主、副隔舱式大圆筒人工岛围堰的稳定性分析

肖 忠，王元战

（1.天津大学水利工程仿真与安全国家重点实验室，天津 300072；2.天津市港口与海洋工程重点试验室，天津 300072）

离岸人工岛是在海上建造的人工岛屿。根据用途的不同，可分为用于建设海上能源基地和海洋石油开采平台等的工业用途人工岛；用于建造海上机场、港口及桥隧转换枢纽等的交通用途人工岛；用于建造海上石油储备基地和危险品仓库等的储存用途人工岛；用于建造海上公园、游艇基地和人工海滨等的娱乐用途人工岛；以及海上城市和农业渔业用地等［1］。当地基条件比较好时，人工岛围堰大多采用重力式结构；但是，当地基条件比较差时，若采用重力式结构，则需挖除软弱土层，对海域环境破坏程度大，且造价高。在这种情况下，采用大圆筒结构作为人工岛围堰结构是一个非常适合的结构方案，具有土方挖填量少、施工速度快、环境污染小、造价相对低廉的优点［2］。

为了形成一个连续围堰墙体，单排大圆筒安装后，往往在其之间用弧形的薄壁圆筒或格型钢板桩组成的副隔舱进行连接。将大圆筒结构视为主隔舱，这样一排大圆筒围堰墙则由主隔舱和副隔舱交错排列而成。为了解决海峡与海湾之间的交通连接问题，同时又不妨碍船舶航运，长距离的跨海交通枢纽往往采用跨海桥隧组合形式，并在桥隧组合处修建离岸人工岛。在所有类型的人工岛建设中，跨海桥隧人工岛的受荷情况属于比较复杂的情况，因为岛内基坑降水形成隧道干地施工条件后，围堰结构不仅要承担围堰内、外侧的土压力差，还要承担围堰内、外侧的水压力差。由于大圆筒围堰结构的稳定性计算尚无规范或标准可循，尤其是对于跨海桥隧人工岛中的大圆筒围堰结构，其稳定性和运动模式更加复杂，亟需对其进行研究。

1 有限元计算模型和方法

三维弹塑性有限元法是计算新型港口、海岸与海洋结构物稳定性的有效方法，目前已经成功应用于港口（箱筒型基础防波堤、沉入式大圆筒防波堤和半圆堤等）、海岸与海洋结构物的稳定性计算中［3－9］。

1.1 结构稳定性的危险工况

以某跨海桥隧人工岛围堰工程为例，说明软基上主、副隔舱式大圆筒围堰结构稳定性分析的危险工况。某跨海桥隧人工岛围堰工程的岛壁采用主、副隔舱式大圆筒结构，其中钢筋混凝土大圆筒部分由主、副隔舱组合而成，外侧建有抛石斜坡堤。设计方案共有两种，它们的钢筋混凝土大圆筒主隔舱直径均为26.37m，副隔舱直径均为26.03m，壁厚均为30cm，筒顶标高均为2.9m，区别在于设计方案一中大圆筒底标高为－30m，大圆筒筒底处于粉质粘土层中，设计方案二中大圆筒底标高为－44m，大圆筒筒底刚好位于粗砾砂层的顶面上。设计方案一中的大圆筒结构由于筒底土体强度相对较弱，形成不了持力层，主要依靠圆筒壁面的摩阻力维持结构的稳定性；而设计方案二中的大圆筒结构由于筒底处于持力层，依靠圆筒壁面的摩阻力和筒底部的端阻力共同维持着结构的稳定性。以设计方案一为例，结构的典型设计断面和地质剖面如图1所示。工程海域施工期的10年一遇设计高水位为2.74m，设计低水位为－1.27m，波浪要素为H1%＝3.69m，T＝8.7s。

图1 典型设计断面和地质剖面（单位：m）Fig.1 The typical structural and geological sections（unit：m）

以设计方案一为例，本工程中主、副隔舱式大圆筒跨海桥隧人工岛围堰的施工顺序为：首先开挖表层淤泥至高程－22m；然后进行挤密砂桩施工以加固地基；在开挖泥面－22m的基础上，回填5m厚的中粗砂层并振密，即回填中粗砂至高程－17m；下沉大圆筒结构至－30m，然后立即向大圆筒内回填中粗砂并振密；为便于表达，把大圆筒结构下沉完毕而且筒内填砂振密后的施工状态定义为施工状态一；然后，在大圆筒外回填中粗砂至原泥面高程－8m，并振密；此后，在基坑内打桩，在大圆筒上部现浇封顶混凝土和临时挡墙，并在大圆筒围堰外侧建设抛石堤；紧接着在基坑内回填中粗砂至高程－12.3m，将基坑内的水降至－13.5m，形成干地施工条件，并振密，为便于表达，此时的施工状态定义为施工状态二；最后在基坑内干地施工隧道工程。

从整个施工顺序中可看出，主、副隔舱式大圆筒跨海桥隧人工岛围堰稳定性分析的危险工况有两个：危险工况一是施工状态一所对应的施工期波浪荷载作用下大圆筒围堰结构的稳定性，此时，岛内尚无回填料，大圆筒入土深度浅，筒外靠海侧尚无抛石斜坡堤；危险工况二是施工状态二所对应的在形成干地施工条件时且在围堰内侧土压力和水压力差的共同作用下大圆筒结构的稳定性。各层土的土性指标见表1。各土层打设挤密砂桩后的密度和抗剪强度由砂桩与原土层间的置换比例加权平均得到。考虑到淤泥质粘土层、粉质粘土层及粉质粘土夹砂层的渗透系数相对较小，同时，危险工况处于施工期，地基固结度不高，为安全考虑，这3层土体抗剪强度取三轴试验UU抗剪强度。

表1 各土层土性指标Table 1 Main parameters of soil layers

1.2 有限元计算模型

以危险工况一为例，说明有限元计算模型的建立。大圆筒围堰结构具有明显的空间受力特性。一排大圆筒围堰结构由主隔舱和副隔舱交错排列而成。当外部荷载垂直于一排大圆筒围堰结构的轴线时，一组大圆筒围堰结构关于与波浪方向平行的平面对称。利用外部荷载和结构的对称性，取一组大圆筒围堰结构的一半作为分析对象，以提高计算效率。土体计算域在垂直防波堤轴线方向，向两侧各取大圆筒主隔舱直径B的4倍，圆筒底部以下土体深度取50m。计算土域的边界条件：地基表面为自由边界，底面为固定边界，前侧面和后侧面为侧限边界，左侧面和右侧面为对称边界，各边界的位置如图2所示。以设计方案一为例，危险工况一时，大圆筒围堰结构有限元模型的平面图和立面图分别如图3，4所示。

对于危险工况二，外载关于两排大圆筒围堰之间的对称面也是对称的。为了节省计算资源，计算土体域在长度方向上可进一步取一半，并设置两排大圆之间的对称面为对称边界，其他边界条件同危险工况一。以设计方案一为例，危险工况二时，大圆筒围堰结构有限元模型的平面图和立面图分别如图5，6所示。

由于大圆筒结构的强度和刚度远大于地基的强度和刚度，结构系统的位移和失稳破坏主要决定于地基土的变形和承载能力，故在有限元分析中大圆筒结构采用弹性模型，土体本构模型采用扩展Drucker－Prager模型。考虑到软粘土的渗透系数很小，有限元计算中可采用不排水总应力分析方法［10］。同时为了很好地模拟土体与大圆筒围堰结构的相互作用，在结构与土体相接触的区域建立主、从接触面，以考虑外荷载下结构与周围土体间的粘结、滑移及脱离现象，接触面上的本构模型在切向采用库仑摩擦本构模型，法向采用硬接触方式。另外，根据美国API［11］，粘性土对筒壁单位面积的摩擦力f不大于粘性土不排水剪切强度cu。

1.3 稳定性分析方法

在有限元计算过程中，逐步增加外荷载，计算不同加载情况下结构的位移。为清楚地表达外荷载加载值与设计外荷载值的关系，定义一个表征荷载加载程度的加载系数α，对荷载加载值进行无量纲化处理：

式中：P为加载外荷载；PD为设计外荷载。

当P加载到结构极限承载力Pu时，加载系数α定义为结构稳定性安全系数K。为了确定稳定性安全系数K，需选用一定的结构失稳判断标准［3］。本研究采用外荷载和结构位移的P－S曲线斜率接近于零时所对应的外荷载作为结构的极限承载力。

2 有限元分析结果

2.1 稳定性分析

为方便分析，取大圆筒结构上位移控制点的位置如图7所示。

图7 大圆筒结构上变位关键点分布Fig.7 Locations of the displacement control points for the large cylindracal structure

结构转角θ的推导为：若将结构看成刚体，则结构转角θ可由结构在竖直方向上两任意点的水平位移和两点之间的距离L推导得出。

图8 结构转角公式推导示意Fig.8 The derivation graph of structural rotation

各工况下，外荷载加载系数与控制点的水平位移和结构转角变位的关系曲线分别如图9，10所示。各危险工况下，大圆筒结构稳定性安全系数K见表2。

图10 外荷载加载系数与结构转角变位关系曲线Fig.10 The loading coefficient of external load versus structural rotation angle

表2 各危险工况时，结构的安全系数KTable 2 Safety factors of the structure under different dangerous occasions

可见，与危险工况一相比，危险工况二时大圆筒结构的稳定性安全系数更小，属于更危险的工况。在危险工况二时，设计方案一中的大圆筒结构稳定性安全系数小于1，不能满足稳定性要求；其他情况不变时，在设计方案二中，圆筒入土深度增加至高程－44m，且筒底处于持力层时，结构稳定性安全系数大于1，满足稳定性要求，大圆筒结构入土增加14m，稳定性安全系数增加了35.96%，结构稳定性有较大提高。

2.2 结构变位模式分析

以设计方案一为例，危险工况一极限加载状态时，大圆筒结构的位移场分布如图11所示。设计方案一和设计方案二所对应的危险工况二极限加载状态时，大圆筒结构的位移场分布如图12所示。从图11中可以看出，危险工况一时，在波浪荷载作用下，大圆筒围堰结构的变位模式主要为绕筒底以上靠近筒底处的某点发生转动变位。从图12中可以看出，危险工况二时，在围堰内、外侧土压力差和水压力差的共同作用下，大圆筒结构的变位模式则主要为平动，并伴随一定的转动，但转动点位于大圆筒筒底以下，并且设计方案二中由于大圆筒入土深度更大，圆筒的转动运动模式更加明显。

2.3 地基破坏模式分析

设计方案一中危险工况一极限状态时，地基中塑性剪切变形分布如图13所示，两种设计方案中危险工况二所对应的极限状态时地基中塑性剪切变形分布如图14所示。可见，各种危险工况时，在外荷载的作用下，基坑侧的土体区域均发生了被动破坏，形成了从筒底至地表的塑性变形贯通区；海侧的土体区域均发生了主动破坏，大圆筒筒壁与海侧土体发生了分离现象。并且危险工况二时，大圆筒入土深度浅时筒土分离的区域远大于入土深度深时的，也进一步说明在增加大圆筒的入土深度或将圆筒筒底下沉至持力层可增强大圆筒结构的稳定性。两种危险工况时，土体塑性区的分布和大小均沿圆筒圆周存在空间差异，圆筒弧顶附近土体塑性区的分布范围和数值大小均大于其两侧圆周处的。

4 结论

针对跨海桥隧人工岛中主、副隔舱式大圆筒围堰结构稳定性分析中的两种危险工况，开展了三维弹塑性有限元建模和计算，通过分析不同工况下大圆筒结构的稳定性、结构变位模式和地基破坏模式，得到的结论为：

1）施工期在围堰结构内、外侧土压力和水压力差的共同作用下，结构的稳定性是跨海桥隧人工岛中主、副隔舱式大圆筒围堰结构稳定性分析的最危险工况。当大圆筒入土深度增加且筒底处于持力层时，结构稳定性有较大的提高。

2）危险工况一时，在波浪荷载作用下，主、副隔舱式大圆筒围堰结构的变位模式主要为绕筒底以上靠近筒底处的某点发生转动变位。在围堰内、外侧土压力差和水压力差的共同作用下，大圆筒结构的变位模式则主要为平动，并伴随一定的转动，但转动点位于大圆筒筒底以下。当大圆筒入土深度增加时，结构的转动运动模式更加明显。

3）各种危险工况时，在外荷载的作用下，基坑侧的土体区域均发生了被动破坏，海侧的土体区域发生了主动破坏，大圆筒筒壁与海侧土体间发生了分离现象。大圆筒入土深度浅时筒土分离的区域大于入土深度深时的。

4）土体塑性区的分布和大小沿大圆筒圆周存在空间差异，圆筒弧顶附近土体塑性区的分布范围和数值大小均大于其两侧圆周处的。

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