主、副隔艙式大圓筒人工島圍堰的穩(wěn)定性分析

肖 忠，王元戰(zhàn)

（1.天津大學(xué)水利工程仿真與安全國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，天津 300072；2.天津市港口與海洋工程重點(diǎn)試驗(yàn)室，天津 300072）

離岸人工島是在海上建造的人工島嶼。根據(jù)用途的不同，可分為用于建設(shè)海上能源基地和海洋石油開采平臺(tái)等的工業(yè)用途人工島；用于建造海上機(jī)場(chǎng)、港口及橋隧轉(zhuǎn)換樞紐等的交通用途人工島；用于建造海上石油儲(chǔ)備基地和危險(xiǎn)品倉庫等的儲(chǔ)存用途人工島；用于建造海上公園、游艇基地和人工海濱等的娛樂用途人工島；以及海上城市和農(nóng)業(yè)漁業(yè)用地等［1］。當(dāng)?shù)鼗鶙l件比較好時(shí)，人工島圍堰大多采用重力式結(jié)構(gòu)；但是，當(dāng)?shù)鼗鶙l件比較差時(shí)，若采用重力式結(jié)構(gòu)，則需挖除軟弱土層，對(duì)海域環(huán)境破壞程度大，且造價(jià)高。在這種情況下，采用大圓筒結(jié)構(gòu)作為人工島圍堰結(jié)構(gòu)是一個(gè)非常適合的結(jié)構(gòu)方案，具有土方挖填量少、施工速度快、環(huán)境污染小、造價(jià)相對(duì)低廉的優(yōu)點(diǎn)［2］。

為了形成一個(gè)連續(xù)圍堰墻體，單排大圓筒安裝后，往往在其之間用弧形的薄壁圓筒或格型鋼板樁組成的副隔艙進(jìn)行連接。將大圓筒結(jié)構(gòu)視為主隔艙，這樣一排大圓筒圍堰墻則由主隔艙和副隔艙交錯(cuò)排列而成。為了解決海峽與海灣之間的交通連接問題，同時(shí)又不妨礙船舶航運(yùn)，長(zhǎng)距離的跨海交通樞紐往往采用跨海橋隧組合形式，并在橋隧組合處修建離岸人工島。在所有類型的人工島建設(shè)中，跨海橋隧人工島的受荷情況屬于比較復(fù)雜的情況，因?yàn)閸u內(nèi)基坑降水形成隧道干地施工條件后，圍堰結(jié)構(gòu)不僅要承擔(dān)圍堰內(nèi)、外側(cè)的土壓力差，還要承擔(dān)圍堰內(nèi)、外側(cè)的水壓力差。由于大圓筒圍堰結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定性計(jì)算尚無規(guī)范或標(biāo)準(zhǔn)可循，尤其是對(duì)于跨海橋隧人工島中的大圓筒圍堰結(jié)構(gòu)，其穩(wěn)定性和運(yùn)動(dòng)模式更加復(fù)雜，亟需對(duì)其進(jìn)行研究。

1 有限元計(jì)算模型和方法

三維彈塑性有限元法是計(jì)算新型港口、海岸與海洋結(jié)構(gòu)物穩(wěn)定性的有效方法，目前已經(jīng)成功應(yīng)用于港口（箱筒型基礎(chǔ)防波堤、沉入式大圓筒防波堤和半圓堤等）、海岸與海洋結(jié)構(gòu)物的穩(wěn)定性計(jì)算中［3－9］。

1.1 結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性的危險(xiǎn)工況

以某跨海橋隧人工島圍堰工程為例，說明軟基上主、副隔艙式大圓筒圍堰結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性分析的危險(xiǎn)工況。某跨海橋隧人工島圍堰工程的島壁采用主、副隔艙式大圓筒結(jié)構(gòu)，其中鋼筋混凝土大圓筒部分由主、副隔艙組合而成，外側(cè)建有拋石斜坡堤。設(shè)計(jì)方案共有兩種，它們的鋼筋混凝土大圓筒主隔艙直徑均為26.37m，副隔艙直徑均為26.03m，壁厚均為30cm，筒頂標(biāo)高均為2.9m，區(qū)別在于設(shè)計(jì)方案一中大圓筒底標(biāo)高為－30m，大圓筒筒底處于粉質(zhì)粘土層中，設(shè)計(jì)方案二中大圓筒底標(biāo)高為－44m，大圓筒筒底剛好位于粗礫砂層的頂面上。設(shè)計(jì)方案一中的大圓筒結(jié)構(gòu)由于筒底土體強(qiáng)度相對(duì)較弱，形成不了持力層，主要依靠圓筒壁面的摩阻力維持結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定性；而設(shè)計(jì)方案二中的大圓筒結(jié)構(gòu)由于筒底處于持力層，依靠圓筒壁面的摩阻力和筒底部的端阻力共同維持著結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定性。以設(shè)計(jì)方案一為例，結(jié)構(gòu)的典型設(shè)計(jì)斷面和地質(zhì)剖面如圖1所示。工程海域施工期的10年一遇設(shè)計(jì)高水位為2.74m，設(shè)計(jì)低水位為－1.27m，波浪要素為H1%＝3.69m，T＝8.7s。

圖1 典型設(shè)計(jì)斷面和地質(zhì)剖面（單位：m）Fig.1 The typical structural and geological sections（unit：m）

以設(shè)計(jì)方案一為例，本工程中主、副隔艙式大圓筒跨海橋隧人工島圍堰的施工順序?yàn)椋菏紫乳_挖表層淤泥至高程－22m；然后進(jìn)行擠密砂樁施工以加固地基；在開挖泥面－22m的基礎(chǔ)上，回填5m厚的中粗砂層并振密，即回填中粗砂至高程－17m；下沉大圓筒結(jié)構(gòu)至－30m，然后立即向大圓筒內(nèi)回填中粗砂并振密；為便于表達(dá)，把大圓筒結(jié)構(gòu)下沉完畢而且筒內(nèi)填砂振密后的施工狀態(tài)定義為施工狀態(tài)一；然后，在大圓筒外回填中粗砂至原泥面高程－8m，并振密；此后，在基坑內(nèi)打樁，在大圓筒上部現(xiàn)澆封頂混凝土和臨時(shí)擋墻，并在大圓筒圍堰外側(cè)建設(shè)拋石堤；緊接著在基坑內(nèi)回填中粗砂至高程－12.3m，將基坑內(nèi)的水降至－13.5m，形成干地施工條件，并振密，為便于表達(dá)，此時(shí)的施工狀態(tài)定義為施工狀態(tài)二；最后在基坑內(nèi)干地施工隧道工程。

從整個(gè)施工順序中可看出，主、副隔艙式大圓筒跨海橋隧人工島圍堰穩(wěn)定性分析的危險(xiǎn)工況有兩個(gè)：危險(xiǎn)工況一是施工狀態(tài)一所對(duì)應(yīng)的施工期波浪荷載作用下大圓筒圍堰結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定性，此時(shí)，島內(nèi)尚無回填料，大圓筒入土深度淺，筒外靠海側(cè)尚無拋石斜坡堤；危險(xiǎn)工況二是施工狀態(tài)二所對(duì)應(yīng)的在形成干地施工條件時(shí)且在圍堰內(nèi)側(cè)土壓力和水壓力差的共同作用下大圓筒結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定性。各層土的土性指標(biāo)見表1。各土層打設(shè)擠密砂樁后的密度和抗剪強(qiáng)度由砂樁與原土層間的置換比例加權(quán)平均得到?？紤]到淤泥質(zhì)粘土層、粉質(zhì)粘土層及粉質(zhì)粘土夾砂層的滲透系數(shù)相對(duì)較小，同時(shí)，危險(xiǎn)工況處于施工期，地基固結(jié)度不高，為安全考慮，這3層土體抗剪強(qiáng)度取三軸試驗(yàn)UU抗剪強(qiáng)度。

表1 各土層土性指標(biāo)Table 1 Main parameters of soil layers

1.2 有限元計(jì)算模型

以危險(xiǎn)工況一為例，說明有限元計(jì)算模型的建立。大圓筒圍堰結(jié)構(gòu)具有明顯的空間受力特性。一排大圓筒圍堰結(jié)構(gòu)由主隔艙和副隔艙交錯(cuò)排列而成。當(dāng)外部荷載垂直于一排大圓筒圍堰結(jié)構(gòu)的軸線時(shí)，一組大圓筒圍堰結(jié)構(gòu)關(guān)于與波浪方向平行的平面對(duì)稱。利用外部荷載和結(jié)構(gòu)的對(duì)稱性，取一組大圓筒圍堰結(jié)構(gòu)的一半作為分析對(duì)象，以提高計(jì)算效率。土體計(jì)算域在垂直防波堤軸線方向，向兩側(cè)各取大圓筒主隔艙直徑B的4倍，圓筒底部以下土體深度取50m。計(jì)算土域的邊界條件：地基表面為自由邊界，底面為固定邊界，前側(cè)面和后側(cè)面為側(cè)限邊界，左側(cè)面和右側(cè)面為對(duì)稱邊界，各邊界的位置如圖2所示。以設(shè)計(jì)方案一為例，危險(xiǎn)工況一時(shí)，大圓筒圍堰結(jié)構(gòu)有限元模型的平面圖和立面圖分別如圖3，4所示。

對(duì)于危險(xiǎn)工況二，外載關(guān)于兩排大圓筒圍堰之間的對(duì)稱面也是對(duì)稱的。為了節(jié)省計(jì)算資源，計(jì)算土體域在長(zhǎng)度方向上可進(jìn)一步取一半，并設(shè)置兩排大圓之間的對(duì)稱面為對(duì)稱邊界，其他邊界條件同危險(xiǎn)工況一。以設(shè)計(jì)方案一為例，危險(xiǎn)工況二時(shí)，大圓筒圍堰結(jié)構(gòu)有限元模型的平面圖和立面圖分別如圖5，6所示。

由于大圓筒結(jié)構(gòu)的強(qiáng)度和剛度遠(yuǎn)大于地基的強(qiáng)度和剛度，結(jié)構(gòu)系統(tǒng)的位移和失穩(wěn)破壞主要決定于地基土的變形和承載能力，故在有限元分析中大圓筒結(jié)構(gòu)采用彈性模型，土體本構(gòu)模型采用擴(kuò)展Drucker－Prager模型。考慮到軟粘土的滲透系數(shù)很小，有限元計(jì)算中可采用不排水總應(yīng)力分析方法［10］。同時(shí)為了很好地模擬土體與大圓筒圍堰結(jié)構(gòu)的相互作用，在結(jié)構(gòu)與土體相接觸的區(qū)域建立主、從接觸面，以考慮外荷載下結(jié)構(gòu)與周圍土體間的粘結(jié)、滑移及脫離現(xiàn)象，接觸面上的本構(gòu)模型在切向采用庫侖摩擦本構(gòu)模型，法向采用硬接觸方式。另外，根據(jù)美國API［11］，粘性土對(duì)筒壁單位面積的摩擦力f不大于粘性土不排水剪切強(qiáng)度cu。

1.3 穩(wěn)定性分析方法

在有限元計(jì)算過程中，逐步增加外荷載，計(jì)算不同加載情況下結(jié)構(gòu)的位移。為清楚地表達(dá)外荷載加載值與設(shè)計(jì)外荷載值的關(guān)系，定義一個(gè)表征荷載加載程度的加載系數(shù)α，對(duì)荷載加載值進(jìn)行無量綱化處理：

式中：P為加載外荷載；PD為設(shè)計(jì)外荷載。

當(dāng)P加載到結(jié)構(gòu)極限承載力Pu時(shí)，加載系數(shù)α定義為結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性安全系數(shù)K。為了確定穩(wěn)定性安全系數(shù)K，需選用一定的結(jié)構(gòu)失穩(wěn)判斷標(biāo)準(zhǔn)［3］。本研究采用外荷載和結(jié)構(gòu)位移的P－S曲線斜率接近于零時(shí)所對(duì)應(yīng)的外荷載作為結(jié)構(gòu)的極限承載力。

2 有限元分析結(jié)果

2.1 穩(wěn)定性分析

為方便分析，取大圓筒結(jié)構(gòu)上位移控制點(diǎn)的位置如圖7所示。

圖7 大圓筒結(jié)構(gòu)上變位關(guān)鍵點(diǎn)分布Fig.7 Locations of the displacement control points for the large cylindracal structure

結(jié)構(gòu)轉(zhuǎn)角θ的推導(dǎo)為：若將結(jié)構(gòu)看成剛體，則結(jié)構(gòu)轉(zhuǎn)角θ可由結(jié)構(gòu)在豎直方向上兩任意點(diǎn)的水平位移和兩點(diǎn)之間的距離L推導(dǎo)得出。

圖8 結(jié)構(gòu)轉(zhuǎn)角公式推導(dǎo)示意Fig.8 The derivation graph of structural rotation

各工況下，外荷載加載系數(shù)與控制點(diǎn)的水平位移和結(jié)構(gòu)轉(zhuǎn)角變位的關(guān)系曲線分別如圖9，10所示。各危險(xiǎn)工況下，大圓筒結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性安全系數(shù)K見表2。

圖10 外荷載加載系數(shù)與結(jié)構(gòu)轉(zhuǎn)角變位關(guān)系曲線Fig.10 The loading coefficient of external load versus structural rotation angle

表2 各危險(xiǎn)工況時(shí)，結(jié)構(gòu)的安全系數(shù)KTable 2 Safety factors of the structure under different dangerous occasions

可見，與危險(xiǎn)工況一相比，危險(xiǎn)工況二時(shí)大圓筒結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定性安全系數(shù)更小，屬于更危險(xiǎn)的工況。在危險(xiǎn)工況二時(shí)，設(shè)計(jì)方案一中的大圓筒結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性安全系數(shù)小于1，不能滿足穩(wěn)定性要求；其他情況不變時(shí)，在設(shè)計(jì)方案二中，圓筒入土深度增加至高程－44m，且筒底處于持力層時(shí)，結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性安全系數(shù)大于1，滿足穩(wěn)定性要求，大圓筒結(jié)構(gòu)入土增加14m，穩(wěn)定性安全系數(shù)增加了35.96%，結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性有較大提高。

2.2 結(jié)構(gòu)變位模式分析

以設(shè)計(jì)方案一為例，危險(xiǎn)工況一極限加載狀態(tài)時(shí)，大圓筒結(jié)構(gòu)的位移場(chǎng)分布如圖11所示。設(shè)計(jì)方案一和設(shè)計(jì)方案二所對(duì)應(yīng)的危險(xiǎn)工況二極限加載狀態(tài)時(shí)，大圓筒結(jié)構(gòu)的位移場(chǎng)分布如圖12所示。從圖11中可以看出，危險(xiǎn)工況一時(shí)，在波浪荷載作用下，大圓筒圍堰結(jié)構(gòu)的變位模式主要為繞筒底以上靠近筒底處的某點(diǎn)發(fā)生轉(zhuǎn)動(dòng)變位。從圖12中可以看出，危險(xiǎn)工況二時(shí)，在圍堰內(nèi)、外側(cè)土壓力差和水壓力差的共同作用下，大圓筒結(jié)構(gòu)的變位模式則主要為平動(dòng)，并伴隨一定的轉(zhuǎn)動(dòng)，但轉(zhuǎn)動(dòng)點(diǎn)位于大圓筒筒底以下，并且設(shè)計(jì)方案二中由于大圓筒入土深度更大，圓筒的轉(zhuǎn)動(dòng)運(yùn)動(dòng)模式更加明顯。

2.3 地基破壞模式分析

設(shè)計(jì)方案一中危險(xiǎn)工況一極限狀態(tài)時(shí)，地基中塑性剪切變形分布如圖13所示，兩種設(shè)計(jì)方案中危險(xiǎn)工況二所對(duì)應(yīng)的極限狀態(tài)時(shí)地基中塑性剪切變形分布如圖14所示?？梢姡鞣N危險(xiǎn)工況時(shí)，在外荷載的作用下，基坑側(cè)的土體區(qū)域均發(fā)生了被動(dòng)破壞，形成了從筒底至地表的塑性變形貫通區(qū)；海側(cè)的土體區(qū)域均發(fā)生了主動(dòng)破壞，大圓筒筒壁與海側(cè)土體發(fā)生了分離現(xiàn)象。并且危險(xiǎn)工況二時(shí)，大圓筒入土深度淺時(shí)筒土分離的區(qū)域遠(yuǎn)大于入土深度深時(shí)的，也進(jìn)一步說明在增加大圓筒的入土深度或?qū)A筒筒底下沉至持力層可增強(qiáng)大圓筒結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定性。兩種危險(xiǎn)工況時(shí)，土體塑性區(qū)的分布和大小均沿圓筒圓周存在空間差異，圓筒弧頂附近土體塑性區(qū)的分布范圍和數(shù)值大小均大于其兩側(cè)圓周處的。

4 結(jié)論

針對(duì)跨海橋隧人工島中主、副隔艙式大圓筒圍堰結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性分析中的兩種危險(xiǎn)工況，開展了三維彈塑性有限元建模和計(jì)算，通過分析不同工況下大圓筒結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定性、結(jié)構(gòu)變位模式和地基破壞模式，得到的結(jié)論為：

1）施工期在圍堰結(jié)構(gòu)內(nèi)、外側(cè)土壓力和水壓力差的共同作用下，結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定性是跨海橋隧人工島中主、副隔艙式大圓筒圍堰結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性分析的最危險(xiǎn)工況。當(dāng)大圓筒入土深度增加且筒底處于持力層時(shí)，結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性有較大的提高。

2）危險(xiǎn)工況一時(shí)，在波浪荷載作用下，主、副隔艙式大圓筒圍堰結(jié)構(gòu)的變位模式主要為繞筒底以上靠近筒底處的某點(diǎn)發(fā)生轉(zhuǎn)動(dòng)變位。在圍堰內(nèi)、外側(cè)土壓力差和水壓力差的共同作用下，大圓筒結(jié)構(gòu)的變位模式則主要為平動(dòng)，并伴隨一定的轉(zhuǎn)動(dòng)，但轉(zhuǎn)動(dòng)點(diǎn)位于大圓筒筒底以下。當(dāng)大圓筒入土深度增加時(shí)，結(jié)構(gòu)的轉(zhuǎn)動(dòng)運(yùn)動(dòng)模式更加明顯。

3）各種危險(xiǎn)工況時(shí)，在外荷載的作用下，基坑側(cè)的土體區(qū)域均發(fā)生了被動(dòng)破壞，海側(cè)的土體區(qū)域發(fā)生了主動(dòng)破壞，大圓筒筒壁與海側(cè)土體間發(fā)生了分離現(xiàn)象。大圓筒入土深度淺時(shí)筒土分離的區(qū)域大于入土深度深時(shí)的。

4）土體塑性區(qū)的分布和大小沿大圓筒圓周存在空間差異，圓筒弧頂附近土體塑性區(qū)的分布范圍和數(shù)值大小均大于其兩側(cè)圓周處的。

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