肖忠 ，溫洪涌 ，張文忠 ，黃宣軍 ，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，天津市港口與海洋工程重點(diǎn)試驗(yàn)室，天津 300072；2.中國交建海岸工程水動(dòng)力重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，天津 300222；3.深圳中廣核工程設(shè)計(jì)有限公司，廣東 深圳 518124；4.中交天津港灣工程研究院有限公司，天津 300222）

為了解決海峽、海灣之間的交通連接問題，同時(shí)又不妨礙船舶航運(yùn)，長距離的跨海交通樞紐往往采用橋隧組合形式，并在橋隧組合處修建人工島。當(dāng)?shù)鼗鶙l件比較差時(shí)，采用沉入式大直徑圓筒結(jié)構(gòu)作為人工島圍堰結(jié)構(gòu)是一種非常好的選擇，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)[1]。為了形成連續(xù)的擋土擋水結(jié)構(gòu)，單排大圓筒安裝后，在其之間用副隔艙進(jìn)行連接。在軟土地基上，為了減少圓筒的入土深度和變位，增加圓筒的穩(wěn)定性，可選擇在大圓筒的筒底部進(jìn)行高壓旋噴樁施工，形成一圈旋噴樁基礎(chǔ)。由于沉入式大直徑圓筒圍堰結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定性計(jì)算尚無規(guī)范或標(biāo)準(zhǔn)可循，在其底部進(jìn)行高壓旋噴后，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)算新型港口與海岸結(jié)構(gòu)物穩(wěn)定性的有效方法，目前已經(jīng)成功應(yīng)用在箱筒型基礎(chǔ)防波堤、沉入式大圓筒防波堤和半圓堤等港口與海岸結(jié)構(gòu)物的穩(wěn)定性計(jì)算中[2-8]。

1.1 結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性的危險(xiǎn)工況

某跨海橋隧人工島圍堰工程的島壁采用沉入式大圓筒與旋噴樁組合式結(jié)構(gòu)，其中鋼筋混凝土沉入式大圓筒部分由主副隔艙組合而成，外側(cè)建有拋石斜坡堤。典型設(shè)計(jì)斷面和地質(zhì)剖面圖如圖1所示。鋼筋混凝土大圓筒的主隔艙直徑為26.37 m，副隔艙直徑為26.03 m，壁厚為30 cm，筒頂標(biāo)高為2.9 m，圓筒底標(biāo)高為-30 m。旋噴樁頂高程高出大圓筒底部高程2 m，旋噴樁底高程為-44 m，位于粗礫砂層，旋噴樁形成環(huán)狀基礎(chǔ)的壁厚為3.4 m。工程海域施工期的10 a一遇設(shè)計(jì)高水位為2.74 m，設(shè)計(jì)低水位為-1.27 m，波浪要素為H1%=3.69 m，T=8.7 s。

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(m)

沉入式大圓筒與旋噴樁組合式圍堰的施工順序?yàn)椋菏紫乳_挖表層淤泥至高程-22 m；進(jìn)行擠密砂樁施工以加固地基；在開挖泥面-22 m的基礎(chǔ)上回填5 m厚的中粗砂層并振密；下沉大圓筒主副隔艙結(jié)構(gòu)至-30 m，向大圓筒內(nèi)回填中粗砂并振密（施工狀態(tài)一）；在大圓筒底部進(jìn)行高壓旋噴樁施工；大圓筒外回填中粗砂至原泥面高程-8 m，并振密；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；在基坑內(nèi)回填中粗砂至高程-12.3 m，基坑內(nèi)降水至-13.5 m，形成干地施工條件，并振密（施工狀態(tài)二）；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，軟基上沉入式大圓筒與旋噴樁組合式圍堰穩(wěn)定性分析的危險(xiǎn)工況主要有兩個(gè)，危險(xiǎn)工況一是與施工狀態(tài)一對(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，筒外尚無拋石斜坡堤，而且大圓筒還沒有進(jìn)行高壓旋噴施工；危險(xiǎn)工況二是與施工狀態(tài)二對(duì)應(yīng)的在形成干地施工條件下在圍堰內(nèi)外側(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。

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

各土層打設(shè)擠密砂樁后的密度和抗剪強(qiáng)度按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)黏土層、粉質(zhì)黏土層和粉質(zhì)黏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，這三層土體抗剪強(qiáng)度取三軸試驗(yàn)UU抗剪強(qiáng)度。

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，將1個(gè)主隔艙和1個(gè)副隔艙稱為1組。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)，1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。為提高計(jì)算效率，利用外部荷載和結(jié)構(gòu)的對(duì)稱性，取1組大圓筒圍堰結(jié)構(gòu)的一半作為分析對(duì)象。土體計(jì)算域在垂直圍堰軸線方向，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50 m。計(jì)算土域的邊界條件如下：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，各邊界的位置示意圖如圖2所示。圖3為危險(xiǎn)工況一時(shí)大圓筒圍堰結(jié)構(gòu)有限元模型的立面圖。

圖2 各邊界的位置示意圖Fig.2 Location of every boundary

圖3 危險(xiǎn)工況一時(shí)大圓筒圍堰結(jié)構(gòu)有限元模型立面圖Fig.3 Elevation drawing of finite element model for the large cylindracal structure under thedangerous occasion 1

對(duì)于危險(xiǎn)工況二，外荷載關(guān)于兩排大圓筒圍堰之間的對(duì)稱面也是對(duì)稱的，為節(jié)省計(jì)算資源，計(jì)算土體域在長度方向上可取一半，并設(shè)置兩排大圓之間的對(duì)稱面為對(duì)稱邊界，其它邊界條件同危險(xiǎn)工況一。其有限元計(jì)算模型的平面圖見圖4。

圖4 危險(xiǎn)工況二時(shí)大圓筒圍堰結(jié)構(gòu)有限元模型平面圖Fig.4 Plane graph of finite element model for thelarge cylindracal structure under the dangerous occasion 2

由于大圓筒結(jié)構(gòu)及旋噴樁的強(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)及旋噴樁采用彈性模型，土體本構(gòu)模型采用擴(kuò)展Drucker-Prager模型。同時(shí)為了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)與周圍土體間的黏結(jié)、滑移、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?？紤]到旋噴樁的上部強(qiáng)度較差，大圓筒結(jié)構(gòu)有可能和包住它的高度為2 m的旋噴樁部分沿大圓筒底部平面發(fā)生整體滑動(dòng)，為安全考慮，在大圓筒結(jié)構(gòu)及包住它的高度為2 m的旋噴樁部分的底部與下部旋噴樁之間設(shè)置一滑動(dòng)接觸面。

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)[2]，本文采用外荷載和結(jié)構(gòu)位移的P-S曲線斜率接近于零時(shí)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5所示。

圖5 位移控制點(diǎn)分布圖Fig.5 Locations of the displacement control points

為了說明大圓筒底部旋噴樁對(duì)結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性的作用，增加大圓筒底部無旋噴樁時(shí)對(duì)應(yīng)的危險(xiǎn)工況二。各工況下的外荷載加載系數(shù)與控制點(diǎn)水平位移關(guān)系曲線如圖6所示，各工況下大圓筒結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性安全系數(shù)K如表2所示。

圖6 加載系數(shù)與控制點(diǎn)A水平位移關(guān)系曲線Fig.6 Curve of the loading coefficient with horizontal displacement at point A

表2 結(jié)構(gòu)安全系數(shù)KTable2 Structuresafety factors K

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。對(duì)危險(xiǎn)工況二，大圓筒底部有旋噴樁時(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；無旋噴樁，結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性安全系數(shù)小于1，不滿足穩(wěn)定性要求。大圓筒底部進(jìn)行高壓旋噴后，大圓筒結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定性安全系數(shù)增加了100%，效果顯著。

2.2 結(jié)構(gòu)變位模式分析

圖7和圖8分別為危險(xiǎn)工況一和危險(xiǎn)工況二極限加載狀態(tài)時(shí)大圓筒結(jié)構(gòu)的位移場分布圖。可見，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；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。

圖7 危險(xiǎn)工況一時(shí)結(jié)構(gòu)位移場分布圖Fig.7 Distribution of structural displacement field under thedangerousoccasion 1

圖8 危險(xiǎn)工況二時(shí)結(jié)構(gòu)位移場分布圖Fig.8 Distribution of structural displacement field under the dangerousoccasion 2

2.3 地基破壞模式分析

圖9 和10分別為危險(xiǎn)工況一和危險(xiǎn)工況二對(duì)應(yīng)的極限狀態(tài)時(shí)地基中塑性剪切變形分布，其中在圖10（a） 中為了更好地顯示旋噴樁周圍地基土的塑性變形分布，將旋噴樁結(jié)構(gòu)在有限元顯示模型中隱去不顯示。

圖9 危險(xiǎn)工況一時(shí)地基中塑性剪切變形分布Fig.9 Equivalent plastic shear strain distribution under thedangerousoccasion 1

圖10 危險(xiǎn)工況二時(shí)地基中塑性剪切變形分布Fig.10 Equivalent plastic shear strain distribution under the dangerous occasion 2

可見，各種危險(xiǎn)工況時(shí)，在外荷載作用下，基坑側(cè)的土體均發(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)土體均發(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。有旋噴樁結(jié)構(gòu)在危險(xiǎn)工況二極限狀態(tài)時(shí)地基中塑性剪切變形最大值為242.6%（用真實(shí)應(yīng)變表示），位于被動(dòng)側(cè)泥面附近土體處；無旋噴樁時(shí)最大值為380.2%，位于基坑側(cè)筒底部土體處，并且無旋噴樁時(shí)筒土分離的區(qū)域遠(yuǎn)大于有旋噴樁時(shí)，也進(jìn)一步說明在大圓筒筒底進(jìn)行高壓旋噴樁施工可以增強(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)值均大于其兩側(cè)圓周處。另外，旋噴樁周圍也形成了比較明顯的塑性變形區(qū)。

3 結(jié)語

針對(duì)跨海橋隧人工島中大圓筒與旋噴樁組合式圍堰結(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，得到以下結(jié)論：

1）施工期在圍堰內(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大圓筒與旋噴樁組合式圍堰結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性的最危險(xiǎn)工況。并且大圓筒底部進(jìn)行高壓旋噴后可大幅度提高大圓筒結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定性。

2）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；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。

3）各種危險(xiǎn)工況時(shí)，在外荷載的作用下，基坑側(cè)的土體發(fā)生了被動(dòng)破壞，海側(cè)的土體發(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，并且危險(xiǎn)工況二無旋噴樁時(shí)筒土分離的區(qū)域遠(yuǎn)大于有旋噴樁。

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)值均大于其兩側(cè)圓周處，旋噴樁周圍也形成了比較明顯的塑性變形區(qū)。

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