地震作用下回填砂地基沉入式鋼圓筒防波堤變形機(jī)理分析

馮國(guó)俊，宋 波 ，王 榮

(1. 北京科技大學(xué) 土木與資源工程學(xué)院，北京 100083；2. 強(qiáng)震區(qū)軌道交通工程抗震研究北京市國(guó)際科技合作基地，北京 100083;3. 中國(guó)港灣工程有限責(zé)任公司，北京 100027)

沉入式鋼圓筒結(jié)構(gòu)是無(wú)底無(wú)內(nèi)隔墻的大直徑薄壁圓筒結(jié)構(gòu)，內(nèi)部填充砂土等材料，適用于防波堤或岸壁等港口結(jié)構(gòu)選型，場(chǎng)地適應(yīng)能力強(qiáng)，適合于深水區(qū)，且施工周期短安全性高。目前鋼圓筒岸壁逐漸在國(guó)內(nèi)外得到廣泛應(yīng)用，但鋼圓筒防波堤在國(guó)內(nèi)外應(yīng)用較少，我國(guó)采用沉入式鋼圓筒結(jié)構(gòu)的港口結(jié)構(gòu)包括廣州番禺南沙蒲洲海堤護(hù)岸工程和港珠澳大橋人工島工程等。當(dāng)?shù)卣鸢l(fā)生時(shí)，鋼圓筒防波堤和岸壁等港口結(jié)構(gòu)會(huì)由于地基變形導(dǎo)致其傾斜、滑移，甚至傾覆，例如1995年日本兵庫(kù)縣地震導(dǎo)致摩耶碼頭鋼圓筒岸壁產(chǎn)生1～4 m的水平殘余位移，輸送貨物的機(jī)械設(shè)備失效[1]。因此，開(kāi)展沉入式鋼圓筒防波堤變形機(jī)理研究有著重要的現(xiàn)實(shí)意義。

國(guó)內(nèi)外學(xué)者針對(duì)地震作用下港口結(jié)構(gòu)變形等方面開(kāi)展了不少研究工作，Ozutsumi等[2]通過(guò)有效應(yīng)力分析法研究了河堤由于液化導(dǎo)致的變形；菅野高弘等[3]基于振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)研究了鋼圓筒岸壁的地震響應(yīng)；方云等[4]通過(guò)振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)研究發(fā)現(xiàn)地震時(shí)重力式碼頭以側(cè)向運(yùn)動(dòng)為主，李炎保等[5]在總結(jié)國(guó)內(nèi)外防波堤發(fā)展基礎(chǔ)上開(kāi)展了其損壞原因分析；王麗艷等[6]開(kāi)展了砂性地基防波堤地震殘余變形機(jī)制研究；王桂萱等[7]采用數(shù)值模擬分析了田灣核電防波堤動(dòng)力特性。本文將通過(guò)振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)和數(shù)值模擬研究回填砂地基沉入式防波堤的動(dòng)力響應(yīng)影響，并分析防波堤的變形機(jī)理。

1 有限差分模型動(dòng)力響應(yīng)影響分析

1.1 工程背景

委內(nèi)瑞拉卡貝略港防波堤采用沉入式鋼圓筒結(jié)構(gòu)，分東堤和西堤(見(jiàn)圖1)，由一系列鋼圓筒結(jié)構(gòu)組成，鋼圓筒之間通過(guò)混凝土膜袋相連，間距為1 m。防波堤典型斷面和平面布置，如圖2所示，鋼圓筒直徑22 m、壁厚16 mm、高22.5 m，筒頂標(biāo)高+2.5 m，筒底標(biāo)高-20 m，鋼(Q345)屈服強(qiáng)度為34 5MPa。筒內(nèi)外砂為回填砂，筒底砂主要為密實(shí)的細(xì)砂。防波堤按《港口結(jié)構(gòu)抗震設(shè)計(jì)指南》[8]基于超越概率50%(Level 1)和超越概率10%(Level 2)進(jìn)行抗震設(shè)計(jì)，對(duì)應(yīng)設(shè)計(jì)地震動(dòng)分別為1.7 m/s2和3.2 m/s2。為防止回填砂地基液化，計(jì)劃對(duì)筒內(nèi)外回填砂進(jìn)行改良。

圖1 防波堤示意圖Fig.1 Diagram of breakwater

(a) 典型斷面

(b) 平面布置圖2 防波堤典型斷面和平面布置示意圖Fig.2 Diagram of typical section for breakwater

1.2 有限差分模型

為更合理地開(kāi)展數(shù)值模擬和振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)，需要對(duì)工程實(shí)際結(jié)構(gòu)進(jìn)行簡(jiǎn)化。由圖2(b)平面布置圖可以看出，由于鋼圓筒防波堤沿切線方向連續(xù)排列布置，各個(gè)鋼圓筒是相對(duì)獨(dú)立的，因此可取單個(gè)圓筒開(kāi)展數(shù)值模擬和振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)。同時(shí)由于鋼圓筒之間的相互作用，切線方向地震對(duì)鋼圓筒影響非常小，對(duì)鋼圓筒防波堤影響較大的是法線方向地震。因此采用FLAC3D沿防波堤法線方向建立的三維模型如圖3(a)所示，模型長(zhǎng)為242 m，防波堤兩側(cè)采用5倍鋼圓筒直徑土體，高為38.5 m，其中筒內(nèi)回填砂高為22.5 m，筒底砂高度為16 m，寬為23 m，設(shè)置自由場(chǎng)邊界條件，如圖3(b)所示。鋼圓筒采用結(jié)構(gòu)殼單元，不同土層參數(shù)如表1所示，回填砂和筒底砂采用Finn本構(gòu)模型，采用link來(lái)使鋼圓筒結(jié)構(gòu)單元和土體單元產(chǎn)生相互作用，同時(shí)采用滲流模式，實(shí)現(xiàn)流固耦合。

(a) 模型

(b) 自由場(chǎng)邊界條件圖3 防波堤有限差分模型Fig.3 Finite difference model of breakwater表1 不同土層參數(shù)Tab.1 Parameters of different soil layers

參數(shù)干密度ρ/(kg·m-3)體積模量K/MPa剪切模量G/MPa泊松比ν黏聚力c/(kN·m-3)內(nèi)摩擦角?/(°)滲透系數(shù)k/(cm·s-1)孔隙率n阻尼比ζ液化參數(shù)回填砂1 500133.3361.540.32285×10-30.450.05Dr=20%C1=4.25C2=0.24筒底砂1 800510235.380.34421×10-30.40.05Dr=80%C1=1.75C2=2.29注:液化參數(shù)根據(jù)Byrne等[9]研究成果確定,其中C1=007 6Dr-2.5,C2=0.4/C1, Dr根據(jù)《工程地質(zhì)手冊(cè)》(第四版) [10]確定。式中:Dr為砂土相對(duì)密度;C1和C2為液化參數(shù)

1.3 地震波選擇

選擇1940年美國(guó)帝王谷地震(簡(jiǎn)稱El地震波)、1983年日本海地震(簡(jiǎn)稱T1地震波)和1995年日本兵庫(kù)縣地震(簡(jiǎn)稱T2地震波)作為水平向輸入地震波，其中El地震波和T2地震波屬于近場(chǎng)地震，T1地震波屬于遠(yuǎn)場(chǎng)地震，分別按加速度峰值為1.7 m/s2和3.2 m/s2加載，地震波特性如表2所示，加速度峰值為1.7 m/s2時(shí)的各地震波加速度時(shí)程曲線，如圖4所示。

表2 地震波特性Tab.2 Characteristics of seismic waves

圖4 加速度時(shí)程曲線Fig.4 Time-history curves of acceleration

1.4 動(dòng)力響應(yīng)影響分析

鋼圓筒結(jié)構(gòu)包括鋼圓筒和筒內(nèi)回填材料，由于鋼圓筒內(nèi)部有回填砂等土體，導(dǎo)致鋼圓筒結(jié)構(gòu)剛度較大，可將鋼圓筒結(jié)構(gòu)看作剛體[11]。防波堤變形模式主要由鋼圓筒結(jié)構(gòu)和地基條件決定，因此沉入式防波堤典型變形模式如圖5所示。當(dāng)?shù)鼗鶠閳D5(a)堅(jiān)實(shí)的地基時(shí)，防波堤以水平運(yùn)動(dòng)為主，產(chǎn)生較小的水平位移，當(dāng)?shù)鼗鶠閳D5(b)松散砂地基時(shí)，防波堤嚴(yán)重傾斜，產(chǎn)生較大的水平位移。由于鋼圓筒防波堤損傷程度由頂部水平殘余位移大小和鋼圓筒應(yīng)力狀態(tài)決定，二者是鋼圓筒結(jié)構(gòu)和地基條件變化的綜合反映，因此在動(dòng)力響應(yīng)影響分析過(guò)程中將重點(diǎn)分析防波堤頂部水平殘余位移和鋼圓筒應(yīng)力。

(a) 堅(jiān)實(shí)的地基

(b) 松散砂地基圖5 防波堤典型變形模式Fig.5 Typical deformation modes of breakwater

采用彈塑性求解法生成初始地應(yīng)力場(chǎng)，通過(guò)流固耦合施加水壓力荷載達(dá)到平衡，施加自由場(chǎng)邊界條件模擬自由場(chǎng)地，然后加載不同加速度峰值大小的地震波開(kāi)展動(dòng)力分析，數(shù)值模擬后發(fā)現(xiàn)當(dāng)加載加速度峰值為1.7 m/s2時(shí)的地震波時(shí)筒外回填砂未發(fā)生液化，當(dāng)加載加速度峰值為3.2 m/s2時(shí)的地震波時(shí)筒外回填砂發(fā)生液化。由于當(dāng)進(jìn)行動(dòng)力分析時(shí)，防波堤頂部水平位移包括地基土體位移和防波堤頂部水平殘余位移(見(jiàn)式(1))，因此通過(guò)數(shù)值模擬可得到加載加速度峰值為3.2 m/s2時(shí)的El地震波時(shí)網(wǎng)格變形，如圖6所示，頂部產(chǎn)生的水平位移約為0.54 m。由于防波堤筒底回填砂為密實(shí)的細(xì)砂，筒內(nèi)外為回填砂，回填砂與筒底砂之間的作用力阻礙了防波堤的運(yùn)動(dòng)，因此防波堤產(chǎn)生的水平位移較小。同時(shí)可得到加載El地震波時(shí)防波堤水平位移時(shí)程曲線，如圖7所示。由圖7可以看出，隨著地震波時(shí)間的持續(xù)，防波堤頂部水平位移逐漸增大。

w=d+d′

(1)

式中：w為防波堤頂部水平位移;d為防波堤頂部水平殘余位移;d′為地基土體位移。

圖6 有限差分模型網(wǎng)格變形圖Fig.6 TheFigures of mesh deforming for finite difference model

(a) El地震波加速度峰值1.7 m/s2

(b) El地震波加速度峰值3.2 m/s2圖7 El地震時(shí)防波堤水平位移時(shí)程曲線Fig.7 Time-history curves of residual horizontal displacement for breakwater under El seismic waves

通過(guò)動(dòng)力分析可得到加載不同地震波時(shí)防波堤頂部水平殘余位移，如圖8所示。由圖8可以看出，當(dāng)不同地震波作用于防波堤時(shí)，頂部水平殘余位移方向不同，使防波堤朝海側(cè)或岸側(cè)方向運(yùn)動(dòng)，這是由于地震波加速度方向不斷變化造成的。同時(shí)可以看出，當(dāng)?shù)卣鸩铀俣确逯禐?.7 m/s2時(shí)，近場(chǎng)地震和遠(yuǎn)場(chǎng)地震對(duì)防波堤筒頂水平殘余位移影響較一致，但當(dāng)?shù)卣鸩铀俣确逯禐?.2 m/s2時(shí)，遠(yuǎn)場(chǎng)地震對(duì)防波堤筒頂水平殘余位移影響比近場(chǎng)地震時(shí)大。因此，當(dāng)?shù)卣鸩铀俣确逯递^小時(shí)，近遠(yuǎn)場(chǎng)地震對(duì)防波堤的動(dòng)力響應(yīng)影響較一致，但當(dāng)?shù)卣鸩铀俣确逯递^大時(shí)，遠(yuǎn)場(chǎng)地震比近場(chǎng)地震對(duì)防波堤動(dòng)力響應(yīng)影響要大，主要是地震波類型為近遠(yuǎn)場(chǎng)地震所決定的。遠(yuǎn)場(chǎng)地震對(duì)剛度小的地基影響大，近場(chǎng)地震對(duì)剛度大的地基影響大，由于回填砂剛度較小，因此遠(yuǎn)場(chǎng)地震比近場(chǎng)地震對(duì)回填砂地基防波堤動(dòng)力響應(yīng)影響較大。

圖8 不同地震時(shí)防波堤頂部水平殘余位移Fig.8 Residual horizontal displacement on the top of breakwater for different seismic waves

通過(guò)動(dòng)力分析可得到加載不同地震波時(shí)鋼圓筒筒壁所受最大應(yīng)力沿高程變化趨勢(shì)，如圖9所示。由圖9可以看出筒底部位(-20 m，點(diǎn)B)應(yīng)力最大，但在泥面部位(-14 m，點(diǎn)A)出現(xiàn)拐點(diǎn)，說(shuō)明地震時(shí)埋入土內(nèi)的鋼圓筒不斷與筒內(nèi)外土層相互擠壓，從而造成接觸處的應(yīng)力較大，泥面以上的鋼圓筒由于筒外不受土體約束，導(dǎo)致筒與筒外土層地表接觸處應(yīng)力較小。因此鋼圓筒防波堤筒壁存在兩處應(yīng)力較大的薄弱環(huán)節(jié)，分別位于筒底部位(點(diǎn)B)及泥面部位(點(diǎn)A)，因此應(yīng)將點(diǎn)A和點(diǎn)B作為結(jié)構(gòu)斷面設(shè)計(jì)的控制部位。同時(shí)可以發(fā)現(xiàn)當(dāng)加速度峰值為3.2 m/s2時(shí)T1地震波導(dǎo)致筒壁應(yīng)力響應(yīng)影響最大，此時(shí)筒壁底部(點(diǎn)B)最大應(yīng)力約為289 MPa，泥面處(點(diǎn)A)最大應(yīng)力約為249 MPa，說(shuō)明鋼圓筒尚未進(jìn)入塑性。

圖9 鋼圓筒應(yīng)力最大值沿標(biāo)高變化Fig.9 Change of maximum for stress of steel cylinder along the elevation

1.5 防波堤抗震性能設(shè)計(jì)極限值分析

《港口結(jié)構(gòu)抗震設(shè)計(jì)指南》中未提及對(duì)鋼圓筒防波堤設(shè)計(jì)指標(biāo)，但將鋼圓筒岸壁標(biāo)準(zhǔn)化水平殘余位移和應(yīng)變作為設(shè)計(jì)的控制指標(biāo)。同時(shí)日本《沉入式鋼圓筒結(jié)構(gòu)工法 設(shè)計(jì)·施工指南》將鋼圓筒結(jié)構(gòu)標(biāo)準(zhǔn)化水平殘余位移<1.5%作為設(shè)計(jì)控制指標(biāo)。由于鋼圓筒岸壁和鋼圓筒防波堤都屬于鋼圓筒結(jié)構(gòu)，同時(shí)有著相同的設(shè)計(jì)控制指標(biāo)，所以可參考鋼圓筒岸壁的抗震性能指標(biāo)建立鋼圓筒防波堤的抗震性能指標(biāo)，因此將防波堤頂部標(biāo)準(zhǔn)化水平殘余位移1.5%(式(2)和式(3))和鋼圓筒應(yīng)力345 MPa作為防波堤抗震性能控制極限值。因此，當(dāng)防波堤泥面以上高度h=16.5 m，防波堤頂部水平殘余位移為0.247 5 m。通過(guò)數(shù)值模擬可得到加載加速度峰值為3.2 m/s2的地震波時(shí)防波堤震性能控制極限值分析結(jié)果，如表3所示。由表3可以看出，當(dāng)加載不同地震波時(shí)，鋼圓筒應(yīng)力極限值小于345 MPa，T1地震波時(shí)頂部標(biāo)準(zhǔn)化水平殘余位移大于極限值1.5%，此時(shí)水平殘余位移超過(guò)0.247 5 m的抗震性能控制極限值，鋼圓筒未達(dá)到塑性，因此防波堤破壞模式主要由水平殘余位移決定。

(2)

H=h+h′

(3)

式中:δ為防波堤頂部標(biāo)準(zhǔn)化水平殘余位移；h為泥面到防波堤頂部的距離；h′為泥面到防波堤底部的距離；H為防波堤高度。

表3 抗震性能設(shè)計(jì)極限值分析結(jié)果Tab.3 Analysis results of design limit for seismic performance

由于鋼圓筒結(jié)構(gòu)在工程實(shí)際中通常通過(guò)拱弧部將多個(gè)鋼圓筒相連，通過(guò)MIDAS-GTS NX軟件建立與單筒模型地質(zhì)條件相同的三筒相連防波堤模型，如圖10(a)所示，長(zhǎng)為242 m，寬為69 m，采用黏彈性邊界條件，液化模型采用修正UBCSAND模型[12-13]，通過(guò)數(shù)值模擬得到加載加速度峰值為3.2 m/s2的T1地震波時(shí)模型切線方向位移云圖，如圖10(b)所示。由圖10(b)可以看出防波堤頂部水平位移約為0.790 m，水平殘余位移約為0.342 m，則此時(shí)防波堤頂部標(biāo)準(zhǔn)化水平殘余位移約為2.073%，大于極限值1.5%，且與單筒模型計(jì)算結(jié)果比較接近。同時(shí)，通過(guò)相同地質(zhì)條件下三筒相連防波堤模型(原型和模型的相似比為λ=73.3)的振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)(見(jiàn)圖10(c))得到加載T1地震波時(shí)防波堤頂部水平位移(中間筒位移測(cè)點(diǎn)u1)約為0.949 m，與單筒模型數(shù)值模擬結(jié)果相差約14.34%。另外，通過(guò)數(shù)值模擬可得到T1地震波時(shí)中間筒應(yīng)力最大值沿標(biāo)高變化變化情況如圖10(d)所示，且筒壁底部最大應(yīng)力約為261 MPa，與單筒模型計(jì)算結(jié)果相差約9.69%。因此單筒模型計(jì)算結(jié)果比較合理。

(a) 三筒相連防波堤模型

(b) T1地震波時(shí)防波堤切線方向位移云圖

(c) 三筒相連防波堤振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)示意圖

(d) T1地震波時(shí)中間筒應(yīng)力最大值沿標(biāo)高變化圖10 鋼圓筒防波堤模型及分析結(jié)果Fig.10 Model and analysis result of steel cylinder breakwater

2 振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)研究

2.1 模型相似關(guān)系

為分析沉入式鋼圓筒防波堤在地震作用下的動(dòng)力響應(yīng)影響，開(kāi)展振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)時(shí)需要考慮土-結(jié)構(gòu)-流體的相互作用。Iai[14]通過(guò)理論分析了土-結(jié)構(gòu)-流體相互作用，并結(jié)合香川崇章等[15-16]取得的研究成果，提出了適用于考慮土-結(jié)構(gòu)-流體相互作用時(shí)分析砂土液化的1 G重力場(chǎng)振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)相似關(guān)系，并在港口結(jié)構(gòu)試驗(yàn)方面得到廣泛應(yīng)用。取防波堤原型和模型的相似比為λ=27.5，則根據(jù)Iai的研究成果得防波堤原型和模型相似系數(shù)，如表4所示。

表4 防波堤原型和模型相似比Tab.4 Ratio of similitude for prototype and model of breakwater

2.2 模型設(shè)計(jì)及測(cè)點(diǎn)布置

防波堤振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)如圖11(a)所示，振動(dòng)臺(tái)臺(tái)面尺寸為1.5 m×1.5 m，模型箱為2 m×1 m×1.5 m(長(zhǎng)×寬×高)的鋼板箱，三個(gè)側(cè)面采用鋼板，一個(gè)側(cè)面采用透明有機(jī)玻璃板，模型箱底部與振動(dòng)臺(tái)臺(tái)面依靠螺栓固結(jié)。在箱體和土體之間采用柔性材料海綿填充，模擬地震波的邊界條件，模型邊界條件如圖11(b)所示。同時(shí)采用如圖11(c)所示的透明有機(jī)玻璃做單筒模型(見(jiàn)表5)，并在筒內(nèi)外和筒底選用與工程現(xiàn)場(chǎng)密度相同的細(xì)砂來(lái)模擬回填砂和筒底砂。其中振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)有機(jī)玻璃模型參數(shù)是根據(jù)實(shí)際鋼圓筒結(jié)構(gòu)由幾何相似和抗彎剛度相似確定的。模型測(cè)點(diǎn)布置如圖11(d)所示，設(shè)置超孔隙水壓力測(cè)點(diǎn)P1，P2，P3，P4和P5，加速度測(cè)點(diǎn)a1，a2，a3，a4和a5以及頂部水平位移測(cè)點(diǎn)u1。

表5 有機(jī)玻璃模型參數(shù)Tab.5 The parameters of organic glass model

圖11 防波堤振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)Fig.11 Shaking table test of breakwater

砂性土級(jí)配對(duì)液化的難易程度影響很大，當(dāng)砂土顆粒越細(xì)時(shí)，越容易液化。工程現(xiàn)場(chǎng)回填砂和筒內(nèi)外試驗(yàn)用回填砂的顆粒級(jí)配分布曲線，如圖12所示，顆粒分析結(jié)果表明工程現(xiàn)場(chǎng)和試驗(yàn)粗粒土(>0.075 mm)含量均超過(guò)85%，級(jí)配曲線相近，通過(guò)上述分析表明試驗(yàn)可很好模擬工程現(xiàn)場(chǎng)情況。

圖12 回填砂顆粒級(jí)配曲線Fig.12 Grain composition of backfill sand

2.3 試驗(yàn)加載方案

試驗(yàn)選擇加速度峰值為3.2 m/s2的El地震波、T1地震波和T2地震波為臺(tái)面水平方向輸入地震波，地震波持續(xù)時(shí)間按相似比進(jìn)行壓縮。由于輸入加速度峰值為3.2 m/s2的El地震波后回填砂地基發(fā)生液化，防波堤產(chǎn)生不可逆變形，所以未進(jìn)行T1地震波和T2地震波工況試驗(yàn)。

2.4 試驗(yàn)現(xiàn)象分析

通過(guò)試驗(yàn)可得到不同測(cè)點(diǎn)超孔隙水壓力變化，如圖13所示。由圖13(a)看出，筒內(nèi)測(cè)點(diǎn)P1和筒外測(cè)點(diǎn)P2超孔隙水壓力隨加速度峰值的增大迅速上升，當(dāng)超過(guò)土體初始有效應(yīng)力時(shí)持續(xù)一段時(shí)間，然后開(kāi)始緩慢下降，說(shuō)明測(cè)點(diǎn)P1和測(cè)點(diǎn)P2部位的砂土在地震動(dòng)激勵(lì)下已經(jīng)液化，且液化后超孔隙水壓力在逐漸消散。同時(shí)由圖13(b)看出，測(cè)點(diǎn)P3,P4和P5超孔隙水壓力未超過(guò)土體初始有效應(yīng)力，且未出現(xiàn)明顯的下降趨勢(shì)，因此上述測(cè)點(diǎn)未液化。同時(shí)，由于筒內(nèi)回填砂測(cè)點(diǎn)P1部位已經(jīng)液化，而測(cè)點(diǎn)P3部位未液化，因此位于水中的筒內(nèi)回填砂上部已經(jīng)液化，下部未液化。由于位于水中的筒內(nèi)回填砂上部已液化部分上部為滲透性好的砂層，所以在液化的過(guò)程中，已液化部分筒壁受到的壓力將減小，水將逐漸溢到水位線上回填砂部分。但在液化后，由于砂將變得比較密實(shí)，此時(shí)對(duì)筒壁的壓力將增大。因此，通過(guò)試驗(yàn)可以發(fā)現(xiàn)，鋼圓筒位于水中的回填砂上部已經(jīng)液化，下部未液化，且鋼圓筒液化部分受力將先減小后增大。

(a) 測(cè)點(diǎn)P1和P2

(b) 測(cè)點(diǎn)P3，P4和P5圖13 測(cè)點(diǎn)超孔隙水壓力時(shí)程曲線Fig.13 Time-history curves of excess pore water pressure for measuring point

筒外回填砂測(cè)點(diǎn)P2附近回填砂液化產(chǎn)生的滑移現(xiàn)象，如圖14(a)所示，表明筒外回填砂地基發(fā)生液化滑移現(xiàn)象。且由于回填砂液化導(dǎo)致筒外回填砂對(duì)防波堤的側(cè)向作用減小，筒身發(fā)生偏轉(zhuǎn)，產(chǎn)生的試驗(yàn)現(xiàn)象如圖14(b)所示，符合圖5(a)變形模式。因此筒外回填砂對(duì)防波堤的穩(wěn)定性起到關(guān)鍵作用，需要優(yōu)先對(duì)筒外回填砂地基進(jìn)行改良，防止回填砂液化。

圖14 振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)現(xiàn)象Fig.14 The phenomena of shaking table test

2.5 振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)與數(shù)值模擬結(jié)果對(duì)比分析

通過(guò)振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)和數(shù)值模擬可得到加載加速度峰值3.2 m/s2的El地震波時(shí)筒壁水平加速度最大值沿筒高的變化，如圖15所示，筒壁頂部加速度測(cè)點(diǎn)J1的加速度時(shí)程，如圖16所示。由圖15可以看出，筒壁水平加速度最大值沿筒高不斷增大，其中試驗(yàn)時(shí)筒壁頂部測(cè)點(diǎn)水平加速度最大值達(dá)到約6.2 m/s2，與數(shù)值模擬結(jié)果相差約12.93%。由圖16可以看出筒壁頂部加速度峰值出現(xiàn)的時(shí)間要晚于El地震波加速度峰值出現(xiàn)的時(shí)間。同時(shí)可得到振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)和數(shù)值模擬時(shí)筒壁頂部水平位移，如圖17所示，其中試驗(yàn)結(jié)果與數(shù)值模擬結(jié)果相差約16.14%，說(shuō)明試驗(yàn)結(jié)果與數(shù)值模擬結(jié)果較一致。

圖15 筒壁水平加速度最大 值沿標(biāo)高變化情況Fig.15 Changes of maximum for horizontal acceleration of cylinder wall along the elevation

圖16 防波堤頂部加速度時(shí)程曲線Fig.16 Time-history curves of horizontal acceleration on the top of breakwater

圖17 防波堤頂部水平位移時(shí)程曲線Fig.17 Time-history curves of horizontal displacement on the top of breakwater

3 結(jié) 論

(1) 振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)表明當(dāng)加載加速度峰值為3.2 m/s2的El地震波時(shí)，由于地震波作用筒外回填砂液化，導(dǎo)致筒外回填砂對(duì)防波堤的側(cè)向力改變，防波堤產(chǎn)生傾斜現(xiàn)象，建議優(yōu)先對(duì)筒外回填砂進(jìn)行改良，防止其液化。

(2) 鋼圓筒防波變形模式主要由鋼圓筒結(jié)構(gòu)和地基條件決定，由于鋼圓筒結(jié)構(gòu)剛度較大，筒底砂為密實(shí)的細(xì)砂，筒外砂為比較松散砂，該鋼圓筒防波堤以水平運(yùn)動(dòng)為主，筒外回填砂對(duì)鋼圓筒穩(wěn)定性起到關(guān)鍵作用。

(3) 抗震性能控制極限值分析表明當(dāng)加載加速度峰值為3.2 m/s2的T1地震波時(shí)，該防波堤水平殘余位移超過(guò)0.247 5 m的抗震性能控制極限值，鋼圓筒未達(dá)到塑性，處于彈性階段，因此防波堤損傷程度主要由水平殘余位移決定。

(4) 隨著加速度峰值的增大，遠(yuǎn)場(chǎng)地震比近場(chǎng)地震波對(duì)防波堤水平殘余位移影響較大，同時(shí)通過(guò)數(shù)值模擬研究了鋼圓筒應(yīng)力影響規(guī)律，發(fā)現(xiàn)該防波堤鋼圓筒筒底和泥面處應(yīng)力較大，為結(jié)構(gòu)的薄弱環(huán)節(jié)，可為工程設(shè)計(jì)提供參考依據(jù)。