黏土中隔艙吸力式鋼圓筒安裝及水平受荷試驗研究

郭 偉，王吉軒，任宇曉，張 龍

（1.天津大學 建筑工程學院，天津 300072；2.天津大學 水利工程智能建設與運維全國重點實驗室，天津 300350；3.天津大學 濱海土木工程結構與安全教育部重點實驗室，天津 300350）

隨著海洋資源開發利用及海洋貿易的不斷發展，港口碼頭、人工島、跨海大橋等一系列大型海洋工程建設如火如荼。由于近海區域多為淤泥質的軟土地基，傳統的重力式結構無法發揮其承載特性，或需對地基采用大規模的加固處理，成本較高。深埋式大直徑圓筒結構因無需對軟土地基進行處理的優點被廣泛應用于深海人工島［1］、防波堤［2-3］等項目建設中。但深埋式大直徑圓筒結構在安裝時往往需要配備振錘振動下沉，對施工環境條件、施工裝備、施工控制技術等要求較高，且振動下沉過程中，會對地基土產生較大的擾動。

基于上述背景，結合深海吸力式基礎［4-5］采用負壓吸力安裝的方式，提出新型的隔艙吸力式鋼圓筒作為島壁或碼頭岸壁結構，在鋼圓筒內部設置隔艙板，將結構分為上下兩個隔艙，通過對下艙抽氣實現隔艙吸力式鋼圓筒在負壓吸力作用下的下沉安裝，安裝到位后向其上艙裝入填料增加其整體穩定性。

吸力式基礎在安裝時受到的阻力包括筒壁與土體之間的摩阻力、筒裙端部的端阻力。吸力式基礎安裝理論比較完善［6-7］，影響吸力式基礎貫入深度的重要因素是“土塞效應”［8-9］，土塞高度受基礎尺寸、土壤性質以及負壓大小影響［10-12］，同時也有相應的土塞高度預測方法［13］為吸力式基礎安裝提供理論參考。

大直徑鋼圓筒島壁結構以及類似的筒型基礎式防波堤等結構，在安裝完成后其所受的外荷載主要是水平荷載，破壞模式一般為平動或轉動［14-16］，結構承載力主要由地基土的法向土抗力、筒土間的切向摩阻力以及筒裙端部的端阻力提供，承載力理論計算方法主要是極限平衡法［17-20］，結構的承載特性與筒土接觸面積及地基土的土壤性質密切相關［21-25］。因此為保證鋼圓筒承載力，應盡量保證地基土的均質性及完整性，提高筒土協同承載能力。

綜上所述，目前關于大直徑鋼圓筒島壁結構的研究主要集中于結構的承載特性，而對于如何優化傳統大直徑鋼圓筒島壁結構的安裝過程尚存在空白。針對所提出的隔艙吸力式鋼圓筒島壁結構，設計完成了該隔艙吸力式鋼圓筒關于安裝和承載的室內模型試驗，同時將傳統大直徑鋼圓筒結構設置為對照組，對比了二者下沉阻力及水平承載特性等指標，在此基礎上討論了改變上下隔艙高度比對隔艙吸力式鋼圓筒土塞發育及承載特性的影響。

1 模型試驗設計

1.1 試驗布置

圖1和圖2所示分別為貫入和承載試驗布置，模型箱尺寸為1.5 m×1.0 m×1.0 m（長×寬×高），模型箱底部鋪設200 mm 厚粗砂層用于固結過程排水，上覆500 mm 厚黏土，黏土層上加入20 mm 厚水層以模擬海洋環境。

圖1 貫入試驗布置Fig.1 Schematic diagram of penetration test layout

圖2 承載試驗布置Fig.2 Schematic diagram of bearing capacity test layout

貫入安裝試驗中，為保證鋼圓筒的垂直貫入，將鋼圓筒放置于帶有滑輪的固定架中，固定好LVDT，連接好負壓傳感器及抽氣設備。鋼圓筒首先在自重作用下，下艙形成密閉空間，之后打開真空泵通過逐級施加真空吸力控制鋼圓筒勻速緩慢下沉至最終位置時結束負壓貫入試驗。作為對照組的壓力貫入試驗中，固定好LVDT后逐級添加加載塊至鋼圓筒貫入到指定位置時結束壓力貫入試驗。

貫入試驗完成后，靜置一周，進行水平承載力試驗，在固定好LVDT、激光位移傳感器及傾角傳感器后，采取逐級加載的方式進行加載，每級荷載下鋼圓筒位移穩定后施加下一級荷載，當某級荷載作用下位移開始急劇增大時，視為鋼圓筒達到破壞狀態，此時結束試驗。

負壓吸力由模型箱外的真空泵及真空罐逐級施加，通過在筒頂逐級施加加載塊完成壓力貫入，通過滑輪組將砝碼的重力轉化為施加在鋼圓筒上的水平荷載。負壓貫入過程中筒內負壓通過負壓傳感器測量（型號：CYYZ11-B-62），量程-20 kPa，精度0.5%，貫入過程中土塞發育及鋼圓筒的貫入深度通過固定在模型箱橫梁上的位移傳感器LVDT進行測量（型號：5G107），量程200 mm，精度0.25%。

承載力試驗中鋼圓筒水平位移通過固定在模型箱橫梁上的位移傳感器LVDT以及側面的激光位移傳感器進行測量（型號：AM-D100），量程100 mm，精度0.1%；鋼圓筒的轉角由固定在筒頂的傾角傳感器測得，精度0.01°；試驗數據通過數采儀（型號：DH3861N）實時記錄。

1.2 模型筒

試驗采用鋼制鋼圓筒模型，模型直徑D=100 mm，長度L=200 mm，長徑比L/D=2，上、下艙高度分別為L1、L2，鋼圓筒筒壁厚度t1=1 mm，隔艙板厚度t2=2 mm。在隔艙板中間開口通過直線軸承連接一根不銹鋼棒，不銹鋼棒一端固定輕質墊片，用于測量內部土塞高度，隔艙板兩側分別設有出氣口連接負壓傳感器和真空桶，模型筒結構如圖3所示。

通過將隔艙板設置在不同高度，隔艙吸力式鋼圓筒分為不同上下艙高度L1、L2，為揭示黏土地基上貫入方式及貫入深度對鋼圓筒貫入阻力及承載特性的影響規律，設置了3 組不同上下隔艙高度比的隔艙吸力式鋼圓筒以及1組傳統鋼圓筒結構模型，詳細參數見表1。

表1 模型試驗參數Tab.1 Parameters for model test

1.3 試驗土體

高嶺土是典型的海洋黏土地基，被廣泛作為研究海洋工程承載特性的室內模型試驗及原型試驗的地基土體［26］，試驗采用規格為水洗1 250 目的高嶺土模擬軟黏土地基。采用堆載固結的方式提高試驗槽中高嶺土泥漿強度，固結壓力15 kPa。試樣具體制備方式：首先試驗箱底部鋪設排水管網，并在排水管上纏繞土工布，上覆厚度200 mm 的飽和粗砂作為反濾層，并在粗砂表面鋪設土工布以增強排水效果；之后將高嶺土粉末與水充分混合，制備成含水率46%的高嶺土泥漿，將其倒入模型箱，厚度500 mm；最后在泥漿上部鋪設土工布和50 mm厚的細砂層，依次放置加載板及加載塊，使高嶺土泥漿均勻受荷。

固結過程中，通過高嶺土泥漿內距水面0.10 m、0.18 m 孔壓計PW1、PW2 測量土體中超孔壓消散情況如圖4所示，超孔壓數據采集時間為46 d。堆載初期土體內部超孔壓升高，隨著固結時間的增長超孔壓逐漸消散，土體內部孔壓趨近靜水壓力。

圖4 超孔壓消散曲線Fig.4 Dissipation curve of excess pore pressure over time

通過模型箱上布置千分表測量固結過程中土體沉降如圖5所示，堆載初期土體沉降較快，隨著時間的發展，土體沉降逐漸趨于穩定，固結完成后高嶺土土體沉降26.04 mm。隨著土體內部超孔壓消散至靜水壓力，土體內部有效應力增大，土體固結沉降趨緩。

圖5 土層沉降曲線Fig.5 Settlement curve of soil layer

固結完成后，采用十字板剪切儀測定不排水抗剪強度Su，采用烘干法測定含水率，采用環刀法測定密度，采用液塑限聯合測定儀測定液塑限，得到土體主要參數見表2。

表2 高嶺土物理力學參數Tab.2 Physical and mechanical parameters of kaolin clay

2 貫入試驗結果與分析

2.1 所需負壓及貫入阻力分析

Houlsby和Byrne［7］指出，黏土中吸力式基礎貫入過程所需吸力可按式（1）計算：

式中：h為吸力式基礎貫入深度；Do、Di分別為外徑和內徑；αo、αi分別為外、內摩阻力因子，鋼圓筒外壁較光滑，分別取0.20、0.25；Nc為承載力系數，一般取9；γ'為黏土有效重度；V為吸力式基礎自重。

得到采用吸力貫入的C1、C2、C3鋼圓筒貫入過程所需吸力與Houlsby理論［7］計算值對比如圖6所示?？梢钥闯?，在貫入初期，理論計算所需負壓略大于實際負壓，這是因為理論計算值并未考慮吸力式鋼圓筒的初始貫入深度，試驗中需要下艙在自重作用下貫入土中一定深度形成密閉空間才能繼續施加負壓。隨著貫入深度的增加，理論計算結果與試驗結果十分接近，Houlbsy和Byrne［7］關于吸力式沉箱下沉所需吸力值的計算方法同樣適用于隔艙吸力式鋼圓筒下沉吸力值的計算。

圖6 所需吸力與理論值對比Fig.6 Comparison of required suction and theoretical value

貫入過程中，采用逐級加載的方式控制鋼圓筒勻速緩慢下沉，因此鋼圓筒的貫入阻力與施加壓力相等，得到負壓貫入的C1、C2、C3鋼圓筒以及壓力貫入的C4鋼圓筒貫入深度與貫入阻力對比如圖7所示。

圖7 不同貫入方式貫入阻力對比Fig.7 Comparison of penetration resistance of different penetration modes

在貫入深度為0～27.8 mm時，采用負壓貫入的C1、C2、C3隔艙吸力式鋼圓筒貫入阻力與采用壓力貫入的C4 傳統大圓筒結構阻力近似相等，在貫入深度大于27.8 mm 時，負壓貫入克服的阻力小于壓力貫入克服的阻力。對于相同貫入深度C2、C4 鋼圓筒，采用負壓貫入的C2 筒達到最終貫入深度時，對應貫入阻力109.5 N，而采用壓力貫入的C4 鋼圓筒達到相同貫入深度時，貫入阻力為118.6 N，采用吸力貫入的貫入阻力相比壓力貫入的貫入阻力減小了7.67%。這是因為施加負壓吸力時，在滲流作用的影響下，減小負壓下沉時筒裙端部端阻力，使得負壓貫入的阻力小于壓力貫入的阻力，減小值為吸力值與筒裙端部面積的乘積［7］。當施加負壓較小時，負壓對于端阻力的減小效果并不明顯，隨著負壓的增大，減阻效果逐漸增大。且試驗中的高嶺土為黏性土，滲透系數較小，實際地基土一般是由黏土、粉土、砂土組成，其滲透系數較大，因此在實際工程中負壓減阻效果更明顯。

2.2 土塞特性分析

土塞發育的評價可根據m法［13］，m值等于土塞體積與鋼圓筒筒裙貫入深度體積的比值，如式（2）所示?？梢杂糜陬A測特定尺寸吸力式筒型基礎土塞高度。

式中：hp為土塞高度。

通過筒內的土塞測桿測得貫入完成后不同上下隔艙高度比L1/L2的鋼圓筒內土塞高度如圖8所示，L1/L2=2.28、1.00、0.56的C1、C2、C3鋼圓筒的土塞高度分別為1.44、4.99、8.87 mm，土塞高度占下艙L2的高度比例分別為2.36%、4.99%、6.93%。下艙高度越大，負壓貫入過程中其土塞所占比例越高。圖8 中直線為m法預測土塞高度，m=0.6，m法在負壓較小時預測土塞高度較為準確；隨著貫入深度的增大，施加負壓逐漸增大，過大的負壓會導致地基土加速涌入艙內［27］，使得C2、C3鋼圓筒在貫入后期土塞高度增長較快，m值與試驗誤差較大。這是因為在確定m值時，便假定土塞高度隨著貫入深度的增加成比例勻速增加，未考慮負壓的增大會導致筒內土塞加速隆起。

圖8 不同上下隔艙高度比鋼圓筒土塞高度Fig.8 Soil heave plug of bucket with different upper and lower ratio

3 水平承載力試驗結果與分析

3.1 水平承載力分析

對比不同鋼圓筒承載特性，根據Kelly等［28］的歸一化方法，可用式（3）所示：

式中：H為水平荷載；Hm為平均水平承載力；u為水平位移；OOCR為黏土超固結比，f4表示Hm/(SuD2)和u/D關系的無量綱函數。

得到C1、C2、C3、C4 鋼圓筒歸一化荷載—位移曲線如圖9 所示。從圖9 中可以看出，當歸一化水平位移位于0～0.02 之間時，相同貫入深度下，有、無隔艙板的C2、C4 鋼圓筒承載力近似相等；當歸一化水平位移位于0.02～0.05之間時，擁有隔艙板的C2鋼圓筒承載力略大于C4鋼圓筒；當歸一化水平位移大于0.05時，擁有隔艙板的C2 鋼圓筒與C4 鋼圓筒承載力差值進一步增大。在C2 鋼圓筒達到最大歸一化水平位移0.178 時，歸一化水平承載力為1.036；相同的位移下，C4鋼圓筒歸一化水平承載力為0.942，相比于無隔艙板的C4鋼圓筒，擁有隔艙板的C2 鋼圓筒承載力提高了9.98%。這是因為鋼圓筒在受到水平荷載作用下發生轉動，產生水平位移的同時，還會產生豎向位移。擁有隔艙板的C2鋼圓筒下艙土體會限制鋼圓筒豎向位移從而限制鋼圓筒的變形，使其承載力獲得提高。在受荷前期，鋼圓筒變形較小，隔艙板對鋼圓筒位移限制較??；隨著施加荷載增大，鋼圓筒位移的增大，隔艙板對鋼圓筒位移限制效果逐漸明顯，擁有隔艙板C2鋼圓筒抵抗變形能力增強，承載力逐漸提高。在實際工程中，鋼圓筒在振動下沉的過程中，地基土強度有所降低，其承載力相應也會降低。但由于試驗條件所限，文中采用靜壓下沉，并未對地基土造成振動破壞，C4 鋼圓筒承載力與C2鋼圓筒承載力差幅大于試驗中的差值。

圖9 不同鋼圓筒歸一化荷載—位移曲線Fig.9 Normalized load-displacement curve of different buckets

采用切線交點法［29］得到上下隔艙高度比L1/L2=2.28、1.00、0.56的C1、C2、C3鋼圓筒歸一化的極限水平承載力分別為0.290、0.680、1.036，對應的筒頂歸一化水平位移分別為0.116、0.072、0.067，如圖9 所示。L1/L2從2.28 降低到1.00、0.56，歸一化的極限水平承載力提高了134.48%、257.24%，水平位移減少了37.93%、42.24%。說明在L/D為定值的情況下，提高鋼圓筒下艙高度對提高承載力作用顯著。而對于限制位移效果小于承載力。這是由于鋼圓筒插入深度越大，地基土提供的土抗力越高，相應的承載力也越高，但由于土的強度遠低于筒，隨著施加荷載的增大，地基土變形增大，鋼圓筒變形隨之增大。

同時從試驗中觀察到，擁有隔艙板的鋼圓筒C2，其破壞模式：如圖10（a）所示的階段1，鋼圓筒與土體緊密貼合至遠離受力側土體與鋼圓筒恰好分離出現裂縫，此時對應歸一化水平荷載為0.5；如圖10（b）所示的階段2，筒土之間的縫隙逐漸發展，至鋼圓筒與土體顯著分離為臨界破壞狀態，此時對應歸一化的極限水平荷載為1.036。

圖10 C2鋼圓筒破壞模式Fig.10 Failure mode of bucket C2

無隔艙板的傳統鋼圓筒C4，其破壞模式：如圖11（a）所示的階段1，鋼圓筒與遠離受力側部分土體形成整體與地基土分離，且距鋼圓筒0.6D處地基土出現裂縫，此時對應歸一化水平荷載為0.5；如圖11（b）所示的階段2，階段1的筒土整體出現分離且與地基土裂縫增大，達到臨界破壞狀態，此時對應歸一化的極限水平荷載為1.036。

圖11 C4鋼圓筒破壞模式Fig.11 Failure mode of bucket C4

從圖10 和圖11 中可以看出，相同貫入深度下，有、無隔艙板的C2、C4 鋼圓筒模型在水平荷載作用下其破壞模式都可分為兩個階段，但筒土破壞趨勢有所區別：無隔艙板的C4在變形時，除筒土之間出現裂縫外，遠離受力側土體也會出現破壞。這是因為施加水平荷載時，鋼圓筒內部土體會出現變形，隔艙板的存在會限制下艙內部土體隆起，下艙土體也會限制隔艙板的位移從而限制鋼圓筒的變形，相較于傳統薄壁鋼圓筒結構其抵抗變形能力較強，在施加相同的歸一化水平荷載時，C4 傳統鋼圓筒地基土破壞區域相較具有隔艙板的C2鋼圓筒大，對發揮地基承載力不利。

上下隔艙高度比L1/L2=2.28、0.56 的C1 及C3 鋼圓筒臨界破壞狀態如圖12、圖13 所示，C1 鋼圓筒達到臨界破壞狀態時，除筒土接觸位置外，遠離受力側地基土出現裂縫，對于發揮地基承載力不利，C3 鋼圓筒在達到臨界破壞狀態時，遠離受力側地基土變形較小，遠離受力側土體幾乎保持了完整性。因此長徑比L/D為定值的情況下，上下艙隔艙高度比越小，鋼圓筒變形時地基土變形較小，穩定性更高。

圖12 C1鋼圓筒臨界破壞狀態Fig.12 Critical failure state of bucket C1

圖13 C3鋼圓筒臨界破壞狀態Fig.13 Critical failure state of bucket C3

3.2 轉動中心及彎矩分析

鋼圓筒在水平荷載作用下達到臨界破壞狀態時的轉動中心按式（4）及式（5）計算［19］求得。

式中：x0為轉動中心到鋼圓筒中軸線的水平距離，z0為轉動中心到鋼圓筒頂端的垂直距離，sv1、sv2為圖2（b）中鋼圓筒筒頂的兩個位移傳感器LVDT1、LVDT2測得的位移，l為LVDT1、LVDT2水平間距的1/2，sh為圖2（b）中側面激光位移傳感器測得的位移。計算得到處于極限承載力時鋼圓筒的轉動中心位置如圖14所示。

圖14 水平極限承載力時轉動中心位置Fig.14 Rotation center during horizontal ultimate bearing capacity

圖14顯示，4組試驗中鋼圓筒臨界破壞狀態時的轉動中心在水平方向上位于鋼圓筒中軸線附近，在深度方向上，以筒頂的荷載作用點為基點，轉動中心都位于0.8L至1.1L深度范圍內。對于有隔艙板的鋼圓筒而言，隨著上下艙高度比L1/L2的減小，轉動中心逐級上移，L1/L2=2.28、1.00、0.56的C1、C2、C3鋼圓筒轉動中心深度z0=0.98L、0.90L、0.87L，對應的轉動中心距荷載作用點（筒頂）高度分別為196.49、180.24、175.27 mm。

采用壓力貫入的C4傳統鋼圓筒結構轉動中心距筒頂深度為203.27 mm，相同貫入深度下有隔艙板的C2鋼圓筒轉動中心深度為180.24 mm，C2鋼圓筒的轉動中心深度減小了11.33%，在施加相同的水平荷載時，水平荷載產生的彎矩值更小，穩定性更高，隔艙板的存在能提高鋼圓筒的抗傾覆穩定性。

采用類似3.1節的歸一化方法，可按式（6）進行鋼圓筒彎矩承載力的歸一化［28］：

式中：M為彎矩荷載；V為豎向荷載，即鋼圓筒自重；θ為鋼圓筒的轉角，f3表示M/(SuD3)和θ關系的無量綱函數。

得到C1、C2、C3、C4鋼圓筒歸一化彎矩—轉角曲線如圖15所示。

圖15 不同鋼圓筒歸一化彎矩—轉角曲線Fig.15 Normalized bending moment-angle curve of different buckets

從圖15 中可以得到，相同貫入深度下，有、無隔艙板的C2、C4 鋼圓筒轉角位于0°～0.12°之間時，所受彎矩近似相等；當轉角大于0.12°時，在施加相同的水平荷載時，擁有隔艙板的C2鋼圓筒所受彎矩小于C4鋼圓筒，在施加最大水平荷載1.036 時，C2 鋼圓筒所受歸一化彎矩為1.864，轉角為4.760°，C4 鋼圓筒所承受歸一化彎矩為2.071，轉角為5.152°，有隔艙板的C2鋼圓筒所受彎矩相比無隔艙板的C4鋼圓筒減小了10.00%，轉角減小了7.61%。不僅是由于隔艙板的存在限制了鋼圓筒的位移，提高鋼圓筒的穩定性；而且由于C4 鋼圓筒轉動中心深度比C2鋼圓筒轉動中心深度更深，在施加相同的水平荷載時，其所受彎矩更大，更易產生傾覆現象。

采用切線交點法［29］得到上下隔艙高度比L1/L2=2.28、1.00、0.56的C1、C2、C3鋼圓筒歸一化極限彎矩承載力分別為0.571、1.221、1.761；鋼圓筒轉角分別為4.122°、2.271°、1.675°，如圖15 所示。歸一化的極限彎矩承載力提高了113.84%、208.41%；轉角減少了44.91%、59.36%。減小鋼圓筒上下隔艙高度比L1/L2，水平承載力提高的同時，鋼圓筒轉動中心上移，抗傾覆穩定性得到提高。

4 結 語

針對不同上下隔艙高度比L1/L2的隔艙吸力式鋼圓筒及傳統鋼圓筒結構開展室內模型試驗，獲得采用負壓貫入的隔艙吸力式鋼圓筒及壓力貫入的傳統鋼圓筒結構貫入阻力及承載特性。主要得到以下結論：

1）采用吸力貫入的鋼圓筒，在貫入初期，其貫入阻力與采用壓力貫入的鋼圓筒貫入阻力近似相等，隨著貫入深度的增加，由于負壓減阻效應，負壓貫入的阻力小于壓力貫入的阻力。且Houlsby和Byrne［7］提出的吸力式沉箱貫入阻力計算理論和Guo 等［13］提出的吸力式沉箱土塞高度預測公式同樣適用于隔艙吸力式鋼圓筒。

2）相同貫入深度的鋼圓筒，在承受水平荷載作用時，由于隔艙板對于鋼圓筒變形的限制作用，在達到相同位移時，有隔艙板的鋼圓筒水平承載力相比無隔艙板的傳統鋼圓筒有所提高。且有隔艙板的鋼圓筒轉動中心較淺，在施加相同水平荷載時，所受彎矩較小。

3）在長徑比L/D為定值的情況下，隨著隔艙吸力式鋼圓筒下艙高度增大，轉動中心上移，鋼圓筒承載力將顯著提高。相比于L1/L2=2.28的鋼圓筒，L1/L2=1.00、0.56的鋼圓筒轉動中心位置上移，水平極限承載力及彎矩極限承載力顯著提高。