第18卷第1期海 岸 工 程1999年3月
N.H.Christensen,F.H a ahr,J.L orin Rasmusse n
摘要 在关于负压桩的模型试验和设计方法开发研究过程中，发现现有文献多数仅涉及了设计问题的一个或少数几个方面。本文则试图建立一个综合一致的方法。
上拔阻力为桩的重量、外部附着力(摩擦力)和内阻力之和。后者包括了负压效应和浮力。 对于某一高度开口的桩，内阻力的一个极限可看为内壁与土塞间的剪切力。对粘土，它与桩顶下的负压共同作用；对于沙土，或者更确切地说在任何充分排水状态下，它由筒仓效应(Silo ef-fect)确定，该效应取决于泥土垂向梯度，因而也取决于桩的上升速度。 粘土剖面存在其他可能的设计标准。在很软的粘土中，会发生相反的承重能力失效。在其他情况下，阻力或由点面积开口处的抗拉强度确定，或由内表面之摩擦力确定。
在沙土中，粘滞效应依赖于载荷持续时间和渗透性。大于排水值的上拔能力可很方便地定义，但它只在提升速度大于某一极小值时才有效。
尽管一些有关的参数很难估计，就整体来说这些方法较适于计算机编程。
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1 前 言
负压原理，以前已用于系泊浮标铁锚的固定。此类锚易单独受到水平力的作用，当计算负荷强度时，未计及负压效应(Larsen,1989)。这一项目的新进展是用负压原理安装三脚单塔离岸平台的三个基桩。它的目的是研究由于波浪和涡流的动力负载作用在上层建筑物上，基桩受到短期垂向张力(上拔)时，所发生的垂直负压效应的应用可能性(Rasmusen,Christensen和H aah r,1991)。后一特性，是应用在粘土和沙土中张力桩理论的一项新成就，而目前各种基础标准中采用的理论，仅允许(长期)张力作为桩表面的剪切力。本文重点是在土工技术方面的分析。
2 技术假定
负压桩主要尺寸如图1所示。对粘土，考虑了图2中的三种可能不排水的失效机制:①桩独自被拔出泥土;②内部土塞在抗拔失效中与基础分离;③移动了大量泥土，逆载荷强度失效。对于沙土，考虑了排水和部分排水的状态存在着基本的差异，表示了沙土的渗透性和负荷时间是重要参量。
3 粘土中不排水状态
对粘土，在分析桩的负荷能力时，考虑不排水是很普遍的，重要的作用是短期负荷。负压桩的实际上
拔力是式(1)～(3)中所给出的最小值。
海上平台桶形基础负压沉贯机理及模型试验研究文集
图1 负压桩的定义3.1 失效机制(1)
沿桩身(外部和内部)的剪切力失效的失效机制如图2
(1)所示，桩的总上拔力是
F 1=W p +F ex t u -F int u +T e +T i -F tip u (1)
其中W p 为桩自身总重量，不包括泥土;F ex t u =A e V w d i ;F int u
=A i P top ；对于全比尺桩(A e ≡A i ),F tip u =P tip (A e -A i )≡
0(故被忽略);T e =P e C u a e min(a 3,a 2);T i =a 1p i C u a i ;P top
为桩内顶端的水压;P tip 为基准水平面上桩截面(土塞)中的
孔隙压力;a i ,a e 为无量纲因子(A PI,1987)。
最有利的假设将是P top =P tip =-100k Pa 。当此值用于
桩和泥土之间的界面时，完全空化是极限。
tt277
3.2 失效机制(2)
当桩尖端处张力失效时(图2(2))，桩的总上拔力为
F 2=W p +F ex t u +T e +W s +F t (2)
其中W s =A i V m a 1(桩内泥土总重量);F t =A i [min(e t -P tip )];e t =2C u -e h (底端土塞中的抗张强度);e h 为在基准水平面处，即在静止状态下泥土压力系数为1.0
时，土塞与桩内壁之间总水平应力，不排水状态:
e h =max [e 1im ,(W s -T i )/A i
]
图2 失效机制(粘土)
P tip 是基准水平面处桩截面内的孔隙压力，考虑P tip 给出了计及随机排水路径的可能性，它导致总孔隙压力或者P tip 的上限。其下界是-100kPa，如3.1节所述。水平应力e h 的下限e 1im 为-100kPa
。但仅当埋入的外部深度a 2足够时才成立。否则，它应是:e 1im =V w (d 2+
a 2)。选择前者的先决条件是a 2>91
第1期朱儒弟摘译：大型负压桩的上拔阻力
/(4c kκt b/V w)=/(4c C v t b)，其中k为渗透率,κ为泥土的侧斜压缩模量(o edo metric),t b为波力持续时
间,V w为水的单位重量。三个参量k,κ和V w共同来定义固结系数。
a2过渡值的估计是基于一简单的孔隙压力耗散模式，可能不可靠。然而，最新模型试验表明对a2有依赖，失效机制(2)似乎并不重要。因此，保守性参量能用来决定两个e
1im
值之间的选择。
3.3 失效机制(3)
外部失效的情况(负荷能力失效)见图2(3)，负压桩的总上拔力为披肩按摩器
F3=W p+F ex t u+T e+W s+N C u A e+q tip A e(3)其中N=min[g6.2(1+0.35a2/p e)]。这一表达式与Brinch Hanson(1961,1970)给出的负荷能力的一般公式是一致的。因子g相应于根据深基础得的经验极限值N c S c d c(Bjer rum和Eide,1956)。因而，当沿
桩外表的切变强度低于底部水平面的切变强度时,a
2
对N的影响将减弱
q tip=d2V w+a2V m
即当不考虑桩的存在时，它是桩尖端水平面上垂直总应力。
4 沙 土
对于埋置于纯沙土沉积中的负压桩，研究了排水状态(完全无负压效应)和过渡状态的总的上拔力，在过渡状态中，随着桩的上拔速度大小不同，可发生负压效应。
4.1 在沙土中的排水状态
在此情况下，总上拔力类似于粘土的失效机制(1)(3.1节)，可进一步化为
F=W p+F ex t u-F int u-F tip u+T e+T i=W′p+T e+T i (此为完全排水状态)(4)其中W′p为桩的有效重量;T e=0.1V′a3(2a2-a3)P e,a2≥a3;T e=0.1V′a22P e,a2<a3;
T i=V′A i a1-V′A2i
κt P i[1-ex p
(-κt a1p i)
A i
]
上面表达式T e的因子0.1是张力中N m的0.5倍[丹麦实施标准,D S415(1984)]。N m=0.2这一假设可能
IKRTV
为最重要的散射源，因子N m等价于AP I的Ka tnδ(A PI,1987)，其中κ=0.8,W是泥土和桩壁之间的摩擦角。内阻力T i的公式是基于筒仓效应的假设(Kezdi,1962)。系数κt定义为垂直剪切力(桩内壁上)与平均的垂直正应力(在土塞的水平横截面)之比。筒仓效应公式用于埋置管上的负荷，其经验将为κt= 0.11(Yo ung和T ro tt,1984)。
当极限a1p i/A i→0,T i=0.055a21p i，与小的a2时T e相比，建议κt=0.11，可能对小的a1p i/A i显得太小；或者N m=0.2，对小的a2p e/A e时则显得太大，但在数值上并不重要。
4.2 在沙土中的过渡状态
在沙土中完全不排水失效是不感兴趣的，因为这一情况从未发生。感兴趣的是有限过渡状态不一定在桩内土柱顶部上形成空化。在向上压力梯度状态提起桩内泥土时，发现上拔力小了，为此需给出向上速度V
V=κh0/(D f+a1)(5)其中h0为桩内土柱顶端与海底之间水头(势能)之差，拔桩时,h0>0;D f=c D2i/4U D e，其中D i和D e是桩壁截面的内径和外径;U=2～4。U=2对应于无限半空间表面上置有一排水圆盘的情形，或者正相反，由一不透水薄膜覆盖的情形(Dachler,1936)。因此,U=4必是上限，对无限均匀介质内的排水圆盘成立。若负压桩为一薄壁不很深的圆筒,U= 2.5可能是合理的估计值，从而使有效直径D
f
=0.3D i。
式(5)是基于这样假定：当位于海底水平面或在其上方时h=0，而内部土塞的顶端上h=-h0时，在桩尖端水平面处，穿过内面积A i的势能h=-h x为常数，则有
92 海 岸 工 程第18卷
孔板波纹规整填料h x=h0D f/(D f+a1)(6) h x相应于内梯度i1,i2为外梯度，两者都是向下为正
i1=(h x-h0)/a1 (<0)(7)
i2=h x/(D f+a2) (>0)(8)因为外梯度随离桩壁距离的增加而迅速减小，所以它们对表面摩擦的影响应由平均梯度i′2来确定。总的拔出阻力为
F=W p+F ex t u-F int u+T e+T i(9)其中F ex t u=A e d1V w;F int u=A i P i,top=A i(-h0+d1+t)V w;t为桩顶平均厚度;T e=0.1(V′+
i′2V w)a22P e,a2<a3;T e=0.1(V′+i′2V w)a3(2a2-a3)P e,a2≥a3;T i=V″A i a1-V″A2i
0.11P i
[1-
ex p(-0.11a1p i
A i
)]而V″=max(0;V′+i1V w)。式(9)中,W p用有效重量或水中浮力重量W′p代替，可简
化为
F=W′P+T e+T i+V w h0A i(10)当上拔速度大于或等于式(5)中所得之值时，该表达式才成立。
式(9)和式(10)都隐含假设桩的净面积A e-A i实际上为零。式(10)的阻力取决于桩顶部势能间的差h0，即海底上和桩内土塞顶部势能差。该差值可定为
h0=min[(V′/V w)(D f+a1);H](11)
图3 粘土中O5m，长10m的负压桩的抗拔能力与剪切强度的关系曲线。曲线参量表示出了各种假设的孔隙水压，范围为静压至空化值。a和V值，采用API推荐的独立估计的可能平均值这里，第一个值
的极限相当于V″=0，或者表示土塞中的侵蚀作用，而第二个值表明土塞顶部的空化作用开始。依据水势头d0=10m，引入d0表示大气压，后者的值就为
H=a2+d2-a1+d0。(12) 5 参量研究
根据D GI的参量研究，分析了负压桩特性的预测。编写了计算机程序用以分析敞口桩或是埋入粘土中或是置于沙土中的上拔阻力。此外，研究了桩内和桩尖端形成的不同组合的负压作用。
6 结 果
图3表示直径为5m，长度为10m大的薄壁钢桩处于均匀粘土中的研究结果。泥土表面位于水平面
下46m，对不同内部水压进行了数值计算。
标绘了相对抗拔能力F/(W′p+V′a1A i)=F/W′t与相对切变强度C u/V w D e的关系曲线。当孔隙压力在剖面中假定处处为流体静压力时，图3中最下面曲线相应于忽略任何负压作用的分析。其余则表示了桩尖端和桩内泥塞顶部的负压效应，从这里所用到的量纲可看出负压效应大约是上拔力的1.7～ 2.5倍。
图4为两种不同的钢桩(a
2=4m和a
2
=10m)与两种水深(d
2
=20m和d
2
=40m)的不同组合的研
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第1期朱儒弟摘译：大型负压桩的上拔阻力
图4 粘土中O5m的钢桩，两种水深和两种桩长度时的负压效应究结果。这也表示了相对的负压效应，最下面的曲线为无任何负压效应时的强度。
灵敏度分析结果表示在图5中，该剖面图表示的是不同长度的直径为5m的中空钢桩的情况。坐标为桩长和上拔力。水深47m，假定沙土在海底下4m，平均表面摩擦力为5kPa，海底4m以下为粘土,4～8m
时剪切强度为85kPa，附着力为f=aC u=35kPa。在8～14m之间,C u=100k Pa,τ=50k Pa。14m以下,C u =160kPa,τ=80k Pa。泥土单位重量为20kN/m3。
上面曲线记为a，假定负压效应最大，而粘土中孔隙水压可能低于-100k Pa；对于b，则孔隙水压至少为-100k Pa，对c和d，加了一些对孔隙水压的限制，即对c为零，对d来说，海底孔隙水压为470k Pa。最后，假设孔隙水压处处为静压，计算了曲线e。
这就刻画了不同负压程度对桩上拔阻力的影响范围。失效模式在曲线上标记S,B或T[S等于滑动失效(1),T等于桩尖端张应力失效(2),B 等于逆
图5 取自丹麦北海区段的一个相应泥土剖面内的直径为5m，不同长度的中空钢桩的抗拔能力
曲线a到e表示不同假设范围的负压效应承载能力失效(3)]。显然，当考虑负压效应时，三种失效模式皆要研究，当张应力模式由于P tip限制而不是剪切力失效e t-e h=2C u,F t随L而变。
7 结 论
结果表明，可用负压桩概念代替传统的三脚平台打入桩。还证明了短期负荷中负压桩的抗拔能力可能比忽略负压效应时所分析的大得多。
由于短期负荷产生的负压效应的大小主要受下列参量的影响：桩埋入深度；泥土的渗透率；对于粘土，不排水剪切强度的变化。
初步模型试验似乎证实任何一种失效模式均可在粘土中发生。明显的散射源是表面附着力因子a。在沙土中，试验结果似乎表明4.2节中的方法比较保险。
朱儒弟摘译自1991OM A E—V olume l-B,Offsho re T echnolog y A SM E,1991 徐立伦校94 海 岸 工 程第18卷
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