主、副隔艙式大圓筒人工島圍堰的穩定性分析

肖 忠，王元戰

（1.天津大學水利工程仿真與安全國家重點實驗室，天津 300072；2.天津市港口與海洋工程重點試驗室，天津 300072）

離岸人工島是在海上建造的人工島嶼。根據用途的不同，可分為用于建設海上能源基地和海洋石油開采平臺等的工業用途人工島；用于建造海上機場、港口及橋隧轉換樞紐等的交通用途人工島；用于建造海上石油儲備基地和危險品倉庫等的儲存用途人工島；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；以及海上城市和農業漁業用地等［1］。當地基條件比較好時，人工島圍堰大多采用重力式結構；但是，當地基條件比較差時，若采用重力式結構，則需挖除軟弱土層，對海域環境破壞程度大，且造價高。在這種情況下，采用大圓筒結構作為人工島圍堰結構是一個非常適合的結構方案，具有土方挖填量少、施工速度快、環境污染小、造價相對低廉的優點［2］。

為了形成一個連續圍堰墻體，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行連接。將大圓筒結構視為主隔艙，這樣一排大圓筒圍堰墻則由主隔艙和副隔艙交錯排列而成。為了解決海峽與海灣之間的交通連接問題，同時又不妨礙船舶航運，長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中，跨海橋隧人工島的受荷情況屬于比較復雜的情況，因為島內基坑降水形成隧道干地施工條件后，圍堰結構不僅要承擔圍堰內、外側的土壓力差，還要承擔圍堰內、外側的水壓力差。由于大圓筒圍堰結構的穩定性計算尚無規范或標準可循，尤其是對于跨海橋隧人工島中的大圓筒圍堰結構，其穩定性和運動模式更加復雜，亟需對其進行研究。

1 有限元計算模型和方法

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

1.1 結構穩定性的危險工況

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構穩定性分析的危險工況。某跨海橋隧人工島圍堰工程的島壁采用主、副隔艙式大圓筒結構，其中鋼筋混凝土大圓筒部分由主、副隔艙組合而成，外側建有拋石斜坡堤。設計方案共有兩種，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，筒頂標高均為2.9m，區別在于設計方案一中大圓筒底標高為－30m，大圓筒筒底處于粉質粘土層中，設計方案二中大圓筒底標高為－44m，大圓筒筒底剛好位于粗礫砂層的頂面上。設計方案一中的大圓筒結構由于筒底土體強度相對較弱，形成不了持力層，主要依靠圓筒壁面的摩阻力維持結構的穩定性；而設計方案二中的大圓筒結構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構的穩定性。以設計方案一為例，結構的典型設計斷面和地質剖面如圖1所示。工程海域施工期的10年一遇設計高水位為2.74m，設計低水位為－1.27m，波浪要素為H1%＝3.69m，T＝8.7s。

圖1 典型設計斷面和地質剖面（單位：m）Fig.1 The typical structural and geological sections（unit：m）

以設計方案一為例，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為：首先開挖表層淤泥至高程－22m；然后進行擠密砂樁施工以加固地基；在開挖泥面－22m的基礎上，回填5m厚的中粗砂層并振密，即回填中粗砂至高程－17m；下沉大圓筒結構至－30m，然后立即向大圓筒內回填中粗砂并振密；為便于表達，把大圓筒結構下沉完畢而且筒內填砂振密后的施工狀態定義為施工狀態一；然后，在大圓筒外回填中粗砂至原泥面高程－8m，并振密；此后，在基坑內打樁，在大圓筒上部現澆封頂混凝土和臨時擋墻，并在大圓筒圍堰外側建設拋石堤；緊接著在基坑內回填中粗砂至高程－12.3m，將基坑內的水降至－13.5m，形成干地施工條件，并振密，為便于表達，此時的施工狀態定義為施工狀態二；最后在基坑內干地施工隧道工程。

從整個施工順序中可看出，主、副隔艙式大圓筒跨海橋隧人工島圍堰穩定性分析的危險工況有兩個：危險工況一是施工狀態一所對應的施工期波浪荷載作用下大圓筒圍堰結構的穩定性，此時，島內尚無回填料，大圓筒入土深度淺，筒外靠海側尚無拋石斜坡堤；危險工況二是施工狀態二所對應的在形成干地施工條件時且在圍堰內側土壓力和水壓力差的共同作用下大圓筒結構的穩定性。各層土的土性指標見表1。各土層打設擠密砂樁后的密度和抗剪強度由砂樁與原土層間的置換比例加權平均得到。考慮到淤泥質粘土層、粉質粘土層及粉質粘土夾砂層的滲透系數相對較小，同時，危險工況處于施工期，地基固結度不高，為安全考慮，這3層土體抗剪強度取三軸試驗UU抗剪強度。

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

1.2 有限元計算模型

以危險工況一為例，說明有限元計算模型的建立。大圓筒圍堰結構具有明顯的空間受力特性。一排大圓筒圍堰結構由主隔艙和副隔艙交錯排列而成。當外部荷載垂直于一排大圓筒圍堰結構的軸線時，一組大圓筒圍堰結構關于與波浪方向平行的平面對稱。利用外部荷載和結構的對稱性，取一組大圓筒圍堰結構的一半作為分析對象，以提高計算效率。土體計算域在垂直防波堤軸線方向，向兩側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，前側面和后側面為側限邊界，左側面和右側面為對稱邊界，各邊界的位置如圖2所示。以設計方案一為例，危險工況一時，大圓筒圍堰結構有限元模型的平面圖和立面圖分別如圖3，4所示。

對于危險工況二，外載關于兩排大圓筒圍堰之間的對稱面也是對稱的。為了節省計算資源，計算土體域在長度方向上可進一步取一半，并設置兩排大圓之間的對稱面為對稱邊界，其他邊界條件同危險工況一。以設計方案一為例，危險工況二時，大圓筒圍堰結構有限元模型的平面圖和立面圖分別如圖5，6所示。

由于大圓筒結構的強度和剛度遠大于地基的強度和剛度，結構系統的位移和失穩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構采用彈性模型，土體本構模型采用擴展Drucker－Prager模型。考慮到軟粘土的滲透系數很小，有限元計算中可采用不排水總應力分析方法［10］。同時為了很好地模擬土體與大圓筒圍堰結構的相互作用，在結構與土體相接觸的區域建立主、從接觸面，以考慮外荷載下結構與周圍土體間的粘結、滑移及脫離現象，接觸面上的本構模型在切向采用庫侖摩擦本構模型，法向采用硬接觸方式。另外，根據美國API［11］，粘性土對筒壁單位面積的摩擦力f不大于粘性土不排水剪切強度cu。

1.3 穩定性分析方法

在有限元計算過程中，逐步增加外荷載，計算不同加載情況下結構的位移。為清楚地表達外荷載加載值與設計外荷載值的關系，定義一個表征荷載加載程度的加載系數α，對荷載加載值進行無量綱化處理：

式中：P為加載外荷載；PD為設計外荷載。

當P加載到結構極限承載力Pu時，加載系數α定義為結構穩定性安全系數K。為了確定穩定性安全系數K，需選用一定的結構失穩判斷標準［3］。本研究采用外荷載和結構位移的P－S曲線斜率接近于零時所對應的外荷載作為結構的極限承載力。

2 有限元分析結果

2.1 穩定性分析

為方便分析，取大圓筒結構上位移控制點的位置如圖7所示。

圖7 大圓筒結構上變位關鍵點分布Fig.7 Locations of the displacement control points for the large cylindracal structure

結構轉角θ的推導為：若將結構看成剛體，則結構轉角θ可由結構在豎直方向上兩任意點的水平位移和兩點之間的距離L推導得出。

圖8 結構轉角公式推導示意Fig.8 The derivation graph of structural rotation

各工況下，外荷載加載系數與控制點的水平位移和結構轉角變位的關系曲線分別如圖9，10所示。各危險工況下，大圓筒結構穩定性安全系數K見表2。

圖10 外荷載加載系數與結構轉角變位關系曲線Fig.10 The loading coefficient of external load versus structural rotation angle

表2 各危險工況時，結構的安全系數KTable 2 Safety factors of the structure under different dangerous occasions

可見，與危險工況一相比，危險工況二時大圓筒結構的穩定性安全系數更小，屬于更危險的工況。在危險工況二時，設計方案一中的大圓筒結構穩定性安全系數小于1，不能滿足穩定性要求；其他情況不變時，在設計方案二中，圓筒入土深度增加至高程－44m，且筒底處于持力層時，結構穩定性安全系數大于1，滿足穩定性要求，大圓筒結構入土增加14m，穩定性安全系數增加了35.96%，結構穩定性有較大提高。

2.2 結構變位模式分析

以設計方案一為例，危險工況一極限加載狀態時，大圓筒結構的位移場分布如圖11所示。設計方案一和設計方案二所對應的危險工況二極限加載狀態時，大圓筒結構的位移場分布如圖12所示。從圖11中可以看出，危險工況一時，在波浪荷載作用下，大圓筒圍堰結構的變位模式主要為繞筒底以上靠近筒底處的某點發生轉動變位。從圖12中可以看出，危險工況二時，在圍堰內、外側土壓力差和水壓力差的共同作用下，大圓筒結構的變位模式則主要為平動，并伴隨一定的轉動，但轉動點位于大圓筒筒底以下，并且設計方案二中由于大圓筒入土深度更大，圓筒的轉動運動模式更加明顯。

2.3 地基破壞模式分析

設計方案一中危險工況一極限狀態時，地基中塑性剪切變形分布如圖13所示，兩種設計方案中危險工況二所對應的極限狀態時地基中塑性剪切變形分布如圖14所示。可見，各種危險工況時，在外荷載的作用下，基坑側的土體區域均發生了被動破壞，形成了從筒底至地表的塑性變形貫通區；海側的土體區域均發生了主動破壞，大圓筒筒壁與海側土體發生了分離現象。并且危險工況二時，大圓筒入土深度淺時筒土分離的區域遠大于入土深度深時的，也進一步說明在增加大圓筒的入土深度或將圓筒筒底下沉至持力層可增強大圓筒結構的穩定性。兩種危險工況時，土體塑性區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的分布范圍和數值大小均大于其兩側圓周處的。

4 結論

針對跨海橋隧人工島中主、副隔艙式大圓筒圍堰結構穩定性分析中的兩種危險工況，開展了三維彈塑性有限元建模和計算，通過分析不同工況下大圓筒結構的穩定性、結構變位模式和地基破壞模式，得到的結論為：

1）施工期在圍堰結構內、外側土壓力和水壓力差的共同作用下，結構的穩定性是跨海橋隧人工島中主、副隔艙式大圓筒圍堰結構穩定性分析的最危險工況。當大圓筒入土深度增加且筒底處于持力層時，結構穩定性有較大的提高。

2）危險工況一時，在波浪荷載作用下，主、副隔艙式大圓筒圍堰結構的變位模式主要為繞筒底以上靠近筒底處的某點發生轉動變位。在圍堰內、外側土壓力差和水壓力差的共同作用下，大圓筒結構的變位模式則主要為平動，并伴隨一定的轉動，但轉動點位于大圓筒筒底以下。當大圓筒入土深度增加時，結構的轉動運動模式更加明顯。

3）各種危險工況時，在外荷載的作用下，基坑側的土體區域均發生了被動破壞，海側的土體區域發生了主動破壞，大圓筒筒壁與海側土體間發生了分離現象。大圓筒入土深度淺時筒土分離的區域大于入土深度深時的。

4）土體塑性區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的分布范圍和數值大小均大于其兩側圓周處的。

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