曹耀中, 姚文娟,程澤坤

(1.上海大學土木工程系,上海200444;2.中交第三航務(wù)工程勘察設(shè)計院有限公司,上海200032)

隨著我國經(jīng)濟的不斷發(fā)展,進出口貿(mào)易不斷增長,使得沿海岸地區(qū)的港口工程逐漸向深海地區(qū)發(fā)展.深海地區(qū)多為軟土地基,強度差,自然條件也比近海岸區(qū)復(fù)雜,這對傳統(tǒng)水工結(jié)構(gòu)的設(shè)計和施工帶來一定困難.傳統(tǒng)的重力式碼頭對地基要求高,在軟土層較厚的深海地區(qū)需要進行大量的地基處理工作,工程投資大,建設(shè)周期長,從經(jīng)濟和技術(shù)上考慮都不合理.桶式基礎(chǔ)駁岸結(jié)構(gòu)是一種新型水工結(jié)構(gòu),該結(jié)構(gòu)是一種無底的薄壁圓殼結(jié)構(gòu),具有施工簡捷、造價低、耐久性好等特點,能夠較好地適應(yīng)水深、浪大、地基軟弱的惡劣環(huán)境.目前,國內(nèi)外學者對桶型基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)進行了相關(guān)的研究[1-5].我國的研究人員依托某港口工程,利用數(shù)值模擬與理論計算,對桶式基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)進行了土壓力數(shù)值分析、抗傾覆計算、施工及運營期數(shù)值模擬等研究[6-8],為大圓筒結(jié)構(gòu)設(shè)計及施工提供了理論依據(jù).王元站等[9]采用數(shù)值模擬的方法,研究了桶式基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)上的土壓力分布規(guī)律,通過與傳統(tǒng)土壓計算方法的對比分析,提出了更為簡潔的土壓力計算公式.王廣德等[10]利用模型試驗,通過數(shù)據(jù)分析建立了大圓筒結(jié)構(gòu)土壓力計算方法.聶琴等[11]對桶式基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)進行了二維的數(shù)值模擬,得到新型結(jié)構(gòu)與土體相互作用的變形規(guī)律.蔡正銀等[12]、王元站等[13]和文靖斐等[14]通過模型試驗或數(shù)值模擬,研究分析了桶型結(jié)構(gòu)在波浪荷載下的穩(wěn)定性.

目前,對于吹填淤泥過程中的桶式基礎(chǔ)駁岸結(jié)構(gòu)工作機理的研究較少,其中吹填淤泥過程中的結(jié)構(gòu)土壓力及位移變化規(guī)律尚未見報道.鑒于此,本工作利用有限元軟件ABAQUS分別建立了1.0～9.0 m厚吹填淤泥和無吹填土的工況,研究桶式基礎(chǔ)駁岸結(jié)構(gòu)在不同厚度吹填土工況下的基礎(chǔ)筒壁的土壓力分布規(guī)律,并通過與Rankine主、被動土壓力計算結(jié)果對比分析,提出土壓力的簡化計算方法,分析了結(jié)構(gòu)位移變化規(guī)律對其穩(wěn)定性的影響,以期為工程設(shè)計和優(yōu)化提供參考.

1 工程概況

某港區(qū)位于我國沿海典型的淤泥質(zhì)海岸,工程技術(shù)問題復(fù)雜.由于淤泥質(zhì)軟土地基含水率高、強度差、承載力低等不利因素,傳統(tǒng)水工結(jié)構(gòu)需要大量的地基處理工作,經(jīng)濟上不合理,因此工程采用了桶式基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)的形式.

1.1 桶式結(jié)構(gòu)

桶式基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)由上下兩部分組成:上部是兩個空心圓桶相連而成,桶高15.2 m,桶壁厚35.0 cm;下部為帶頂板呈類橢圓狀的桶體,頂板厚40.0 cm,桶高9.6 m,長軸為30.0 m,短軸為20.0 m.下部桶體內(nèi)長、短軸方向各有兩個隔板,從而將下部桶體分成9個倉體,其中隔板厚度為30.0 cm.桶體基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)示意圖如圖1所示.

1.2 水文條件

桶式基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)位于水深5 m的位置.根據(jù)歷年的水文資料和水文規(guī)范,工程設(shè)計水位及對應(yīng)的波浪要素如表1所示,其中H1%為1%頻率的波高.

圖1 桶式基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 Diagram of bucket-based structure

表1 50年一遇設(shè)計水位和波浪要素Table 1 Design water level and wave parameters in 50 years

1.3 地質(zhì)條件

基于實際工程測得結(jié)構(gòu)所處土層的物理力學參數(shù)如表2所示.工程所在位置處于計算域范圍內(nèi)地基土為4層:第一層為淤泥質(zhì)土,第二層為粉質(zhì)黏土,第三層為粉土和砂土,第四層為粉質(zhì)黏土.結(jié)構(gòu)右側(cè)吹填淤泥與表2中淤泥質(zhì)土的力學性能一致.

表2 土層的物理力學參數(shù)Table 2 Physical and mechanical parameters of soil layers

2 有限元數(shù)值模型

圖2所示為吹填淤泥下桶式基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)的有限元模型.土體的計算域為:寬度為下部桶體短軸的1.2倍,長度為下部桶體長軸的6倍,深度為下部桶體高度的5倍.計算模型邊界條件為:計算域土體的端底部設(shè)置x,y,z 3個方向的固定約束;地基表面為排水的邊界,孔壓為0.

在結(jié)構(gòu)-軟土地基相互作用系統(tǒng)三維彈塑性模型中,正確模擬軟土地基的性質(zhì)是關(guān)鍵.本工作中土體本構(gòu)模型采用非線性彈塑性的M-C模型和擴展的D-P模型.與M-C模型相比,擴展的D-P模型在計算黏聚力較小的土體時更易于收斂,但缺點是無法計算土體內(nèi)摩擦角大于22?的情況.結(jié)合兩種本構(gòu)模型的優(yōu)缺點,本工作將M-C模型作為擴展D-P模型的補充,即對于土體內(nèi)摩擦角大于22?的土層采用M-C本構(gòu)模型.由于桶體結(jié)構(gòu)剛度遠遠大于土體剛度,在結(jié)構(gòu)與土的相互作用中,桶體結(jié)構(gòu)自身變形遠小于土體,因此桶體結(jié)構(gòu)可采用彈性本構(gòu)模型.

圖2 桶式基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)的有限元模型Fig.2 Finite element model of bucket-based structure

本工作建立了考慮樁土相互作用的三維彈塑性分析模型.土體結(jié)構(gòu)采用六面體單元,類型為C3D8R,即八節(jié)點線性六面體單元,非協(xié)調(diào)模式.這種網(wǎng)格單元類型的優(yōu)點是,在彎曲問題中通過桶體與土接觸面上厚度方向較少的單元也能保證較高的精度,計算速度快,單元扭曲不大,同時克服了剪切自鎖問題,求解位移、應(yīng)力更準確.模型中土體單元數(shù)為24 760,節(jié)點數(shù)為42 942.桶體結(jié)構(gòu)由復(fù)雜的曲面和隔墻組成,采用四面體單元C3D4和六面體C3D8R結(jié)合的方式劃分網(wǎng)格.四面體單元優(yōu)勢是可以較好地劃分形狀復(fù)雜的幾何模型,桶體單元數(shù)為10 774,節(jié)點數(shù)為22 560.

在波浪荷載和吹填土的共同作用下,基礎(chǔ)桶內(nèi)、外壁與土體之間的摩阻力,桶底與底部土的接觸壓力及摩擦力是結(jié)構(gòu)抗傾覆力的主要組成部分.結(jié)構(gòu)與土體的接觸行為是一個高度非線性問題,隨時間的變化而不斷變化,包括分離、黏結(jié)接觸和滑動接觸等狀態(tài).本工作中結(jié)構(gòu)-土體接觸模型采用庫倫線性摩擦模型,剛度大的桶體結(jié)構(gòu)為主接觸面,剛度小的土體為從接觸面,法向接觸方式為硬接觸.當桶式基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)與土之間分離時,接觸壓力為0;當桶式基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)與土互相黏結(jié)作用時,接觸面處于靜止摩擦狀態(tài),接觸面切向應(yīng)力為

式中,τc為臨界剪切應(yīng)力,μs為摩擦系數(shù),P為法向接觸力.

根據(jù)工程實驗報告,淤泥層與筒壁之間的摩擦系數(shù)為0.04,粉質(zhì)黏土層與筒壁之間的摩擦系數(shù)為0.2.美國石油學會[15]提出:軟黏土與桶壁之間的切向摩阻力要小于黏土不排水剪切強度,因此可在接觸面屬性中增加一個切向應(yīng)力值,以免出現(xiàn)不符合實際的切向應(yīng)力.

3 結(jié)果分析

3.1 外桶壁豎向方向土壓力

通過分析吹填淤泥厚度為3,6,9 m和無吹填工況下的基礎(chǔ)桶壁外側(cè)土壓力的分布情況,研究吹填淤泥下土壓力的分布規(guī)律.在吹填淤泥過程中,結(jié)構(gòu)兩側(cè)的土壓力發(fā)育不同.本工作選取下部橢圓桶體迎浪側(cè)中心點處和背浪側(cè)中心點處的土壓力為研究對象,土壓力分析示意圖如圖3所示.

圖4為不同吹填淤泥工況下土壓力沿基礎(chǔ)桶壁的分布.在無吹填淤泥的工況下,由于存在波浪荷載,可認為結(jié)構(gòu)繞某點發(fā)生轉(zhuǎn)動.由圖4(a)可以看出:迎浪側(cè)桶壁與土相互作用發(fā)育并不完全,迎浪側(cè)中心點處土壓力沿桶壁豎向分布類似于拋物線,呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢;土壓力分布接近于Rankine主動土壓力.當桶式基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)背浪側(cè)存在吹填淤泥時,同一深度節(jié)點處的土壓力隨吹填淤泥厚度增大而增加,這是因為淤泥對桶壁側(cè)壓力增加,使得迎浪側(cè)桶壁與土相互作用比無吹填淤泥時更充分.6.0 m吹填淤泥和9.0 m吹填淤泥工況下土壓力趨近一致,可認為接近主動土壓力極值.0～8.0 m處土壓力分布與Rankine主動土壓力分布是一致的,但土壓力在8.0～9.6 m的粉質(zhì)黏土層比理論值大,說明迎浪側(cè)下部桶壁底部與土的相互擠壓比無吹填淤泥工況下更充分.

圖3 土壓力分析示意圖Fig.3 Diagram of soil pressure analysis

由圖4(b)可以看出,土壓力分布趨勢靠近被動土壓力,但比Rankine被動土壓力小.土壓力分布的整體變化趨勢呈拋物線,底部土壓力增大趨勢并不明顯,說明在吹填淤泥的作用下,3.0 m厚度吹填淤泥(工況1)時不同土層之間的相互影響使得被動土壓力發(fā)育并不完全,比理論值小,其大小位于主動土壓力和靜止土壓力之間.

由圖4(c)可以推斷,當吹填淤泥厚度達到6.0 m(工況2)時,由于淤泥對桶型結(jié)構(gòu)的側(cè)向和豎向壓力,與波浪荷載相互抵消,桶式基礎(chǔ)底部被動土壓力發(fā)育不充分,土壓力在靜止土壓力與主動土壓力之間,整體土壓力分布趨勢呈拋物線分布.工況2中桶壁底部的土壓力變化十分明顯,其值在靜止土壓力和主動土壓力之間,說明吹填淤泥厚度越大,其被動區(qū)土壓力發(fā)育越不充分.

由圖4(d)可以看出,吹填淤泥厚度為9.0 m(工況3)時土壓力分布規(guī)律與工況2基本一致,其值接近主動土壓力.由于吹填淤泥側(cè)壓力和波浪荷載的波壓力相互作用,使得工況3的土壓力略小于工況2的土壓力.另外,工況3下桶壁底部土壓力變化十分明顯,遠小于被動土壓力值,說明其桶壁底部與土相互作用并不明顯,被動土壓力發(fā)育不充分.

3.2 土壓力簡化計算

由上述分析可知,在吹填淤泥荷載作用下,桶式基礎(chǔ)駁岸結(jié)構(gòu)豎向土壓力分布與無吹填土相比明顯不同.當沒有吹填淤泥時,由于僅有波浪荷載,桶式基礎(chǔ)駁岸結(jié)構(gòu)可認為朝波浪荷載方向發(fā)生轉(zhuǎn)動,此時迎浪側(cè)中心點處下部筒壁土壓力為主動土壓力,背浪側(cè)中心點處為被動土壓力.當基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)進行吹填淤泥時,隨著淤泥厚度的不斷增加,淤泥土對桶式基礎(chǔ)駁岸結(jié)構(gòu)的擠壓力也就愈大,直接結(jié)果是背浪側(cè)下部桶壁被動土壓力相對于Rankine被動土壓力要小.

因此,在計算桶式基礎(chǔ)駁岸結(jié)構(gòu)抗傾覆、抗滑穩(wěn)定性計算中,假設(shè)桶式基礎(chǔ)駁岸結(jié)構(gòu)及其桶內(nèi)土體運動是基本一致的,可看做是一個整體.本工作中,波浪荷載的波壓力要大于吹填淤泥的土壓力,桶體結(jié)構(gòu)向背浪側(cè)移動.將桶外軟土地基劃分成主動土壓力區(qū)和被動土壓力區(qū),波浪側(cè)為主動土壓力區(qū),吹填淤泥處為被動土壓力區(qū).基礎(chǔ)桶體土壓力簡化計算模型如圖5所示.

圖4 不同吹填淤泥工況下土壓力沿基礎(chǔ)桶壁的分布Fig.4 Vertical distribution of soil pressure along the wall of bucket-based in different meters thick of silt

圖5 桶式基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)土壓力簡化計算模型Fig.5 Simplified computation model of soil pressure for bucket-based structure

為了簡化計算,用平直墻面乘以一折減值代替拱形墻面[16],將數(shù)值模擬的結(jié)果與傳統(tǒng)土壓力公式的計算結(jié)果進行對比,主、被動土壓力合力可取傳統(tǒng)土壓力計算公式的合力乘以一折減值.如果ka為主動土壓力修正系數(shù),kp為被動土壓力修正系數(shù),則有

式中:Esa,Esp分別為假設(shè)平直墻面的主動土壓力合力、被動土壓力合力;Eca,Ecp分別為Rankine主動土壓力合力、Rankine被動土壓力合力.合力作用點到基礎(chǔ)桶底的高度為

表3是采用不同方法計算的3 m厚吹填淤泥工況下土壓力合力及合力作用點位置.根據(jù)表3可以看出,簡化計算結(jié)果和有限元方法計算的結(jié)果比較相近,其值均小于Rankine土壓力公式得到的結(jié)果.這是由于傳統(tǒng)的Rankine土壓力公式是建立在平直墻面上的擋土墻理論,而桶式基礎(chǔ)外壁是連續(xù)的光滑曲面,因此土壓力分布規(guī)律和大小必然存在差異.簡化計算方法比有限元方法更加簡潔,同時計算結(jié)果比傳統(tǒng)Rankine土壓力理論更精確.根據(jù)數(shù)值模擬的結(jié)果和相應(yīng)的規(guī)范要求,kp取0.6,ka取0.8,β取0.35.

4 位移分析

吹填淤泥下桶式基礎(chǔ)駁岸結(jié)構(gòu)的變位分析是穩(wěn)定性分析的重要內(nèi)容.本工作中選取迎浪側(cè)中心點處、基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)中心點和背浪側(cè)中心點處的位移進行分析,變位分析節(jié)點如圖6所示.

圖6桶式基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)變位分析節(jié)點示意圖Fig.6 Diagram of displacement analysis for bucket-based structure

圖7 為桶式基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)在吹填淤泥過程中的位移.從圖7(a)中可以看出:在吹填淤泥厚度為1.0～3.0 m時,由于淤泥重力作用在基礎(chǔ)桶體背浪側(cè),使得結(jié)構(gòu)繞某點向海岸側(cè)轉(zhuǎn)動加大,迎浪側(cè)中心點處豎向位移增大;當淤泥厚度持續(xù)增加時,豎向位移不斷減小.

從圖7(b)可以看出,隨著吹填淤泥厚度的增加,基礎(chǔ)桶體中心點的豎向位移向重力方向不斷增大,總體呈線性增加的趨勢.背浪側(cè)中心點處的豎向位移向重力方向不斷增加,總體呈拋物線趨勢(見圖7(c)).通過數(shù)值模擬可以算出,在1.0～9.0 m厚吹填淤泥下,桶式基礎(chǔ)駁岸結(jié)構(gòu)的轉(zhuǎn)動明顯增加,最大轉(zhuǎn)角是無吹填淤泥時的1.24倍,最大沉降則為1.16倍.另外,背浪側(cè)中心點處的沉降率呈單調(diào)遞減的趨勢,沒有明顯的拐點,說明吹填淤泥過程中桶式基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)并不會突然失穩(wěn)破壞,其穩(wěn)定性在可控范圍內(nèi).

由圖7(d)可以看出,桶式結(jié)果中心點處的水平位移為8.0～9.0 cm,曲線呈先增大后減小的分布規(guī)律.桶式基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)在吹填淤泥作用下整體向海岸側(cè)移動,吹填淤泥厚度為6～9 m時水平位移回落.

圖7 桶式基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)在吹填淤泥過程中的位移Fig.7 Displacement of the bucket-based structure with different deep thick silt

5結(jié)論

(1)通過數(shù)值模擬與傳統(tǒng)Rankine土壓力公式計算對比分析發(fā)現(xiàn),土壓力分布趨勢與Rankine土壓力理論計算結(jié)果大致相同.在淤泥層(0～8.0 m)中,數(shù)值模擬的土壓力增加速率要大于傳統(tǒng)Rankine土壓力理論,但是桶體同一深度處土壓力數(shù)值模擬的結(jié)果偏小;在粉質(zhì)黏土層(8.0～9.6 m)中,由于桶體底部與土體擾動,使得此處的土壓力變化較大,數(shù)值模擬的被動土壓力要遠小于郎肯被動土壓力.隨填淤泥厚度的增加,基礎(chǔ)桶體迎浪側(cè)的主動土壓力增大,背浪側(cè)的被動土壓力減小.

(2)桶式基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)與經(jīng)典擋土墻存在一定差異,其土壓力沒有相應(yīng)的計算公式和規(guī)范可供參考,簡化計算方法和數(shù)值模擬方法在結(jié)果上比較接近,數(shù)值上都小于Rankine土壓力理論.相較于有限元方法,簡化計算方法速度大為提高,簡化計算方法主動土壓力與傳統(tǒng)Rankine土壓力理論值的誤差約為25%,被動土壓力與傳統(tǒng)Rankine土壓力理論值誤差值約為40%.簡化計算方法的精確度要高于Rankine土壓力公式,可為工程的設(shè)計和施工提供一定的參考依據(jù).

(3)桶體結(jié)構(gòu)在波浪荷載作用下,整體向海岸側(cè)移動,當海岸側(cè)吹填淤泥時,水平位移減小,但是靠海岸側(cè)桶體的沉降隨吹填淤泥厚度增加而增大,且沉降速率比水平位移速率變化快.當吹填淤泥的厚度達到工程最大厚度9.0 m時,結(jié)構(gòu)水平位移為8.4 cm,結(jié)構(gòu)最大沉降為18.5 cm,轉(zhuǎn)角為0.42?.由于這3個值均在規(guī)范的允許范圍之內(nèi),因此結(jié)構(gòu)不會出現(xiàn)失穩(wěn)破壞.