粉質黏土中筒型基礎沉放的影響范圍研究

劉 潤，李貝貝，馬文冠，練繼建，陳廣思

（天津大學 水利工程仿真與安全國家重點實驗室，天津 300072）

1 研究背景

風能作為一種無污染的清潔能源逐漸引起人們的重視，由于陸上可開發的風電資源有限，近些年來全球各國把眼光投向海上風電資源。筒型基礎作為一種新型的海上風電基礎型式，具有易于安裝、節約成本和可回收利用等優點，具有廣闊的應用前景［1］。筒型基礎沉放過程中，土體在筒自重和負壓的共同作用下受到擾動，土中孔隙水壓力發生劇烈變化，土體強度受到影響，這不僅會影響筒型基礎的承載能力，而且會對海底管線等周圍結構物產生不利影響。因此，需要對筒型基礎沉放過程的影響范圍開展相應的研究［2-3］。

目前，針對吸力式筒型基礎沉放過程中筒內外土體超靜孔隙水壓力產生和分布的研究很少［4］，但筒型基礎的自重沉放過程可類比于傳統樁基礎的貫入過程［5］，因此可借鑒樁基礎相應的研究方法及研究成果。朱向榮［6］通過分析沉樁過程中樁周土體孔隙水壓力的實測資料，發現樁周土體超靜孔隙水壓力的分布隨距樁中心點的距離呈對數衰減，影響范圍約為30 倍樁徑。姚笑青等［7］從土壓力理論出發，將沉樁過程近似看作土體受水平擠壓而發生破壞的過程，進而對孔隙水壓力的變化進行了理論分析。

筒型基礎的負壓沉放過程與樁基礎的正壓貫入過程有很大區別，國內外學者對筒型基礎的負壓沉放過程進行了大量的研究。Cao［8］通過離心模型試驗，研究了沉箱沉放過程超靜孔隙水壓力的分布規律，結果表明適用于打入式樁的圓孔擴張理論也同樣可用來描述吸力式沉箱在黏土中的超靜孔隙水壓力分布。Chen 等［9］采用離心機試驗、大變形有限元和圓孔擴張理論來研究不同筒型基礎的沉放方式對于筒外部土體徑向總壓力的影響。Lian 等［10］進行了一系列室內試驗，研究了砂土中靜壓和負壓沉放過程中沉箱與飽和砂土相互作用的機理，并提出了計算沉放阻力與所需負壓的修正公式。丁紅巖等［11］通過大比尺模型試驗研究了在粉質黏土中復合筒型基礎沉放過程所需負壓。劉潤、祁越等［12-13］通過室內模型試驗分別研究了在正壓和負壓作用下，筒型基礎在無黏性土中的沉放阻力。綜上所述，對于筒型基礎沉放過程的研究，更多的偏重于合理確定沉阻力和所需負壓，對于筒型基礎沉放過程的影響范圍研究很少。

本文針對我國海域粉質黏土廣泛分布的特點，開展了粉質黏土中筒型基礎的沉放實驗，通過監測筒基內、外土中孔隙水壓力和土體抗剪強度的變化，揭示了筒型基礎沉放過程對周圍土體的影響范圍與程度。

2 室內模型試驗

2.1 試驗模型與材料試驗模型為鋼制圓筒，為了便于觀察筒內情況，其頂部安裝了可拆卸的法蘭盤，具體尺寸見表1。

表1 試驗模型尺寸

現有地勘資料顯示，海洋表層黏性土不排水抗剪強度范圍為5 ～10 kPa，試驗中一方面參考地勘資料，同時考慮對比正負壓下沉過程孔壓分布需要盡量減小筒型基礎初始貫入深度，最終確定制備表層土體強度為10 kPa 的黏土。試驗土體取自天津港吹填區，為具有海相沉積特性的粉質黏土。填土時，首先用自制的黏土攪拌裝置將土體加水攪拌為流塑狀態，然后分層填入1 m×1 m×1 m 的試驗槽內，靜置兩周后進行了真空預壓固結，固結過程中使用微型十字板每隔1 h 測量一次土體不排水抗剪強度，直至土體強度達到10 kPa，此時測得的土體的物理力學性質指標如表2所示。

表2 土質參數

2.2 測試方案

（1）筒內外孔隙水壓力監測：為了測量筒型基礎沉放過程中孔隙水壓力沿筒軸向及徑向的變化，填土階段即在土中預埋了數組孔壓傳感器，其中筒內兩列，筒外三列，每列均為3 個，布置形式如圖1所示。

（2）土體強度測試：為了研究筒基沉放對鄰近土體強度的影響，試驗中使用了微型十字板測量筒基沉放前后土體的不排水抗剪強度。定義，L 為測點距筒基中心的距離，r0為筒基半徑，測點1 ～4 分別對應λ取值為0、0.5、1.3 和2，測點布置示意如圖2所示。

圖1 孔壓計布置

圖2 測點布置

筒型基礎沉放前，測量距筒中心不同距離處土體的不排水抗剪強度Su0，取平均值作為筒基沉放前的土體強度，表3出了筒基沉放前黏土不排水抗剪強度值Su0，正壓與負壓沉放后土體強度以折減率形式在后文給出。

表3 筒基沉放前的不排水強度

2.3 實驗步驟此次試驗地點位于天津大學巖土工程實驗室，分別采用靜壓與負壓試驗模擬筒型基礎的沉放過程。

（1）靜壓沉放試驗：模型筒首先依靠自身重量緩慢下沉，待筒體穩定后，連接傳力架，采用伺服電機勻速加載，加載速率為0.5 mm/s，沉放總阻力通過壓力傳感器進行測量。靜壓試驗裝置如圖3所示。試驗中監測筒內外孔隙水壓力的變化。Lian［10］研究結果表明，靜壓下沉速度對沉貫阻力基本沒有影響（1 cm/s 和2 cm/s），本文試驗為了分析孔壓變化過程，需要盡可能減小筒型基礎下沉速度，因此選擇加載速度為0.5 mm/s。

（2）負壓沉放實驗：模型筒首先在自重作用下緩慢下沉，待筒體穩定后，連接真空泵與負壓罐對筒內抽負壓，直至模型筒沉放就位，筒型基礎沉放深度使用位移計測量。負壓試驗裝置如圖4所示。試驗中監測筒內外孔隙水壓力的變化。

圖3 靜壓沉放試驗裝置

圖4 負壓沉放試驗裝置

2.4 實驗結果

（1）靜壓沉放試驗結果：圖5為筒型基礎靜壓沉放試驗得到的沉放總阻力和時間隨沉放深度的變化曲線，圖中F 為沉放總阻力，t 為時間，H 為沉放深度。

由圖5可知，筒型基礎的沉放阻力隨沉放深度的增加線性增長。筒基在1.46 kN 的貫入力作用下共下沉19.2 cm，沉放就位后有超土塞現象，超土塞高度為0.8 cm。

筒內、外孔隙水壓力的監測結果如圖6所示，圖中Δu 為超靜孔隙水壓力。

分析圖6可知，隨著筒型基礎靜壓下沉，筒內外土中的超靜孔隙水壓力不斷增加，當筒端的下沉深度達到測點深度時，測點的超靜孔隙水壓力達到峰值，而后下降。相同深度測點的孔隙水壓力變化表明，筒內的超靜孔隙水壓力明顯大于筒外，這是由于筒內土體受到的擠壓程度大于筒外。

圖5 沉放總阻力和時間隨沉放深度變化曲線

圖6 超靜孔隙水壓力變化曲線

土體中孔隙水壓力的變化必然導致有效應力的改變從而影響土體的強度，定義ξ為筒型基礎沉放后鄰近土體的強度折減率，其中Sui為筒基沉放后土體不排水抗剪強度值。圖7給出了筒基靜壓沉放后不同位置土體的強度的平均折減率。

分析圖7發現，筒型基礎靜壓沉放對筒內、外土體的強度產生了影響，且隨著距筒基中心點距離的增加土體的強度折減率提高，當土體距筒體中心的距離等于2 r0時，土體不排水抗剪強度值Su基本不受影響。

圖7 靜壓沉放強度折減率隨間距變化規律

圖8 負壓和沉放位移隨時間變化曲線

（2）負壓沉放試驗結果：圖8為筒型基礎負壓沉放試驗得到的負壓和沉放深度隨時間變化曲線，圖中P 為負壓。由圖8可知，筒型基礎負壓沉放試驗中，用真空泵持續抽負壓，直至筒頂蓋完全接觸土體，整個試驗過程歷時1100 s。試驗結束時發現筒內存在土塞，高度為4.8 cm。筒型基礎在自重作用下沉1.2 cm，在負壓作用下下沉14 cm。可以明顯看出，負壓沉放方式土塞高度明顯大于正壓沉放方式，主要有兩方面原因，一方面在負壓作用下筒壁排開的土體向筒內運動，導致負壓沉放方式的土塞高度明顯大于正壓沉放方式；另一方面由于試驗模型尺寸較小，試驗過程中負壓施加加快，導致了筒內土塞較高。

圖9 超靜孔隙水壓力隨時間變化

圖10 負壓沉放強度折減率隨間距變化規律

筒內、外孔隙水壓力的監測結果如圖9所示，因PO-7、PO-8 和PO-9 在試驗過程中損壞，圖中未列出。

分析圖9可知，筒內土中的超靜孔隙水壓力隨著負壓的施加而迅速下降，且越靠近土面，超靜孔隙水壓力下降幅度越大，說明越靠近負壓源的土體中超靜孔隙水壓力受到的影響越大。在負壓沉放結束時，筒內中心處距土面3 cm 處孔壓計PI-4 的測量值為-6 kPa，PI-1 的測量值為-5.5 kPa，即筒基中心點處的超靜孔隙水壓力絕對值最大。筒外土中超靜孔隙水壓力隨著筒型基礎的下沉略有提高，說明負壓源對筒外超靜孔隙水壓力影響較小。

圖10給出了筒基負壓沉放后不同位置土體的強度折減率。分析圖11可知，筒型基礎負壓沉放對筒內、外土體的強度產生了影響，隨著距筒基中心點位置的增長而土體的強度折減率提高。當土體距筒基中心的距離大于2 r0時，土體不排水抗剪強度值Su基本不受影響。

圖11 筒壁沉貫擠土效應

3 筒型基礎沉放影響范圍研究

3.1 基本假定將環形筒壁看作緊密排列的等直徑圓柱體，筒壁沉放過程類似沉樁擠土過程，忽略圓柱體之間的相互作用，可將筒壁擠土過程看作圓孔擴張問題，如圖11所示。

圖11中a0為圓柱孔的初始半徑；au為擴張后的終孔半徑；ap為塑性區半徑；up為塑性區外側邊界的徑向位移； pu為最終壓力；σr為徑向擠土應力；σθ為切向擠土應力；r 為計算點距筒壁中心點的距離； μ 為土的泊松比；E 為土體的彈性模量；c 為土的黏聚力；φ 為土的摩擦角。

3.2 靜壓沉放影響范圍理論推導考慮單元力系的平衡，可以得到平面應變軸對稱問題的平衡微分方程為［14-15］：

由應力平衡條件與邊界條件可知，在彈性區和塑性區的交界處，有：

式中：q 為初始應力，q=γ′HK0，其中γ′為土的有效容重；H 為距土面距離；K0為靜止土壓力系數。

為了確定最終壓力pu，可假定筒壁排開的土體體積等于彈性區體積變化與塑性區體積變化之和，則有：

式中：au=0.5δ，δ為筒壁厚度；Δ為塑性區平均體積應變，取值范圍為0～0.0054［16］；L1為筒裙高度。

展開式（5），略去up的高階項和項得：

超靜孔隙水壓力以平均法向正應力增量Δσo和八面體剪應力增量Δτo計算，根據Henkel公式［17］，有：

式中：αf及β 為Henkel 孔隙水壓力系數（土完全飽和時β=1）。

圓形孔為平面應變問題，考慮到土體不可壓縮，可得：

式中： Ir為剛度指標，

平均法向正應力增量Δσo為：

八面體剪應力增量Δτo為：

可以認為當Δu=0，得到靜壓沉放最大徑向影響范圍Rmax的表達式為：

其中：

3.3 負壓沉放影響范圍理論推導假定筒外土中水向筒滲流的方向以水平向為主，近似按平面應變軸對稱問題研究，滲流方向指向孔內，如圖12所示，R1為距圓孔中心距離； p1為外水壓力。

考慮滲流體積力的平衡微分方程為［18］：

式中pw為滲流體積力［19］：

圖12 滲流體積力

與靜壓沉放推導過程相同，可計算出孔內的最終壓力：

其中：

超靜孔隙水壓力根據Henkel 公式［17］計算，同樣假定Δu=0時對應的距離為負壓沉放的最大徑向影響范圍Rmax：

由于負壓沉放過程中，筒壁排開土體部分進入筒內形成超土塞，筒壁對外側土體擠壓減弱，在計算中考慮對au的折減，即au=η( 0.5δ)，建議η 的取值范圍為0.6～0.8。

3.4 影響范圍由模型試驗結果可知，筒型基礎靜壓和負壓沉放對筒外土體造成影響，為了進一步分析影響規律，將筒外土面以下3 cm、10 cm 和17 cm 的孔壓計分別記為U-1、U-2、U-3，將超靜孔隙水壓力和距離進行歸一化處理［20］，其中σ′vo為上覆有效應力，并將歸一化后的實測數據繪制于半對數坐標系內，如圖13所示，圖中實線部分為試驗數據的擬合曲線。

圖13中試驗數據擬合曲線與橫軸的相交點，為筒基靜壓沉放產生的超靜孔隙水壓力零點，得土面以下3 cm、10 cm、17 cm 的影響范圍分別為20.4 cm、21.6 cm、22 cm。圖14為試驗數值和理論結果的比較圖，理論計算參數取值為：c=5 kPa，φ=13.2°，E=3.5 MPa，μ=0.5，γ′＝9 kN/m，Δ＝0.001，δ=0.006 m，αf=1.74，r0=0.1 m。

圖13 靜壓沉放的筒外側超靜孔隙水壓力分布

圖14 試驗數值和理論結果的比較

圖15 負壓沉放筒外側超靜孔隙水壓力分布

圖16 試驗數值和理論結果的比較

從圖14可知，理論結果與實測數據吻合較好，驗證了式（12）的可靠性，Rmax與H 呈規則的線性關系。可得到筒基靜壓沉放對周圍土體影響的最遠距離約為2.2 r0，該距離隨土層深度的增加而略有增加。

圖15為負壓沉放筒外側超靜孔隙水壓力分布圖，圖中實線部分為試驗數據的擬合曲線。圖中試驗數據擬合曲線與橫軸的相交點，為筒基負壓沉放產生的超靜孔隙水壓力零點，得土面以下3 cm、10 cm、17 cm 的影響范圍分別為16.2 cm、16.4 cm、16.1 cm。圖16為試驗數值和理論結果的比較圖，理論計算參數取值為：c=5 kPa，φ=13.2°，E=3.5 MPa，μ=0.5，γ′=9 kN/m，Δ=0.005，δ=0.006 m，αf=1.74，r0=0.1 m，R1=0.2 m，p1=10 kPa。

從圖16可知，理論結果與實測數據吻合較好，驗證了式（18）的可靠性，Rmax與H 呈規則的線性關系。可得到筒基負壓沉放對周圍土體影響的最遠距離約為1.6r0，該距離隨土層深度的增加而略有減小。

4 結論

筒型基礎安裝過程會擾動周圍土體影響其承載能力，同時也會對周圍海底管線等鄰近結構物產生不利影響，因此研究筒型基礎安裝過程影響范圍和程度具有重要意義。本文通過室內小比尺模型試驗，以土體不排水抗剪強度和孔隙水壓力參數的變化為依據，研究并分析了粉質黏土中筒型基礎靜壓與負壓沉放的影響范圍，同時通過理論推導給出了最大影響范圍的計算方法。具體結論如下：

（1）試驗發現，筒型基礎靜壓沉放過程中，當筒端下沉深度達到測點深度時，測點的超靜孔隙水壓力達到峰值，而后下降；筒型基礎負壓沉放過程中，筒內土中的超靜孔隙水壓力隨著負壓的施加而迅速下降，且越靠近土面，超靜孔隙水壓力下降幅度越大，筒外超靜孔隙水壓力隨著筒型基礎的下沉略有提高。

（2）理論推導最大影響范圍計算方法與實驗結果吻合較好，即筒型基礎靜壓沉放對周圍土體影響的最遠距離約為2.2 r0，該距離隨土層深度的增加而略有增加；負壓沉放對周圍土體影響的最遠距離約為1.6 r0，該距離隨土層深度的增加而略有減小。

（3）試驗發現，筒型基礎靜壓和負壓沉放方法均對筒內、外土體的強度產生了影響，且隨著距筒基中心點位置的增長而土體的強度折減率提高，當土體距筒體中心的距離等于2 r0時，土體不排水抗剪強度值Su基本不受影響。