(duì)土體的約束而對(duì)內(nèi)壁土壓力產(chǎn)生的影響，做以下假定：① 筒壁粗糙且不發(fā)生變形；② 填土均勻無黏性；③ 筒壁與接觸土體充分摩擦.

筒型基礎(chǔ)土拱為三維，即厚殼結(jié)構(gòu)為軸對(duì)稱狀態(tài)的空間土拱，在空間內(nèi)有一對(duì)稱軸，殼體中面是由一條和對(duì)稱軸共面的曲線繞對(duì)稱軸旋轉(zhuǎn)構(gòu)成.根據(jù)計(jì)算力學(xué)理論，將其簡化為一個(gè)包含對(duì)稱軸和經(jīng)線的平面問題進(jìn)行研究,取平面土拱進(jìn)行分析；因上覆土重力和筒壁的摩擦影響，小主應(yīng)力發(fā)生向上偏斜，使兩側(cè)筒壁之間的主應(yīng)力軌跡線形成連續(xù)拱曲線，即為小主應(yīng)力拱，其應(yīng)力狀態(tài)可用莫爾應(yīng)力圓表述(見圖1).圖中，σ3為拱內(nèi)小主應(yīng)力；φ為土體內(nèi)摩擦角；σh,σv為水平、豎向應(yīng)力；θ為特征角.

圖1 拱線受力圖

假設(shè)合理土拱的厚度為t，拱高為f，根據(jù)三鉸拱的靜力平衡條件對(duì)土拱進(jìn)行受力分析，如圖2所示.圖中，q為土拱上部均布荷載；qu為土拱底部承載力；V1為拱支座處的豎直反力；H1為拱支座處的水平反力；d為拱直徑；σ1為拱內(nèi)大主應(yīng)力.豎直反力和水平反力計(jì)算式為

(1)

(2)

圖2 土拱效應(yīng)示意圖

土拱的跨中界面處是最不利的位置，其應(yīng)力狀態(tài)為

(3)

σ1=q

(4)

筒內(nèi)土拱的極限控制條件與M點(diǎn)相同，根據(jù)土體極限平衡狀態(tài)可知

(5)

聯(lián)立式(3)～(5)得到

(6)

拱腳處的極限平衡狀態(tài)為

V1=H1tanφ

(7)

聯(lián)立式(1)、(2)、(6)、(7)得到

(8)

聯(lián)立式(1)、(8)得到

(9)

根據(jù)靜力平衡條件可知，土拱效應(yīng)引起的土體剪力T與V1相等，根據(jù)摩擦學(xué)原理[10]剪應(yīng)力τ與法向應(yīng)力之間存在如下關(guān)系：

(10)

式中，μ為土與筒裙的摩擦系數(shù)；σharc為土拱引起的水平土壓力.

筒體內(nèi)部總土壓力為

σ=σ0+σharc

(11)

式中，σ為內(nèi)部總土壓力；σ0為靜止土壓力,σ0=qK0，K0為靜止土壓力系數(shù).

2 筒型基礎(chǔ)靜壓下沉模型試驗(yàn)

2.1 試驗(yàn)裝置

筒型基礎(chǔ)室內(nèi)模型試驗(yàn)裝置主要由加載系統(tǒng)、筒型基礎(chǔ)模型、模型槽及測讀系統(tǒng)組成.其中，模型槽尺寸為1 500 mm×1 000 mm×1 200 mm(長×寬×高)，正面一側(cè)為鋼化玻璃，其余4面為鋼板.測讀系統(tǒng)由應(yīng)變采集儀、量力環(huán)、LDT傳感器、土壓力盒及數(shù)碼相機(jī)組成，裝置示意圖如圖3所示.

(a) 模型示意圖

(b) 模型實(shí)物圖 (c) 土壓力盒布置圖3 試驗(yàn)裝置示意圖(單位：mm)

2.2 筒型基礎(chǔ)模型

筒型基礎(chǔ)模型采用半模鋼筒，模型尺寸如表 1所示.為研究筒體下沉過程中筒土相互作用，在筒體內(nèi)外壁預(yù)留凹槽位置處分別布設(shè)4個(gè)土壓力盒，間距為100 mm，受力面朝向土體.內(nèi)側(cè)土壓力盒由上向下依次記為I-1，I-2，I-3，I-4，外側(cè)記為O-1，O-2，O-3，O-4，如圖3(c)所示.其中，最下端土壓力盒(O-4，I-4)距離筒體端部50 mm；在筒型基礎(chǔ)的頂部預(yù)留孔洞以便內(nèi)部土壓力盒的導(dǎo)線引出.沿筒型基礎(chǔ)貫入的軸向方向依次預(yù)埋3個(gè)土壓力盒，間距為100 mm，由上向下依次記為P-1，P-2，P-3.

表1 各工況模型尺寸

2.3 試驗(yàn)土體

試驗(yàn)地基土采用石英砂，顆粒級(jí)配曲線見圖4.填砂時(shí)控制一定的落砂高度，分層攤鋪，每層厚度為5 cm，根據(jù)砂土密度及每層體積計(jì)算出每層砂土質(zhì)量，分成壓實(shí)，整平至設(shè)計(jì)高度，并鋪設(shè)染色砂作為分層標(biāo)記.每填一層后靜置12 h，以保證每次試驗(yàn)樣本的均一性.試驗(yàn)用砂內(nèi)摩擦角為32.6°，重度為15.6 kN/m3，相對(duì)密度為0.67，不均勻系數(shù)為3.24，曲率系數(shù)為0.573.

圖4 粒徑級(jí)配累積曲線

2.4 試驗(yàn)方法與過程

試驗(yàn)前在鋼化玻璃內(nèi)側(cè)涂抹凡士林以減小筒型基礎(chǔ)與鋼化玻璃的摩擦，試驗(yàn)時(shí)采用靜壓沉貫，位移控制沉貫深度，每級(jí)加載位移3 mm.每級(jí)位移加載完成15 min后，分別采集土體位移場和土壓力盒數(shù)據(jù)，同時(shí)記錄筒體內(nèi)部土塞的發(fā)展?fàn)顩r，因土壓力測量的離散性，每個(gè)工況均進(jìn)行平行試驗(yàn)，以保證試驗(yàn)的合理性.

3 靜壓下沉試驗(yàn)結(jié)果分析

3.1 土壓力分析

3.1.1 內(nèi)壁土壓力分析

圖5為I-4土壓力盒實(shí)測結(jié)果及其根據(jù)式(11)的計(jì)算結(jié)果.因工況T2，T3的實(shí)測值曲線較為接近，取其中一條與工況T1進(jìn)行對(duì)比分析.可以看出，筒壁內(nèi)側(cè)土壓力隨入土深度的增加而迅速增大，這與Randolph等[8]研究的管樁內(nèi)側(cè)土壓力隨深度指數(shù)級(jí)增長的理論解類似.結(jié)合1.1節(jié)計(jì)算可知,在筒體下沉過程中，內(nèi)部土體產(chǎn)生不均勻變形形成土拱效應(yīng)，導(dǎo)致內(nèi)部土壓力增大. 各工況與實(shí)測結(jié)果較為吻合，可驗(yàn)證本文考慮土拱效應(yīng)時(shí)推導(dǎo)出土壓力理論公式的合理性.

圖5 內(nèi)壁土壓力曲線圖

3.1.2 外壁土壓力分析

筒體踏面對(duì)下部土體產(chǎn)生約束作用形成楔形彈性壓實(shí)核，此時(shí)筒體踏面與基礎(chǔ)底面類似，壓實(shí)核隨筒體同步下沉.根據(jù)Terzaghi[11]假設(shè)，刃腳踏面與壓實(shí)核的夾角為45°+φ/2.由于端部踏面土受到擠壓排向筒壁內(nèi)外側(cè)，當(dāng)筒壁進(jìn)入土體的體積大于土體的壓縮量時(shí)，筒壁外圍的土體涌向筒壁產(chǎn)生非靜止土壓力，因此，外壁土壓力可以采用考慮變形的朗肯土壓力[12]計(jì)算式，即

(12)

文獻(xiàn)[13]認(rèn)為,達(dá)到主動(dòng)土壓力時(shí)的位移量為(-0.001～-0.003)h，h為擋土結(jié)構(gòu)物的高度，即為sa，而達(dá)到被動(dòng)土壓力時(shí)的位移量為(0.02～0.05)h.設(shè)筒型基礎(chǔ)達(dá)到被動(dòng)土壓力極限值所需的位移量sP= 5%h= -15sa，取向填土方向移動(dòng)為正；根據(jù)不同的土塞閉塞程度對(duì)筒外土體位移s進(jìn)行取值，如表2所示.

由圖6土壓力盒O-4可見，各工況實(shí)測值與式

表2 外部土體位移取值

(12)計(jì)算值的發(fā)展趨勢相同，二者之間基本吻合.工況T2，T3的實(shí)測值接近，與折減系數(shù)為0.247的計(jì)算值吻合度較好.

圖6 外壁土壓力曲線圖

3.1.3 筒體內(nèi)部土壓力

筒體沉貫過程中各工況土塞內(nèi)部的土壓力盒實(shí)測值如圖7所示，工況T1的土壓力值最大，T2，T3的土壓力值較為接近；但各工況土壓力峰值均出現(xiàn)在筒體端部，即剛好貫入到預(yù)埋位置(見圖7中)，其后壓力盒進(jìn)入筒體內(nèi)部，土壓力值隨貫入深度逐漸減小.可見在筒體貫入土體過程中，其端部以下土層形成土拱，其后土拱被擠壓滑移至筒體內(nèi)部，所以各工況的土壓力盒P-2進(jìn)入筒體內(nèi)后，在土拱的保護(hù)下量測值基本保持不變.結(jié)合圖7可知，T1的閉塞程度較T2 ，T3大，因此，拱效應(yīng)與土塞的閉塞程度之間成正相關(guān)關(guān)系.

圖7 內(nèi)部土壓力盒實(shí)測值

3.2 沉貫阻力與預(yù)測

在沉貫過程中當(dāng)下沉力與自重滿足下式時(shí)筒體即可下沉：

F+G=R=Rfo+Rfi+Rtip+Rfarc

(13)

式中，F(xiàn)為貫入力；G為模型自重；R為總阻力；Rfi，Rfo為內(nèi)、外摩阻力；Rtip=quAtip為端阻力，Atip為筒底踏面面積；Rfarc=V1為土拱阻力.

各工況中靜壓沉貫筒體所需的貫入力如圖8所示，在沉貫過程中貫入力隨深度增加，前期貫入阻力呈線性增加，當(dāng)貫入深度達(dá)到200 mm時(shí)貫入阻力陡增，各工況的貫入力發(fā)展趨勢類似.在200 mm深度時(shí)開始出現(xiàn)土塞現(xiàn)象，工況T1在貫入深度達(dá)到300 mm時(shí)，貫入力較工況T2，T3更大，表明其筒內(nèi)土塞效應(yīng)更為明顯.

由圖8、圖9可知，在貫入過程中隨口徑的增大貫入力逐漸減小，但土拱效應(yīng)引起的阻力占總阻力的百分?jǐn)?shù)逐漸增大，最高可達(dá)總阻力的70%.

圖8 貫入力曲線圖

圖9 土拱阻力占貫入阻力的百分?jǐn)?shù)

3.3 端阻力分析

圖10中工況T1的端阻力較T2，T3大，在前期三者均呈線性增大，在貫入深度為200 mm時(shí)均成指數(shù)級(jí)增長，沉貫結(jié)束后工況T1的端阻力遠(yuǎn)大于T2，T3，其原因是T1閉塞程度較二者大，但3個(gè)工況的端阻力均遠(yuǎn)小于總的沉貫阻力R，這與李大勇等[7]的試驗(yàn)結(jié)論吻合.

圖10 筒端阻力變化曲線

3.4 沉貫過程中土塞的發(fā)展趨勢

通常描述形成土塞的指標(biāo)有土塞率RL和土塞增長率RI.RL定義為土塞長度L與貫入深度D的比值，即

(14)

式中，L為土塞長度；D為筒體的入土深度.

RI定義為土塞長度增量與貫入深度增量的比值，即

(15)

式中，dD為筒體的單位貫入增量；dL為筒體單位貫入增量為dD時(shí)的土塞高度增量.用土塞增長率描述開口筒型基礎(chǔ)的閉塞程度，土塞增長率值越小表明筒體內(nèi)部土體閉塞越明顯，當(dāng)RI= 0 時(shí)筒體處于完全閉塞狀況；當(dāng)RI= 100%時(shí)，為完全不閉塞的內(nèi)核狀況.

在沉貫過程中土體在筒壁的作用下產(chǎn)生剪切滑動(dòng)，宏觀表現(xiàn)為筒壁端部刺入土體.隨著筒體入土深度的增大，土塞長度隨之增大，土-筒壁之間的摩阻力增大，帶動(dòng)筒內(nèi)土塞產(chǎn)生向下的位移，筒內(nèi)土塞高度開始逐漸低于原土面高度，筒內(nèi)土顆粒經(jīng)歷一個(gè)逐漸壓縮密實(shí)楔緊的過程；靠近筒壁的砂土顆粒剪切位移較大，宏觀表現(xiàn)為靠近筒壁的染色砂顆粒向下移動(dòng)，產(chǎn)生一個(gè)上凸的‘拱形’，如圖11所示.

由圖12(a)中可以看出，工況T1，T2在筒體下沉深度小于190～290 mm時(shí)，土塞增加的高度與筒體入土的深度相同，在深度大于290 mm時(shí)土塞的長度逐漸小于筒體的下沉深度；工況T1中口徑較小，初始貫入階段出現(xiàn)明顯的擠土現(xiàn)象導(dǎo)致土塞率值大于1，在貫入深度大于150 mm后土塞長度開始小于筒體貫入深度.

圖11 T2土塞形成示意圖

圖12(b)為各工況筒體貫入過程中土塞增長率的變化情況，工況T1在初始階段土塞增長率大于100%，并隨著貫入深度的增大而減小，沉貫結(jié)束時(shí)土塞增長率為65%，筒體閉塞較為顯著；在工況T2和T3貫入深度至200 mm時(shí)RI<100%，土塞效應(yīng)與圖8貫入力在200 mm深度處開始陡向增長吻合；在沉貫結(jié)束時(shí)土塞增長率分別為70%和80%，此時(shí)土塞處于不完全閉塞狀態(tài).黃生根等[14]型基礎(chǔ)在貫入深度達(dá)到1倍口徑時(shí)土塞開始形成.

(a) 沉貫過程中土塞率變化

(b) 土塞增長率曲線圖12 土塞長度變化曲線

結(jié)合圖10可知，T2，T3的貫入阻力大小接近，這與圖12(b)中T2,T3土塞閉塞程度相吻合；對(duì)比分析工況T2，T3的土塞率在290 mm深度處出現(xiàn)閉塞現(xiàn)象與土塞增長率在200 mm深度處出現(xiàn)閉塞現(xiàn)象對(duì)土塞閉塞程度判斷可知，在口徑較大、土塞長度無明顯變化時(shí)，將土塞率作為判斷閉塞程度的判據(jù)，其結(jié)果誤差較大.

4 結(jié)論

1) 在砂土中，筒型基礎(chǔ)下沉過程中筒體內(nèi)壁土壓力與貫入力的增長趨勢相同，增長速度隨深度而增加，而外壁土壓力成線性趨勢增大，更接近極限被動(dòng)土壓力值，可用折減的被動(dòng)土壓力進(jìn)行計(jì)算.

2) 土塞閉塞程度隨筒體口徑增大而降低，土拱阻力在沉貫過程中占貫入總阻力的比例成增大的趨勢，是沉貫阻力的重要組成部分，且土拱被擠壓進(jìn)筒體內(nèi)部是導(dǎo)致筒內(nèi)土壓力增大的原因之一.

3) 沉貫深度達(dá)到1倍口徑深度時(shí)開始出現(xiàn)土塞現(xiàn)象，工況T1,T2,T3中沉貫結(jié)束時(shí)土塞增長率分別為65%，70%，80%，表明土塞閉塞程度隨口徑的增大而減輕.

4) 基于土拱效應(yīng)理論建立了筒內(nèi)壁土壓力計(jì)算公式，建立了考慮桶內(nèi)土塞作用的貫入力預(yù)測計(jì)算方法，對(duì)比發(fā)現(xiàn)理論計(jì)算結(jié)果與靜壓下沉試驗(yàn)數(shù)據(jù)吻合較好.

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