防波堤橢圓形桶式基礎結構的貫入受力特性實驗研究

徐光明，顧行文，任國峰，蔡正銀，黃英豪，茅加峰

(1.南京水利科學研究院水文水資源與水利工程國家重點實驗室，江蘇 南京 210029;2.南京土壤儀器廠有限公司，江蘇 南京 210014)

隨著國民經濟的發展，對港口的需求不斷加大，而自然條件優越的港址多已被開發，因而不得不在自然條件較為不利的海岸區段擴建老港和建造新港，經常需要在深水軟土地基上修筑防波堤。對于低承載力的深厚軟泥土層地基，修建斜坡式防波堤或重力型直立式防波堤，都必須進行地基加固處理，才能提高地基承載力來保證防波堤的安全穩定。為了充分利用天然地基或盡量減少地基處理，近年創新性推出了多種新型結構形式防波堤［1］，大多為自重輕且基礎部分與地基有充分多的接觸面，例如鋼筋混凝土薄壁箱筒型基礎防波堤結構［2］。結構自重輕本身就能降低了對地基承載力的要求，而基礎部分與地基充分接觸則又可以將上部結構傳遞來的豎向荷載和側向荷載分布到更大范圍的地基土體中。天津港南疆東部港區北圍埝工程和天津港南疆北防波堤延伸工程中就采用了166組箱筒型基礎防波堤結構，每組由上下6個直徑12 m圓筒、壁厚0.35 m連接成一個薄壁空間結構，上部2只筒高8.3 m，構成擋浪部分，通過0.5 m厚的蓋板與下部4只倒扣的筒相連接。下筒高9 m，與連接墻一起構成基礎部分。當基礎完全埋入地基土層時，下筒內外壁及連接墻兩側與土相接觸的面積與基礎平面積(即蓋板面積)之比值，即接觸面積比，達到5.0。箱筒型基礎防波堤結構為陸地預制，浮運至指定位置，采用負壓下沉工法安裝就位。由于所貫入的土層為淤泥和淤泥質粘土，其不排水強度較低，均值約15 kPa，施工未遭遇大的困難。當基礎下沉就位后，蓋板上所有通氣孔被密封，筒內土體與基礎結構側壁在相對位移時將受到真空吸力作用，功效如同負壓吸力桶基礎［2］。

在某港區的新防波堤工程中，因其地基含有深厚軟粘土層，計劃采用一種類似箱筒型基礎但又不完全相同的新穎防波堤結構，即鋼筋混凝土橢圓形桶式基礎防波堤。如圖1所示，每組結構的上部由2只直徑8.9 m、高15.1 m、壁厚0.3 m的圓筒構成擋浪部分，簡稱上桶;每組結構的下部基礎則為一只倒扣的橢圓形桶，簡稱下桶，其長軸30 m、短軸20 m、高9.18 m，壁厚0.4 m，上桶與下桶之間靠厚0.4 m的混凝土蓋板相連接。下桶內腔設有4道厚0.3 m的內隔板，以增強整體剛度，同時將桶體劃分成9個格室。這種結構形式讓下桶基礎與地基土相接觸的面積大為增大，接觸面積比達到7.4。該防波堤地基由淤泥、粉質粘土和粉砂組成，其中淤泥土層的不排水強度均值約19 kPa，橢圓形下桶要穿越淤泥層而后著底于粉質粘土層上。為了掌握下桶基礎貫入下沉過程中可能遭遇到的貫沉阻力大小和變化特性，利用土工離心模型試驗，對這種桶式基礎結構進行了貫入下沉試驗模擬，分析研究了橢圓形桶式基礎所遭遇的下沉阻力特性、結構與土的摩擦特性、以及桶壁與內隔板應變分布狀況，為桶式基礎結構防波堤的施工設計提供技術參考。

圖1 橢圓形桶式基礎防波堤結構示意Fig.1 Schematic of breakwater with ellipse suction bucket as foundation

1 模型設計

在巖土工程中，土體自重引起的應力通常占支配地位，而土的變形和強度特性又是隨應力水平不同而表現不同，若在地面上1g(g為重力加速度，等于9.8 m/s2)條件下進行常規小比尺的模型試驗，設模型相似率為n，那么土和結構物中的自重應力水平就僅為原型自重應力水平的1/n，與原型土體中的應力水平相差甚遠，這樣，模型土體的性狀不能代表原型土體的性狀。所以，開展真正有價值的土工物理模型試驗研究，必須滿足模型中的土體和其中的結構物的應力水平與原型相等這一前提條件。將1/n縮尺模型置于旋轉的土工離心機中，使其承受n倍重力加速度的離心加速度的作用(此受力環境稱n倍重力加速度的超重力場)，這樣，模型土體和結構物中的應力水平就等同于原型中的應力水平，模型與原型的土體性狀一致，模型與原型性狀相似。土工離心模型試驗的相似性基本原則就是滿足模型與原型應力的相似性［3］，而借助離心機的運轉為土工離心模型創造一個與原型應力水平相同的應力場，表1匯總了本次模型試驗中主要物理量的相似比例關系。

表1 模型相似律Tab.1 Scaling law of similarity between prototype and model

1.1 模型設計

本模型試驗在南京水利科學研究院中型土工離心機NHRI-50 gt上進行，該離心機主要技術性能指標:1)有效旋轉半徑2.25 m;2)最大離心加速度250 g;3)模型箱凈空尺寸685 mm×350 mm×450 mm(長×寬×高);4)容量50gt。

參照在該離心機所完成的箱筒型基礎防波堤離心模型試驗研究經驗［4-5］，根據該原型桶式基礎結構防波堤斷面幾何尺寸，并結合考慮上述離心機及其模型箱尺寸等因素，選定模型幾何相似率n為80。

桶式基礎防波堤結構是鋼筋混凝土預制件，在模型試驗中用與其密度相近的鋁合金制作。桶身外圍周長和高度仍按幾何相似比尺制作，但由于模型和原型的材料模量不同，因此，需對桶壁、蓋板和內隔板截面作修正。桶式基礎防波堤是一種薄殼結構，需要承受橫向波浪荷載的作用，故表現為抗彎構件，因此，截面修正按等效抗彎剛度理論進行，公式如下［3］:

式中:下標m、p分別代表模型和原型，E為材料彈性模量，I為受彎構件的截面慣性矩，n是模型相似率。式(1)表明原型截面抗彎剛度EpIp是模型截面抗彎剛度EmIm的n4倍，可以根據模型材料的模量E的大小，適當調整截面慣性矩I的數值，即EmIm=EpIp/n4［5］。取原型鋼筋混凝土Ep和模型鋁合金Em分別為30 GPa和70 GPa，經過計算，模型桶式基礎防波堤結構的蓋板和外壁厚度應為3.8 mm，實際選用厚度4 mm鋁合金板制作，內隔板厚度應為2.8 mm，實際選用厚度3 mm鋁合金板制作。

另外，在模型桶式基礎的蓋板上設置9個可開啟可密封的氣孔與9個格室相聯系，在下沉過程中打開這些氣孔，而在基礎就位后則密封這些氣孔，讓桶體與地基土體發揮聯合抵抗荷載的作用效果。

1.2 模型制備

原型地基土層自上而下依次為:淤泥層、粉質粘土層、粉砂層。淤泥層和粉質粘土層的平均層厚分別為9.13 m和4.26 m，容重分別為15.8 kN/m3和19.2 kN/m3，相應的原位不排水強度值分別為19 kPa和60 kPa左右。粉砂層的容重為20.0 kN/m3，干密度達1.70 g/cm3，較為密實。

模型地基用原型擾動土樣自下而上逐層重塑而成，如圖2所示，其中上層淤泥層厚約114 mm，中間粉粘土層厚約53 mm，下層粉砂層厚約36 mm。在用排水固結法制備淤泥層和粉質粘土層時，粉砂層發揮排水層的作用，縮短制備時間。

具體制備過程如下，首先采用砂雨法制備粉砂層。將一種粉細砂土料自然風干，然后借助多孔砂漏斗，將其成層撒落在模型箱內，在由下而上制備過程中，始終保持落高相同，以控制模型地基土層上下密度均勻一致。選用的落高是根據設計干密度事先通過試驗確定的。

圖2 模型布置示意(單位:mm)Fig.2 Model setup of soil ground(unit:mm)

圖3 地基淤泥層的強度剖面分布(模型LSM1)Fig.3 Profile of in-situ undrained strength of muddy clay(Model LSM1)

其次采用預壓排水固結法依次制備粉質粘土層和淤泥層。將取自原型現場的粉質粘土制成泥漿，緩慢注入模型箱內，靜置一周后，自然沉積于粉砂層上，并逐漸形成具有一定強度的泥層。然后，將盛裝泥層的模型箱安裝到大型固結儀上。逐級加載固結。期間，即在土層固結過程中，使用袖珍貫入儀監測其不排水強度的發展，直至滿足預先設定的強度值要求，這一過程通常需要2～4周。按同樣的程序制備淤泥層，由于土層厚達114 mm，這一過程通常需要5～7周。圖3是所制備的地基淤泥層(模型LSM1)的原位不排水強度剖面圖，圖中圓點代表袖珍貫入儀試驗的強度實測值，虛線為實測點的擬合線，該層土原位強度均值接近目標強度值19 kPa。

1.3 大行程作動加載裝置

橢圓形桶式基礎防波堤結構的施工過程與箱筒型基礎防波堤結構的一樣，整個結構在岸上預制組裝，再拖運至目的地現場，首先利用自重作用讓其自然下沉入土，接著采用負壓下沉工法繼續促其下沉，直至基礎桶底著落在持力層上。負壓下沉工法就是通過抽水抽氣形成壓力差，產生向下推力讓其下沉，使下桶基礎完全嵌入地基土體中。

為了在高速旋轉的離心機運轉環境中進行負壓下沉貫入過程的模擬，新研發了一種大行程作動加載裝置，待模型下桶自重下沉后，再由該靜力作動加載裝置給模型防波堤結構施加下推作用力，促使模型桶體按一定速率貫入模型地基土層中。如圖2所示，大行程推力作動裝置由步進電機驅動蝸輪轉動，滾珠絲杠推動模型下桶基礎，推動速率恒定。其速率由單片機控制，推進速率設定范圍為0.02～8.00 mm/min，無級變速。本次試驗時大行程作動裝置的推進速率設定為6.00 mm/min。

2 模型測量和試驗程序

本次模型試驗主要研究桶式基礎貫入下沉過程中的下沉總阻力隨下沉位移的變化，在大行程推力作動裝置的推力作動端安裝了一只S形荷重傳感器測量下推力(圖2)，其型號為CSF-3A，量程是10 kN。利用模型箱頂蓋安裝固定了兩只應變式位移傳感器用于測量下桶基礎貫入位移量，其型號為YHD-150，量程是150 mm，傳感器的活動觸點置于下桶蓋板面上。

試驗主要步驟如下:首先，在制備好的模型地基土層中央放置下桶模型，下桶蓋板上的透氣孔均保持暢通狀態，并稍稍壓入淤泥土層幾毫米。其次，在模型箱上安裝大行程豎向荷載加載裝置和大量程位移傳感器。之后，整個模型移置于在離心機吊籃平臺中按設計加速度運轉，恢復地基土體原有的自重應力場。期間，下桶基礎在自重作用會自然沉入淤泥土層中，到達一定深度后保持穩定。接著，啟動豎向荷載加載裝置，按預先設定的等應變加載速率讓推力作動端向下行進，當它與下桶蓋板接觸后，給下桶緩緩施加豎向下沉作用力，促使桶體繼續向下貫入地基土層，直至桶底達到所設定標高位置。

本次研究中共開展了5組下沉模型試驗，其中模型LSM1地基淤泥層原位不排水強度均值最接近原型地基強度條件(圖3)，故將其作為典型試驗結果，按表1模型相似比換算至原型尺度予以分析，主要從下沉總阻力和側壁摩擦力以及壓應變隨下沉位移的發展變化三方面進行討論。

3 試驗結果與分析

3.1 受力分析

在對橢圓形下桶基礎的貫入試驗結果分析之前，先簡要分析一下原型所受到的下沉力和阻力，其中下沉力來自桶體自重和負壓合力，而阻力來自桶底的端阻力和入土段桶體的側壁阻力。在自重下沉階段，桶身自重大于端阻力和入土桶體的側壁阻力，當作用力和阻力平衡時，桶體不再下沉。此時需要從下桶格室中向外抽水抽氣，讓格室與外部大氣間形成壓力差，從而產生負壓作用力，促使桶體繼續往下貫入，即進入負壓下沉階段。由于淤泥滲透系數很小，這里的受力分析暫不考慮負壓過程中沿桶壁發生的滲流作用力，圖4即為該階段的豎向受力分析圖。圖中G'代表下桶在水下的自重力，單位是kN;Δpa為抽水抽氣在下桶格室與外界之間形成的壓力差;pu為桶體外壁和內隔板底面的平均端阻應力，它可以根據極限承載力公式計算獲得;f為桶體外壁和內隔板的兩側與土體之間的平均側壁摩擦力，它們的單位都是kPa。這樣，下沉總作用力F為(G'+Δpa·Ai)，這里Ai為格室橫截面面積，負壓產生的下沉力即為Δpa·Ai，而下沉總阻力R則為(f·As+pu·Ab)，這里As為入土桶體外壁和內隔板的兩側與土體相接觸的面積，Ab為桶體外壁和內隔板底面面積，這其中側壁阻力為f·As，底端阻力為pu·Ab。由于下沉速率控制得較小，下沉過程緩慢，可以認為下沉總作用力F和下沉總阻力R處于靜力平衡狀態，即數值相等。

離心模型試驗中下桶的貫入下沉就位過程也是分自重下沉和外力下沉兩個階段，在模型被加速至設計加速度80 g期間，下桶在自重作用下沉入淤泥土層，到達一定深度后停止。根據位移傳感器讀數增量值，加上放置桶式基礎模型時的壓入量，就是自重作用產生的下沉量，約為62.5 mm，換算至原型的自重下沉量就是5000 mm。之后，啟動大行程作動加載裝置給下桶施加推力，這個外推力相當于現場原型所施加的負壓作用力(Δpa·Ai)。在外推力作用下，模型桶體繼續向下貫穿淤泥土層，直至著底于粉質粘土持力層。

圖4 原型貫入下沉過程中桶體豎向受力分析Fig.4 Vertical force analysis during the penetration of lower bucket into soil by vacuum method

3.2 貫入阻力特性

圖5為桶式基礎模型LSM1外力貫入下沉過程中下沉總阻力和應變測量斷面內力的發展變化曲線，縱坐標為推力作用下新發生的貫入位移量。從下沉總阻力發展曲線可見，總阻力隨貫入位移量粗略呈線性增長趨勢。這是因為穿越同一土層過程中，桶底端阻應力pu變化不大，底端阻力項pu·Ab值也就基本不變，而在側壁阻力項f·As中，桶壁和隔板與土相接觸的面積As隨入土深度線性增大，若側壁摩擦力平均值f變化不大，則側壁阻力項f·As也就隨下推位移量線性增大，這樣，下沉總阻力R(即(f·As+pu·Ab))隨下推位移量增大而幾乎線性增長。

但當貫入位移量達到某一值時，圖5所示的下沉總阻力曲線出現明顯的轉折，即下沉總阻力發展速率由先前較小值陡然增大，轉折點表明下桶底端已觸及粉質粘土層以及下桶格室中的土體開始與頂蓋接觸。由于粉質粘土強度明顯高于淤泥土，桶底端阻應力pu值明顯高于淤泥層的值，桶底端阻力項pu·Ab數值突增。與此同時，格室中的土體與頂蓋接觸，又額外增加土塞阻力項。

由于下桶基礎的持力層即為粉質粘土層，桶體下沉過程應該止于桶體下端著底于粉質粘土層，因此，這個曲線轉折點處的下沉總阻力可以作為下桶基礎下沉到位時所需的臨界下沉總阻力Rcri。過了轉折點，貫入深度增加一點點，下沉總阻力就增加很多。對于模型LSM1而言，它所預測的原型臨界下沉總阻力Rcri約40 MN。由于該模型地基土層強度條件與原型較為接近，因此，原型桶式基礎防波堤結構臨界下沉總阻力Rcri估計在40 MN左右，即原型貫穿淤泥層著底就位所需施加的總下沉力約40 MN。

確定了下桶基礎結構的臨界下沉總阻力值Rcri，就可以初步估算出現場負壓工法中所需要產生的壓力差Δpa，根據前面的受力分析(圖4)，可以按下式計算:

經過計算，負壓工法中所需產生的壓力差Δpa約47 kPa。

需要說明的是，在原型現場采用負壓工法將下桶貫入地基土層時，桶壁與周圍土體之間會有滲流出現，而根據對石油平臺中的吸力桶基礎下沉和上拔試驗研究結果［6-7］，滲流的存在將在一定程度上減小側壁阻力。在本次模型試驗中，由于下桶是在外推力作用下貫入地基土層的，因此，試驗結果未能反映滲流的減阻效應。綜上所述，現場原型實際遭遇的臨界下沉總阻力應該小于模型試驗所預測的臨界下沉總阻力值，同樣，負壓工法中所需的壓力差也將小于所估算的壓力差。

3.3 側壁摩擦力特性

下面繼續探討下桶基礎在貫入下沉階段中桶壁和隔板與其周圍土體間的摩擦特性。這里需要做一些變換，假設下沉總阻力中的底端阻力項pu·Ab在貫穿淤泥層過程中不變，設推進下沉深度增量為ΔS，相應的下沉總阻力增量為ΔR，該增量就全部為側壁阻力項f·As的增量，即等于f·ΔAs。設L為桶壁和隔板橫截面與土相接觸總邊長，那么，桶壁和隔板與土相接觸的面積增量ΔAs=ΔS·L，由此得到下沉總阻力增量ΔR=f·ΔS·L。從下沉總阻力隨貫入下沉量變化曲線求得斜率k=ΔR/ΔS，由此就可推得側壁摩擦力f，即

利用式(3)可以求得下桶基礎在自重下沉階段和外力貫入下沉階段的側壁摩擦力平均值，分別為7.1 kPa和14.7 kPa，可見，自重下沉階段的摩擦力小于外力貫入下沉階段的摩擦力。同樣，利用式(3)可以求得下桶基礎結構貫穿整個土層的平均摩擦力，其值為10.7 kPa。

利用式(4)可以得到貫入下沉過程中的側壁摩擦力分布，如圖6所示。從側壁摩擦力分布曲線可知，在外力貫入下沉階段，隨著貫入位移的增加，側壁摩擦力呈逐漸遞增趨勢，數值由10 kPa慢慢增至22 kPa，之后曲線出現明顯的轉折，轉折點對應的貫入深度與圖5曲線轉折點深度一致，這再次表明此時下桶端由淤泥層進入粉質粘土層并且桶內土體已觸及蓋板頂。側壁摩擦力分布特征也從另一個角度反映了淤泥層內下部土體強度高于上部土體強度分布規律(圖3)。

圖5 下桶貫入下沉過程中總阻力的發展變化(LSM1)Fig.5 Development of penetration resistance of lower bucket into muddy clay(LSM1)

圖6 下桶貫入下沉過程中側壁摩擦力的發展變化(LSM1)Fig.6 Development of wall friction of lower bucket into muddy clay(LSM1)

3.4 外壁和內隔板壓應變特性

彈性材料的結構應力可以通過粘貼應變計測量其應變，然后根據胡克定律計算獲取的。在下桶桶身距離桶底端50 mm(原型為4.0 m)橫截面位置處作為測量斷面，在外壁和內壁上布置了5個測點，每個測點粘貼一組全橋應變測量單元，以測量斷面不同位置處的壓應變，如圖7所示。下桶在外推力作用下貫入下沉過程中，有4個測點處的應變測量單元自始至終都工作正常，圖8即為它們各測點處截面壓應變發展變化曲線。由圖可知，這4個測點處截面壓應變發展情形比較一致，即各點處壓應變數值相差不多，隨桶體下沉位移同步發展。由此表明，桶體下沉過程很平穩，桶體外壁和內隔板截面壓應變及壓應力發展均勻。

圖7 內力測量布置示意(單位:mm)Fig.7 Layout of strain measurement points on lower bucket(unit:mm)

制作模型桶體的鋁合金材料的彈性模量為70 GPa，根據4個測點處的平均壓應變，換算成截面平均壓應變和壓應力，乘以桶體橫截面面積，即可推求出這個應變測量斷面的總內力，其結果已繪制于圖5中。由圖可知，下桶基礎在貫入下沉過程中，應變測量點所在斷面上的總內力也是隨著貫入位移量在不斷增大，當總阻力曲線出現轉折時，總內力曲線也同樣出現轉折。在兩曲線的轉折點處，這個應變測量斷面的總內力計算值為27 MN，約為臨界總阻力(40 MN)的70%。

圖8 下桶貫入下沉過程中截面壓應變發展變化(LSM1)Fig.8 Development of wall compressive strain of lower bucket into muddy clay(LSM1)

4 結語

通過離心模型試驗對防波堤橢圓形桶式基礎結構在貫入下沉過程中總阻力特性和桶壁及內隔板摩擦力特性進行了研究，取得以下初步認識:

1)橢圓形下桶基礎在淤泥層貫入時，下沉總阻力隨貫入位移量粗略呈線性增長，而當桶底刺入粉質粘土層過程中，增長速率突變導致曲線出現的明顯轉折點，據此預測了原型貫穿淤泥層著底就位所需施加的總下沉力約40 MN，由此還預估了負壓工法中所需的壓力差約47 kPa。

2)下桶基礎在貫入淤泥土層整個過程中，桶身摩擦力是逐漸遞增，淺層處較小，深層處較大，自重下沉階段的摩擦力小于外力貫入下沉階段的摩擦力，貫穿整個土層的平均摩擦力約為10.7 kPa。

3)下桶基礎貫入下沉過程中，桶外壁和內隔板截面上的壓應變同步發展，數值基本一致，表明結構在貫入下沉過程中橫截面各點受力均勻，內力增長平穩。

由于原型計劃采用負壓工法施工，而模型試驗中采用作動裝置的下推力來模擬負壓產生的下沉力，這樣，試驗結果中并沒有反映原型基礎負壓下沉過程中桶壁滲流的影響。鑒于桶壁滲流的減阻效應，因此，現場原型負壓工法貫入就位時所需要的總下沉力一定在本次模型試驗所預測的臨界總阻力值以內，同樣，所需的壓力差也將在相應的預測值以內。

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