某人工島大圓筒結構靜力穩定性有限元分析

◎ 吳炳奎 廣州港工程設計院有限公司

?

某人工島大圓筒結構靜力穩定性有限元分析

◎ 吳炳奎 廣州港工程設計院有限公司

基于某人工島工程實例，針對其中的大圓筒圍堰結構，對其在外部水平荷載作用下的靜力穩定性進行有限元分析。通過建立大圓筒結構及其周圍土體的三維彈塑性有限元模型，利用加載系數法分析大圓筒與土體的整體穩定性，計算得出結構的穩定性安全系數K=1.53，表明結構安全。同時，分析了結構與土體在設計荷載作用下的變形性狀，并探討了結構在極限狀態下的變位及地基破壞模式。

人工島 大圓筒結構 靜力穩定性 有限元分析

1.工程概況

某人工島東、西兩側分別與海底隧道和引橋銜接，島上采用現澆隧道結構來完成二者間的過渡，為滿足島上隧道結構的干地施工條件，擬沿人工島岸線布置插入式鋼大圓筒，并在其內、外側輔以拋石斜坡堤的結構方案。該設計方案典型斷面如圖1所示，其中大圓筒直徑22.0m，壁厚16mm，筒頂高程+3.30m，圓筒底高程為-29.0m～-35.0m。筒內回填中粗砂并振沖密實，筒間凈距2.0m，圓筒間副隔艙采用直線型鋼板止水連接。大圓筒外側采用拋石斜坡堤，拋石斜坡堤下部施打擠密砂樁，拋石堤身拋填10～100kg塊石，塊石與換填中粗砂間設置1.8m厚碎石墊層；拋石堤身外側坡度為1∶2，外側設置300～500kg、1.1mm厚塊石墊層；外側采用3t扭王字塊護面。堤心石頂部設現澆混凝土擋浪墻，其頂標高+7.5m。

2.大圓筒靜力穩定性分析

圖1　大圓筒結構典型斷面

圖2　大圓筒結構與土體的有限元模型

本文主要針對圖1所示的大圓筒圍堰結構，分析其在外荷載作用下的靜力穩定性。通過建立大圓筒結構及其周圍土體的三維彈塑性有限元模型，利用加載系數法分析大圓筒與土體的整體穩定性。

2.1有限元模型

為提高有限元計算效率，根據大圓筒結構本身及其受力的空間對稱性，取一組大圓筒結構的1/2為對象建模，如圖2所示。相應的土體計算域取垂直于人工島岸線軸線方向，并向兩側各取5倍大圓筒直徑長度（即總計算域長為110+22+110=242m）；土體在深度方向上取到微風化花崗巖層（共46.2m深）；而大圓筒內、外斜坡堤均進行如圖1所示的簡化處理。同時，地基表面為自由邊界，底面為固定邊界，前、后側面為側限邊界，左、右側面為對稱邊界。為了方便有限元建模并保守計算，結構穩定性計算中不考慮大圓筒副格倉，而作用在其上的外荷載一并施加到大圓筒上。同時，由于大圓筒結構由鋼材制成，其結構強度和剛度遠遠大于土體，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Mohr-Coulomb模型。建模時，土體和結構均采用C3D8R八節點三維減縮積分實體單元。為了很好地模擬土與大圓筒結構的相互作用，建立結構與土體相接觸的主從接觸面，由于結構的彈性模量遠大于土體，故指定結構上的接觸面為主接觸面，土體上的為從接觸面。接觸面上的本構模型在切向采用Mohr-Coulomb摩擦本構模型，法向采用硬接觸方式。

2.2水文地質條件及外荷載

本文中取10年一遇高水位（+2.84 m）作為計算依據，此時，由于大圓筒結構外部存在拋石斜坡堤，故可認為波浪擊打在斜坡堤上便已經發生破碎，因此，波浪力不會直接作用于大圓筒結構上。文中作用于大圓筒上的外荷載主要考慮剩余水壓力（水頭為2.84+15=17.84m）以及內、外土壓力，筒體右側上按剩余水壓力的分布加載至極限狀態。同時，根據鉆孔的土層分布作為有限元分析的土層斷面，其中各層分別為：①換填中粗砂，約5.2m厚，內摩擦角φ=32°，泊松比v=0.25；②擠密砂樁（60％），約15.4m厚，φ=23.6°，泊松比v=0.25；③強風化花崗巖，約7.6m厚，粘聚力c=0.0145MPa，φ=29.6°，v=0.3；④中風化花崗巖，約18m厚，c=0.0145MPa，φ=29.6°，v=0.3。

2.3結構失穩判別標準及加載系數

本文中結構整體穩定性的判斷標準為：結構是否由穩定靜止狀態變為運動狀態，出現了整體滑移，滑動面上的位移或應變出現了突變，而且有限元數值計算不再收斂。同時，為清楚表達計算時施加荷載與設計荷載的關系，對荷載加載值進行無量綱化處理，定義一個表征荷載加載程度的加載系數α=P/PD，其中，P為計算時施加的荷載；PD為設計荷載。當P加載到結構極限承載力Pu時，若α＜1，表明結構極限承載力小于設計荷載，不安全；若α=1，表明結構處于極限狀態；若α＞1，則表明結構極限承載力大于設計荷載，安全。故當P加載到結構極限承載力Pu時，α也可被定義為結構穩定性安全系數K。為方便分析，取有限元計算得到大圓筒上關鍵點A、B（如圖2）的水平位移數據，通過計算得到大圓筒結構的外荷載-結構轉角的變化規律，從而得出結構的穩定安全系數。

2.4結果分析

2.4.1大圓筒結構穩定安全系數計算

經有限元計算得到大圓筒結構在10年一遇高水位的剩余水壓力以及內外土壓力作用下的外荷載加載系數-結構轉角變化規律如圖3所示，從中可知大圓筒結構在的安全系數為K=1.53，大于1，表明結構安全。

2.4.2設計荷載作用下大圓筒結構的位移結果分析

圖4中展示了在設計荷載作用時，大圓筒結構和地基土整體的位移分布圖（左圖）以及筒體的位移分布圖（右圖）。從計算結果中可以看出：對于結構和土整體而言，位移最大值出現在外側拋石斜坡堤與大圓筒筒壁交界處，此處的最大位移約為0.1099m；而單獨的筒體最大位移卻只有0.0583m，表明結構系統整體變形主要還是由于斜坡堤自身變位而引起的。綜上所述，結合結構整體的安全系數以及所計算得到的位移來看，大圓筒結構的靜力穩定滿足要求。

2.4.3極限承載力狀態時大圓筒結構的位移結果分析

圖5（左圖）為10年一遇高水位時大圓筒結構在外荷載作用下達到極限承載力狀態時地基中塑性變形PE的分布圖。從圖中可見：在極限狀態時，大圓筒內、外的土體自筒底附近到地表處都形成了塑性變形貫通區，內、外側土體分別發生被動、主動破壞。土體塑性區的分布和大小沿筒基圓周存在空間差異，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，且塑性區主要集中在筒體外側，筒內土體塑性變形較小。圖5（右圖）為極限承載力狀態時大圓筒筒體的位移場分布圖。從圖中可看出：大圓筒結構在達到極限狀態時，結構在剩余水壓力及內外土壓力共同作用下的變位模式主要為平動變形。

圖3　大圓筒結構的外荷載加載系數隨結構AB間轉角的變化規律

圖4　大圓筒結構在設計荷載作用時的整體位移分布（左圖）與筒體位移分布（右圖）

圖5　大圓筒結構在極限荷載作用下地基土的塑性應變分布（左圖）以及筒體位移分布（右圖）

3.結論

本文基于某人工島工程實例，針對其中的大圓筒圍堰結構，對其在外部水平荷載作用下的靜力穩定性進行有限元分析。通過建立大圓筒結構及其周圍土體的三維彈塑性有限元模型，利用加載系數法分析大圓筒與土體的整體穩定性，計算得出結構的穩定性安全系數K=1.53，表明結構安全。而后，分析了結構與土體在設計荷載作用下的變形性狀，對于結構和土整體而言，位移最大值出現在外側拋石斜坡堤與大圓筒筒壁交界處，且結構系統整體變形主要還是由于斜坡堤自身變位而引起的。同時，探討了結構在極限狀態下的變位及地基破壞模式，在極限狀態時，大圓筒內、外的土體自筒底附近到地表處都形成了塑性變形貫通區，內、外側土體分別發生被動、主動破壞。土體塑性區的分布和大小沿筒基圓周存在空間差異，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，且塑性區主要集中在筒體外側，筒內土體塑性變形較小。

［1］范慶來，欒茂田，楊慶.軟基上沉入式大圓筒結構的水平承載力分析［J］.巖土力學，2004，25（2）：191-195.

［2］王元戰，華蕾娜，祝振宇.軟土地基條件下大型圓筒海岸結構穩定性計算方法［J］.巖土力學，2005，26（1）：41-45.

［3］王剛，陳楊，張建民.大圓筒結構傾覆穩定分析的有限元法［J］.巖土力學，2006，27（2）：238-241.

［4］JTS 145-2-2013 海港水文規范［S］.

［5］JTS 144-1-2010 港口工程荷載規范［S］.