波浪荷載作用下插入式鋼圓筒穩(wěn)定性的離心模型試驗研究

劉文彬，王雪奎，洪兆徽

（1.中交天津港灣工程研究院有限公司，港口巖土工程技術交通行業(yè)重點實驗室，天津市港口巖土工程技術重點實驗室，天津 300222；2.天津大學，水利工程仿真與安全國家重點實驗室，天津 300072；3.中交第一航務工程局有限公司，天津 300461）

0 引言

插入式鋼圓筒結(jié)構作為人工島島壁結(jié)構，被廣泛應用于工程實踐當中[1-3]。在極端條件下，鋼圓筒的穩(wěn)定直接決定著整島的穩(wěn)定及整個工程的成敗[4]。

國內(nèi)外諸多學者針對深水條件下插入式鋼圓筒結(jié)構的穩(wěn)定性開展了系列研究[5-7]，并提出了不少設計理論和數(shù)值分析方法。但由于插入式鋼圓筒結(jié)構作為主要受力結(jié)構，承受著土壓力、水壓力和波浪荷載的多重作用，常規(guī)的物理模型試驗無法說明其工作機理，而在巖土工程中，土工離心模型試驗技術是驗證理論分析和數(shù)值分析最可靠方式。因此，本文以深中通道西人工島工程為依托，運用離心模型試驗方法，分析插入式鋼圓筒結(jié)構在波浪荷載作用下的穩(wěn)定特性及變位特點，為工程設計和施工提供技術和數(shù)據(jù)支持。

1 依托工程

深中通道西人工島鋼圓筒直徑28 m，壁厚19 mm，頂標高+3.5 m，底部穿透淤泥和淤泥質(zhì)土層，入持力層0.5 m，筒內(nèi)拋填中粗砂（容重γ=16 kN/m3，φ=32°）。將土層簡化為上部土層和持力層兩部分，持力層為全風化花崗巖，上部土層為淤泥和淤泥質(zhì)土層的加權平均，土層的主要物理力學參數(shù)見表1，根據(jù)JTS 145—2015《港口與航道水文規(guī)范》[8]計算得到水平最大總波浪力大小如表2所示。

表1 土層的主要性質(zhì)Table 1 Properties of the soil layers

表2 波浪力計算結(jié)果Table 2 Wave force calculation results

2 離心模型試驗方法與內(nèi)容

2.1 試驗方法

1）鋼圓筒的模擬

本離心模型試驗模型比尺N = 120。鋼圓筒原型及模型尺寸的對比見表3。

表3 鋼圓筒原型及模型尺寸對比Table 3 Comparison of prototype and model dimensions of steel cylinder

2）地基土層的模擬

地基上部土層取自深中通道西人工島，經(jīng)實驗室重塑，保證其物理力學特性與原型一致，重塑過程中以不排水強度作為主要控制標準，逐層固結(jié)重塑，使用袖珍貫入儀測試重塑土體的不排水強度的發(fā)展過程，上部試驗土體不排水強度分布如圖1 所示。

圖1 上層土體不排水強度Fig.1 Undrained strength of the upper soil

下部持力層為黏土和粗粒土的混合物，其壓縮模量與全風化花崗巖相當。

3）外荷載的模擬

運用擬靜力法模擬波浪荷載對鋼圓筒的作用。為此，特研制了一套適用于超重力場下加載的水平裝置，該裝置最大工作加速度200g，最大工作荷載4.9 kN，同時擁有應變、應力及低頻循環(huán)3種加載控制方式。

2.2 試驗內(nèi)容

1）模型布置

試驗模型箱尺寸為長950 mm、寬330 mm 和高450 mm。模型布置見圖2。泥面標高為-18 m。

圖2 模型布置圖Fig.2 Layout plan of the model

2）測試布置

運用激光位移傳感器測試筒體水平變位，沿筒身高度方向布置了2個測點，標高分別為1.0 m和-12.8 m。采用薄片式微型土壓力盒測試圓筒側(cè)壁土壓力，在海陸兩側(cè)各布置4個測點。在海陸兩側(cè)土體中各布置了4 只土壓力盒，測試土體內(nèi)的土壓力。同時在大直徑鋼圓筒模型筒體4個高度位置處設置了環(huán)向正應力測點，海側(cè)、陸側(cè)、圓筒中間側(cè)從上至下各布置4個測點。

3 試驗結(jié)果

3.1 荷載與位移結(jié)果

試驗得到了120g 下鋼圓筒在受到連續(xù)集中荷載作用后，荷載大小與筒頂水平位移/泥面以上筒身高度（以下簡稱S/H）之間的關系曲線（即P-S/H曲線），如圖3 所示。

圖3 筒頂處P-S/H 關系曲線Fig.3 Relationship curve between P and S/H at the top of cylinder

由圖3 可知，在開始階段，S/H 隨著荷載增加增長緩慢。深中通道波浪荷載14 808.48 kN 對應的S/H 是約0.3%，滿足JTS 167-13—2019《插入式鋼圓筒結(jié)構設計與施工規(guī)范》[9]S/H 應小于1.5%的要求。隨著荷載的進一步施加，尤其是在荷載超過31 000 kN 后，S/H 的大小發(fā)展迅速，S/H 為1.5%時對應的荷載約為35 000 kN。

試驗得到鋼圓筒不同高度處的水平向位移變化曲線，如圖4 所示。

圖4 水平位移變化曲線Fig.4 The horizontal displacement curve

從圖4 可以看出，鋼圓筒表現(xiàn)為向陸側(cè)移動，水平向位移線性增加，開始階段2個測點位移值差別不大，之后上部測點位移值與下部測點位移值差值越來越大，說明鋼圓筒變位模式為向陸側(cè)傾斜，而不是整體平移。在破壞荷載作用下，標高1.0 m和-12.8 m 處的水平位移為1 348 mm 和930 mm。

3.2 土壓力結(jié)果

試驗得到圓筒側(cè)壁上4個測點的土壓力大小如圖5 所示。其中圖5（a）為加速度升高和荷載施加過程中，筒壁上海側(cè)和陸側(cè)的土壓力發(fā)展過程曲線。圖5（b）為筒體失穩(wěn)破壞時（S/H 為1.5%），筒壁上海側(cè)和陸側(cè)的最終土壓力隨標高的分布情況。

由圖5（a）可知，隨著加速度的升高，各點處的土壓力均迅速增大。待加速度穩(wěn)定并施加水平向荷載后，筒壁上海側(cè)的土壓力逐漸減小，陸側(cè)的土壓力則逐漸增長，各個標高處筒壁處的土壓力變化規(guī)律近乎一致。筒體發(fā)生失穩(wěn)破壞時（S/H為1.5%，荷載達到約35 000 kN），筒壁上海側(cè)標高為-34.2 m 和-26.4 m 兩處的土壓力分別為234 kPa 和118 kPa；陸側(cè)標高為-30.0 m 和-22.8 m 處的土壓力分別為300 kPa 和260 kPa。

由圖5（b）可知，筒體發(fā)生失穩(wěn)破壞時（S/H 為1.5%，荷載達到約35 000 kN），筒壁上海側(cè)標高-34.2 m 和-26.4 m 處的土壓力分別為208 kPa和107 kPa，陸側(cè)標高-30.0 m 和-22.8 m 處島的土壓力分別為315 kPa 和271 kPa。

圖5 試驗過程中筒壁側(cè)土壓力變化曲線Fig.5 Variation curve of soil pressure on cylinder wall during test

試驗得到圓筒兩側(cè)不同位置處土壓力的變化規(guī)律，如圖6 所示。

圖6 土中土壓力發(fā)展情況Fig.6 Development of the soil pressure

由圖6 可知，隨著加速度升高，各測點處的土壓力均迅速增大。待加速度穩(wěn)定并施加荷載后，筒體海側(cè)不同位置、不同標高處的土壓力隨著荷載的增加而均逐漸減小。筒體發(fā)生失穩(wěn)破壞時（S/H 為1.5%，荷載達到約35 000 kN），筒體海側(cè)9.6 m位置、標高-33.6 m 和4.8 m 位置、標高-24.0 m處的土壓力分別為118 kPa 和33 kPa。筒體陸側(cè)的不同位置、不同標高處的土壓力隨著荷載的施加而均逐漸增加，筒體發(fā)生失穩(wěn)破壞時（S/H 為1.5%，荷載達到約35 000 kN），筒體陸側(cè)9.6 m位置、標高-33.6 m 和4.8 m 位置、標高-24.0 m處的土中土壓力分別為118 kPa 和59 kPa。

3.3 環(huán)向拉應變性狀

試驗測得筒體不同位置處的環(huán)向應力如圖7所示。其中圖7（a）為加速度升高和荷載施加過程中海側(cè)筒壁環(huán)向拉應力的發(fā)展過程。圖7（b）為筒壁中心線處環(huán)向拉應力的發(fā)展過程。

圖7 環(huán)向拉應變發(fā)展情況Fig.7 Development of the hoop tensile strain

由圖7（a）可知，隨著加速度的升高，筒體海側(cè)環(huán)向拉應變逐漸增大。當加速度穩(wěn)定時，隨著荷載的施加，海側(cè)筒壁上的環(huán)向拉應變開始減小，逐漸趨于穩(wěn)定。海側(cè)標高-21.6 m、-25.2 m、-28.8 m和-32.4 m 處的最終拉應變分別為1 458 με、2 430 με、2 095 με 和2 994 με。由此可知，在波浪荷載作用下，海側(cè)筒體的拉應變的變化規(guī)律為先減小后趨于穩(wěn)定，由于海側(cè)波浪荷載影響，筒身拉應變隨深度的增加變化規(guī)律不明顯。

由圖7（b）可知，隨著加速度的升高，筒體中心線處的環(huán)向拉應變逐漸增大。當加速度穩(wěn)定時，隨著荷載的施加，筒體中心線處的環(huán)向拉應變開始增加，后逐漸趨于穩(wěn)定。中心線處標高-21.6 m、-28.8 m 和-32.4 m 處的最終拉應變分別為1 558 με、3 542 με 和5 218 με，標高-32.4 m處的環(huán)向拉應變最大。由此可知，在波浪荷載作用下，筒體中心線處的拉應變的變化規(guī)律為先增大后趨于穩(wěn)定，且其大小隨著深度的增加而逐漸增大。

由圖7（c）可知，隨加速度升高，筒體陸側(cè)環(huán)向拉應變逐漸增大。當加速度穩(wěn)定時，隨荷載的施加，筒體環(huán)向拉應變開始增加。陸側(cè)標高-21.6 m和-28.8 m 處的最終拉應變分別為1 925 με 和1 683 με，標高-21.6 m 處的環(huán)向拉應變最大。

4 結(jié)語

依托于深中通道西人工島中的插入式大鋼圓筒結(jié)構，開展了土工離心模型試驗，取得了如下結(jié)論：

1）在波浪荷載作用下，插入式鋼圓筒結(jié)構的變位模式為向陸側(cè)傾斜，沒有發(fā)生整體平移。筒體失穩(wěn)破壞時，即S/H 為1.5%時，對應極限荷載約35 000 kN，筒頂最大水平位移約560 mm。

2）在波浪荷載作用下，無論是在筒壁上還是土中，海側(cè)的土壓力變化規(guī)律均為逐漸減小，陸側(cè)的土壓力逐漸增加，且相同位置處陸側(cè)土壓力大于海側(cè)。

3）在波浪荷載作用下，鋼圓筒海側(cè)拉應變變化規(guī)律為先減小后趨于穩(wěn)定，但隨深度增加無規(guī)律；筒中心線處和陸側(cè)的環(huán)向拉應變變化規(guī)律為逐漸增大后趨于穩(wěn)定，但中心線處的環(huán)向拉應變，沿鋼圓筒高度方向逐漸增大，在標高-32.4 m 位置處即在靠近筒底位置處達到最大值；而陸側(cè)在標高-21.6 m 處的環(huán)向拉應變最大。