大圆筒与旋喷桩组合式围堰结构稳定性有限元分析

肖忠 ，温洪涌 ，张文忠 ，黄宣军 ，王元战

（1.天津大学水利工程仿真与安全国家重点实验室，天津市港口与海洋工程重点试验室，天津 300072；2.中国交建海岸工程水动力重点实验室，天津 300222；3.深圳中广核工程设计有限公司，广东 深圳 518124；4.中交天津港湾工程研究院有限公司，天津 300222）

为了解决海峡、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桥隧组合形式，并在桥隧组合处修建人工岛。当地基条件比较差时，采用沉入式大直径圆筒结构作为人工岛围堰结构是一种非常好的选择，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[1]。为了形成连续的挡土挡水结构，单排大圆筒安装后，在其之间用副隔舱进行连接。在软土地基上，为了减少圆筒的入土深度和变位，增加圆筒的稳定性，可选择在大圆筒的筒底部进行高压旋喷桩施工，形成一圈旋喷桩基础。由于沉入式大直径圆筒围堰结构的稳定性计算尚无规范或标准可循，在其底部进行高压旋喷后，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与海岸结构物稳定性的有效方法，目前已经成功应用在箱筒型基础防波堤、沉入式大圆筒防波堤和半圆堤等港口与海岸结构物的稳定性计算中[2-8]。

1.1 结构稳定性的危险工况

某跨海桥隧人工岛围堰工程的岛壁采用沉入式大圆筒与旋喷桩组合式结构，其中钢筋混凝土沉入式大圆筒部分由主副隔舱组合而成，外侧建有抛石斜坡堤。典型设计断面和地质剖面图如图1所示。钢筋混凝土大圆筒的主隔舱直径为26.37 m，副隔舱直径为26.03 m，壁厚为30 cm，筒顶标高为2.9 m，圆筒底标高为-30 m。旋喷桩顶高程高出大圆筒底部高程2 m，旋喷桩底高程为-44 m，位于粗砾砂层，旋喷桩形成环状基础的壁厚为3.4 m。工程海域施工期的10 a一遇设计高水位为2.74 m，设计低水位为-1.27 m，波浪要素为H1%=3.69 m，T=8.7 s。

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

沉入式大圆筒与旋喷桩组合式围堰的施工顺序为：首先开挖表层淤泥至高程-22 m；进行挤密砂桩施工以加固地基；在开挖泥面-22 m的基础上回填5 m厚的中粗砂层并振密；下沉大圆筒主副隔舱结构至-30 m，向大圆筒内回填中粗砂并振密（施工状态一）；在大圆筒底部进行高压旋喷桩施工；大圆筒外回填中粗砂至原泥面高程-8 m，并振密；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；在基坑内回填中粗砂至高程-12.3 m，基坑内降水至-13.5 m，形成干地施工条件，并振密（施工状态二）；在基坑内干地施工隧道工程。

从整个施工顺序中可看出，软基上沉入式大圆筒与旋喷桩组合式围堰稳定性分析的危险工况主要有两个，危险工况一是与施工状态一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，筒外尚无抛石斜坡堤，而且大圆筒还没有进行高压旋喷施工；危险工况二是与施工状态二对应的在形成干地施工条件下在围堰内外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。

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

各土层打设挤密砂桩后的密度和抗剪强度按砂桩与原土层间的置换比例加权平均得到。考虑到淤泥质黏土层、粉质黏土层和粉质黏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，这三层土体抗剪强度取三轴试验UU抗剪强度。

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，将1个主隔舱和1个副隔舱称为1组。当外部荷载垂直于一排大圆筒围堰结构的轴线时，1组大圆筒围堰结构关于与波浪方向平行的平面对称。为提高计算效率，利用外部荷载和结构的对称性，取1组大圆筒围堰结构的一半作为分析对象。土体计算域在垂直围堰轴线方向，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50 m。计算土域的边界条件如下：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，各边界的位置示意图如图2所示。图3为危险工况一时大圆筒围堰结构有限元模型的立面图。

图2 各边界的位置示意图Fig.2 Location of every boundary

图3 危险工况一时大圆筒围堰结构有限元模型立面图Fig.3 Elevation drawing of finite element model for the large cylindracal structure under thedangerous occasion 1

对于危险工况二，外荷载关于两排大圆筒围堰之间的对称面也是对称的，为节省计算资源，计算土体域在长度方向上可取一半，并设置两排大圆之间的对称面为对称边界，其它边界条件同危险工况一。其有限元计算模型的平面图见图4。

图4 危险工况二时大圆筒围堰结构有限元模型平面图Fig.4 Plane graph of finite element model for thelarge cylindracal structure under the dangerous occasion 2

由于大圆筒结构及旋喷桩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及旋喷桩采用弹性模型，土体本构模型采用扩展Drucker-Prager模型。同时为了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黏结、滑移、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。考虑到旋喷桩的上部强度较差，大圆筒结构有可能和包住它的高度为2 m的旋喷桩部分沿大圆筒底部平面发生整体滑动，为安全考虑，在大圆筒结构及包住它的高度为2 m的旋喷桩部分的底部与下部旋喷桩之间设置一滑动接触面。

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[2]，本文采用外荷载和结构位移的P-S曲线斜率接近于零时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5所示。

图5 位移控制点分布图Fig.5 Locations of the displacement control points

为了说明大圆筒底部旋喷桩对结构稳定性的作用，增加大圆筒底部无旋喷桩时对应的危险工况二。各工况下的外荷载加载系数与控制点水平位移关系曲线如图6所示，各工况下大圆筒结构稳定性安全系数K如表2所示。

图6 加载系数与控制点A水平位移关系曲线Fig.6 Curve of the loading coefficient with horizontal displacement at point A

表2 结构安全系数KTable2 Structuresafety factors K

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。对危险工况二，大圆筒底部有旋喷桩时，结构稳定性安全系数大于1，满足稳定性要求；无旋喷桩，结构稳定性安全系数小于1，不满足稳定性要求。大圆筒底部进行高压旋喷后，大圆筒结构的稳定性安全系数增加了100%，效果显著。

2.2 结构变位模式分析

图7和图8分别为危险工况一和危险工况二极限加载状态时大圆筒结构的位移场分布图。可见，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；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。

图7 危险工况一时结构位移场分布图Fig.7 Distribution of structural displacement field under thedangerousoccasion 1

图8 危险工况二时结构位移场分布图Fig.8 Distribution of structural displacement field under the dangerousoccasion 2

2.3 地基破坏模式分析

图9 和10分别为危险工况一和危险工况二对应的极限状态时地基中塑性剪切变形分布，其中在图10（a） 中为了更好地显示旋喷桩周围地基土的塑性变形分布，将旋喷桩结构在有限元显示模型中隐去不显示。

图9 危险工况一时地基中塑性剪切变形分布Fig.9 Equivalent plastic shear strain distribution under thedangerousoccasion 1

图10 危险工况二时地基中塑性剪切变形分布Fig.10 Equivalent plastic shear strain distribution under the dangerous occasion 2

可见，各种危险工况时，在外荷载作用下，基坑侧的土体均发生了被动破坏，形成了从筒底至地表的塑性变形贯通区；海侧土体均发生了主动破坏，大圆筒筒壁与海侧土体发生了分离现象。有旋喷桩结构在危险工况二极限状态时地基中塑性剪切变形最大值为242.6%（用真实应变表示），位于被动侧泥面附近土体处；无旋喷桩时最大值为380.2%，位于基坑侧筒底部土体处，并且无旋喷桩时筒土分离的区域远大于有旋喷桩时，也进一步说明在大圆筒筒底进行高压旋喷桩施工可以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均大于其两侧圆周处。另外，旋喷桩周围也形成了比较明显的塑性变形区。

3 结语

针对跨海桥隧人工岛中大圆筒与旋喷桩组合式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，通过分析大圆筒结构的稳定性、结构变位模式和地基破坏模式，得到以下结论：

1）施工期在围堰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大圆筒与旋喷桩组合式围堰结构稳定性的最危险工况。并且大圆筒底部进行高压旋喷后可大幅度提高大圆筒结构的稳定性。

2）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；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。

3）各种危险工况时，在外荷载的作用下，基坑侧的土体发生了被动破坏，海侧的土体发生了主动破坏，大圆筒筒壁与海侧土体间发生了分离现象，并且危险工况二无旋喷桩时筒土分离的区域远大于有旋喷桩。

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均大于其两侧圆周处，旋喷桩周围也形成了比较明显的塑性变形区。

[1]孙树青.钢圆筒围护结构在港珠澳大桥岛隧工程人工岛建设中的应用[J].中国水运，2013，13（5）：249-250.SUN Shu-qing.The application of space enclosing structure composed by steel cylinders in construction of artificial island for Hongkong-Zhuhai-Macao Bridgeproject[J].China Water Transport,2013,13(5):249-250.

[2]肖忠，王元战，及春宁，等.筒型基础防波堤稳定性有限元数值分析[J].土木工程学报,2009,42（7）：119-125.XIAOZhong,WANGYuan-zhan,JIChun-ning,et al.Finite element analysisfor stability of bucket foundation breakwater[J].China Civil Engineering Journal,2009,42(7):119-125.

[3] 肖忠，王元战，及春宁，等.波浪作用下加固软基上大圆筒结构稳定性分析[J].岩土力学,2010,31（8）：2 648-2 654.XIAOZhong,WANGYuan-zhan,JIChun-ning,et al.Stability analysisof largecylindrical structurefor strengtheningsoft foundation under wave load[J].Rock and Soil Mechanics,2010,31(8):2 648－2 654.

[4]肖忠，王元战，及春宁.复合加载下软基上半圆堤结构稳定性分析[J].岩土力学,2014,35（3）：789-794,800.XIAO Zhong,WANG Yuan-zhan,JI Chun-ning,et al.Stability analysisof semi-circular breakwater on soft foundation under combined loading[J].Rock and Soil Mechanics,2014,35(3):789-794,800.

[5] 王元战，焉振，王禹迟.格型钢板桩结构有限元数值分析[J].岩土力学,2013,34（4）：1 163-1 170.WANG Yuan-zhan,YAN Zhen,WANG Yu-chi.Finite element numerical analysis of cellular steel sheet pile structure[J].Rock and Soil Mechanics,2013,34(4):1 163-1 170.

[6]王元战，蔡雅慧.沉入式大圆筒防波堤稳定性分析的有限元强度折减法[J].交通科学与工程，2012，28（3）：47-53.WANG Yuan-zhan,CAI Ya-hui.Stability analysis of the embedded largecylinder breakwater bystrength reduction FEM[J].Journal of Transport Scienceand Engineering,2012,28(3):47-53.

[7] 王元战，王举睿.格形钢板桩结构稳定性的有限元数值分析[J].港工技术,2012（2）：30-34.WANG Yuan-zhan,WANG Ju-rui.Finite Element Numerical Analysis on Structural Stability of Celled Steel Sheet Pile[J].Port Engineering Technology,2012(2):30-34.

[8] 祝振宇，王元战，李越松，等.高桩码头-岸坡相互作用有限元数值模拟[J].中国港湾建设，2006（2）：1-4.ZHUZheng-yu,WANGYuan-zhan,LIYue-song,et al.Finiteelement analysis of interaction between piled-wharf and slope[J].China Harbour Engineering,2006(2):1-4.