桶式结构特性研究

魏　冰，蔡正银

（1.中交第三航务工程勘察设计院有限公司，上海200032；2.南京水利科学研究院，江苏南京210029）



桶式结构特性研究

魏冰1，蔡正银2

（1.中交第三航务工程勘察设计院有限公司，上海200032；2.南京水利科学研究院，江苏南京210029）

在深厚软泥土沿海工程中，桶式基础结构逐渐引起关注并应用于工程实践，但单桶多隔仓桶式基础结构的稳定性尚未得到解决。文章结合连云港港防波堤工程，通过离心模型试验，探讨了波浪荷载作用下桶式基础结构的稳定性问题，分析试验结果，得出桶式基础结构在各个阶段中的变形稳定性状和可能的破坏模式，为工程设计优化提供参考。

桶式基础；软土地基；防波堤；稳定性

0　引言

对于物理力学指标很差的深厚软泥土层，一般在修建防波堤之前必须进行软基处理，以提高地基承载力来保证防波堤的稳定。为了节省投资，同时缩短施工周期，就必须尽可能利用天然地基，以免去大量的地基处理费用。鉴于低承载力的天然软黏土地基不能满足传统重力式结构防波堤，为了适应天然地基承载力低的特性，采用新型结构形式不失为一种选择。

在各种轻型结构中，桶式基础结构[1]被设计人员提出，该结构来源于海洋工程的吸附基础。当桶式基础结构作为防波堤结构与地基土体相结合时，具有以下特点：首先，桶式结构是一种全新的较大尺度的轻型刚性结构，自重较轻，因此，给地基施加的竖向荷载较小；第二，桶式结构本身是一种薄壁结构，加上内隔板，使得它与地基土相接触的面积很大，能将桶结构所承受的竖向荷载和侧向荷载，合理分布到较大面积的海底地基土体上。在承受竖向荷载时，能充分发挥下桶内外壁两面与地基土的摩擦作用；在承受侧向荷载时，能充分发挥下桶内外侧壁所受到的土体给予桶壁的侧向限制作用。另外，下桶在下沉就位后，所有通气孔被密封，桶内土体与桶体结构侧壁相对位移时将受到真空吸力作用，这样，下桶基础与桶内地基土就形成为一个整体，共同承受波浪荷载、冰荷载等横向荷载作用而保持稳定。

然而，桶形基础结构受力非常复杂，特别是结构与土协调共同作用一直是业内的难题，且国内外关于这种结构形式的研究刚刚起步，为使此结构可以推广使用，研究一套成熟的计算理论及积累丰富的施工实践经验迫在眉睫。因此，本文拟依托连云港港徐圩港区防波堤工程，利用土工离心模型试验等研究手段[2-5]，解决桶式基础结构建设的主要关键技术问题，从中得出比较合理的设计参数，为新型桶式基础结构的设计、优化与完善提供可靠的技术依据。

1　工程概况

徐圩港区位于连云港区南翼，埒子口以西至小丁港之间海岸，隶属连云区，目前为开敞海岸，防波堤工程建设是徐圩港区起步建设的前提条件。港区设计高水位5.41 m，设计低水位0.47 m，极端高水位6.56 m，极端低水位-0.68 m。设计波浪要素见表1，设计地质资料见表2。

表1　防波堤沿线外侧50 a一遇设计波要素Tabel 1Design wave parameters out of the breakwater with the recurrence interval of 50 years

表2　地基土的主要物理力学特征指标Table 2　Main physical mechanics indicators of the stratums

结构设计方案采用单个椭圆截面和2个泥面以上圆形截面组合成的空间薄壳结构作为防波堤挡浪结构（图1）。下桶椭圆长轴30 m，短轴20 m，高9.18 m（5.0～-14.18 m）。上桶外径8.9 m，壁厚0.3 m，第1节高8.1 m（3.5～-4.6 m），第2节延伸桶高7 m（10.5～3.5 m）。连接上下桶的结构盖板厚0.4 m，这样桶式基础结构高度第1阶段高17.58 m，第2阶段高24.58 m。

图1　桶式基础防波堤结构图Fig.1　Configuration of the bucket-based breakwater

2　桶式基础结构的离心试验

2.1桶式结构离心模型

离心模型的材料应与原型材料相同，但当原型材料为钢筋混凝土时，若缩小后的模型结构物尺寸很小，如仍采用钢筋混凝土制作模型，则细部结构尺寸难以控制精确，另外，在混凝土制作的模型上安装测试仪器难度很高，容易造成试验结果不真实。通常，按离心模型等抗弯刚度理论，采用铝合金板替代混凝土墙板制作离心模型中的各种结构件。按模型几何比尺n=80设计的桶式基础结构见图2。

图2　桶式基础结构模型断面图Fig.2　Section of the bucket-based structural model

试验的地基土样来自连云港施工现场，土层分布为：淤泥、粉质黏土、粉砂粉土，所有土样都被扰动过，试验需要重塑土样，以强度指标作为重塑土样的控制标准。试验时，完全用粉砂来制作，以缩短淤泥层和粉质黏土层的固结制备时间。如图3所示，模型地基共设置了3个土层，最上层是淤泥层，厚约114 mm，中间是粉黏土层，厚约53 mm。在模型箱最底部的厚约36 mm的粉砂排水层，是采用固结排水法制备上述2层土体的透水层。

图3　模型地基土层设计布置（单位：mm）Fig.3　Design and layout of the model foundation soil layer (mm)

根据试验要求，模型试验将模拟对防波堤结构性状最不利的波浪力荷载作用，由于采用等效波浪力方法进行模拟，因此，水位高低影响不大，为了防止波浪荷载模拟装置浸水而发生故障，故试验模拟原型设计低水位，其标高为0.47 m，水位在试验中采用溢流水筒控制。桶式基础防波堤的模型布置见图4。

图4　循环往复波浪荷载作用模型布置图（单位：mm）Fig.4　Layout of the model under cyclic wave loads(mm)

2.2试验程序

1）制作桶式基础结构模型；

2）粘贴应变片，率定传感器；

3）制作地基模型；

4）安放桶形基础结构，安装相应的荷载作动装置。在进行波浪荷载模拟试验时，则要在模型结构上部安装波浪荷载模拟作动装置；或安放桶式驳岸结构。在进行单侧回填试验时，在上筒港池侧采取分层逐级模拟法；

5）运行离心机由1g分级加速至80g，每级10g；

6）启动荷载作动装置，按预定加载速率或频率施加荷载；

7）试验结束。

2.3研究结果

在分析讨论模型试验研究结果之前，作如下说明和规定：首先是将模型中的物理量值，按模型相似律换算至原型尺度相应的值。其次，规定向下的竖向位移（沉降）为正，指向外海侧的水平位移为正，倾向外海侧的转角为正。第三，选取桶式基础防波堤结构盖板中心O点为参照点，此处的竖向位移值和水平位移值就是结构的特征沉降值和特征水平变位值。最后，在分析防波堤结构的承受波浪荷载作用下的性状时，用设计工况1组桶体（宽度20 m）所承受波浪合压力值（Ppp= 12 048 kN）对荷载进行归一化，即水平力大小用荷载比或波浪力强度P/Ppp的大小来表征。

根据表1波浪特性指标，利用循环波浪荷载模拟器，开展了1组循环往复模型试验（M6）。在模型达到设计加速度80g后，分6种风浪强度逐级在桶式基础防波堤的上筒两侧施加不对称波浪合力（Pps/Ppp=0.7），作用点高度与波浪合力作用点高度齐平。整个试验所模拟的风浪作用总历时达43.6 h。图5给出了波浪力强度P/Ppp随时间过程的曲线，这里波浪力强度定义为波浪力与设计波压力之比，即P/Ppp（设计波压力即波浪力峰值Ppp=12 048 kN）。从图中可知，最后一阶段施加的波浪力强度最高，起始波浪力强度就达到0.5，之后逐渐增大，直至达到设计波浪力强度1.0。最后这个阶段历时约8.5 h，达到或接近设计波浪力强度的风浪作用时间占3.5 h。

图5　波浪力荷载作用历时图Fig.5　Diachrony of wave loads

在上述波浪荷载作用下，桶式基础防波堤结构的竖向位移、水平位移和倾斜度均随时间发生波动，这些性状反应变化见图6～图8。

图6　波浪作用期间防波堤结构沉降变化过程曲线Fig.6　Settlement curve of the breakwater under the waves

图7　波浪作用期间防波堤结构水平位移变化过程曲线Fig.7　Horizontal displacement curve of the breakwater under waves

图8　波浪作用期间防波堤结构倾斜度变化过程曲线Fig.8　Inclination angle curve of the breakwater under waves

首先讨论防波堤的沉降变形特性，从图6可以看到，桶式基础防波堤结构在循环往复波浪力作用下，结构上的2个竖向位移测点S1（港池侧）和S4（外海侧）的读数随时间逐渐增大，并且在整个风浪作用期间位移增长速率几乎维持不变。在43.5 h的风浪荷载作用结束后，这2个测点处发生的竖向位移量（即沉降量）分别为92 mm和76 mm（表3）。由于这2个竖向位移测点关于防波堤轴线成对称布置，故结构发生的平均沉降量为84 mm。从桶式基础防波堤结构所发生的沉降量和沉降随时间的增长速率看，遭受如此恶劣的波浪荷载作用后，防波堤结构仍是稳定的。

表3　风浪荷载作用后桶式基础防波堤结构位移变形性状及地基特征值Table 3　Deformations of the bucket based breakwater under wind waves and the characteristic values of the ground

其次分析桶式基础防波堤结构在循环往复波浪力作用下的水平位移性状，见图7，因水平位移测点D2激光位移传感器处光靶发生问题，图中仅给出水平位移测点D3处读数变化情况。由于在桶式基础防波堤结构上施加了不对称的波浪力，波压力位于外海侧，波吸力位于港池侧，因此，桶式基础防波堤结构水平位移指向港池侧，位移值为负。经过43.5 h的风浪荷载作用，D3测点处发生的水平位移量为28 mm（表3）。

在波浪力作用下的角位移如图8所示，换算方法见公式（1），即：

式中：d14为两测点之间的间距在防波堤剖面上的投影长度。

由于桶式基础防波堤受风浪荷载作用所引起的两侧沉降差较小，因此，结构发生的转角很小，且倾向港池侧，故转角位移为负值。经过43.5 h的风浪荷载作用，桶式基础防波堤发生的转角位移量为-0.059°（表3）。

波浪荷载的直接作用通过桶式基础防波堤结构的动态位移，将波浪力传递到桶壁周围土体中，让土体发生变形，使超静孔压积累上升，其结果导致软弱地基土层土体的模量和强度弱化。在本次动态模型试验前后，对地基土层的原位不排水强度均作了圆锥贯入强度试验，对比发现，波浪荷载作用43.5 h后，地基土层自泥面向下约8 m深度范围内不排水强度均出现了一定程度的衰减，即所谓的强度弱化。

地基最表层的强度弱化最明显，最大降幅在9 kPa左右，随着深度的增加，试验前后强度差异越来越小。总体来说，强度弱化主要发生在泥面以下约6 m深度范围内。地基土层试验前后原位不排水强度平均值见表3，若以地基上层试验前的原位不排水强度值为基准，来衡量此次波浪荷载作用造成的强度弱化程度，那强度衰减指数Isu就为：

式中：Su，B和Su，A分别为地基土层在波浪荷载作用前后的不排水强度平均值。根据表3强度值计算，Isu约为0.20，表明本次试验中，下桶深度范围内地基土层土的强度衰减了约20%。

究其原因，土体出现的强度弱化或者强度降低归结于波浪荷载长时间的循环往复作用和海底浅表层软土微细结构。波浪荷载通过桶式基础防波堤结构泥面以上水体波浪作用传递给地基土层，尤其是浅表层土体。而海底浅表层土体自身微细结构松散，密度不高，桶壁侧向荷载作用尤其是往复性周期性侧向荷载作用极易损坏或摧毁这种松软的土体微细结构。土体自身结构在波浪荷载作用下的调整，必然造成土体正的孔压增量累积，即出现超静孔隙水压力。长时间累积产生的超静孔隙水压力，使得土颗粒间的有效应力降低，最终导致土体软化和强度衰减。

本文所研究的桶式基础防波堤结构属于空间壳体结构，它的安全稳定性可参考前苏联1986年出版的《有关大直径薄壳码头建筑物计算与设计的方法建议》。其中规定壳体结构的水平位移、竖向位移和转角位移分别小于80 mm、200 mm和0.458°（0.008 rad）。对照表3列出的桶式基础防波

堤结构在风浪荷载作用后的水平位移、垂直位移和转角位移特征值，分别为28 mm、92 mm和0.059°，因此，该桶式基础防波堤结构能够抵御50 a一遇设计高水位的波浪荷载作用而保持稳定安全。

3　结语

针对桶式基础结构的位移变形性状取得了以下认识：

1）从模型试验结果得到，桶式基础防波堤结构抵抗水平滑动、下沉和倾转的极限水平荷载能力分别是1.54Ppp、1.58Ppp和1.76Ppp，其中抵抗滑动的极限水平承载力最低，为1.54Ppp，按规范取得的容许水平承载力平均值约为1.1Ppp，满足规范要求。

2）波浪荷载作用43.5 h后，桶式基础防波堤结构水平位移、垂直位移和转角位移特征值，分别为25 mm、84 mm和0.054，它们均在稳定安全范围内。表明桶式基础防波堤结构能够抵御50 a一遇设计高水位的波浪荷载而保持稳定安全。

3）波浪荷载作用43.5 h后，泥面以下约6 m深度范围内土体强度弱化现象明显，下桶深度范围内地基土层不排水强度平均值衰减了约20%。

[1]中交第三航务工程勘察设计院有限公司.连云港港徐圩港区直立式结构东防波堤工程初步设计[R].2012. CCCC Third Harbor Consultants Co.,Ltd.Preliminary design of the east up-right breakwater project in Xuwei,Lianyungang Port[R]. 2012.

[2]南京水利科学研究院.连云港港徐圩港区防波堤工程桶型基础结构离心模型试验研究报告[R].2012. Nanjing Hydraulic Research Institute.Centrifugal modeling test of the bucket-based structure in the breakwater project in Xuwei, Lianyungang Port[R].2012.

[3]李武.新型桶式基础防波堤与地基动力相互作用研究[R].南京：南京水利科学研究院，2014. LI Wu.Dynamic interactions research between bucket-based breakwater and the ground[R].Nanjing:Nanjing Hydraulic Research Institute,2014.

[4]曹永勇.新型桶式基础防波堤在负压下沉中的结构内力观测及分析[J].中国港湾建设，2014（4）：26-29. CAO Yong-yong.Test and analysis on the structural internal force of the new bucket-based breakwater driven by negative pressure[J]. China Harbor Engineering,2014(4):26-29.

[5]曹永勇.新型桶式基础防波堤在负压下沉中的稳定性试验[J].水运工程，2014（7）：41-45. CAO Yong-yong.Stability tests for new bucket-based breakwater driven by negative pressure[J].Port&Waterway Engineering,2014 (7):41-45.

Characteristic research of bucket-based structure

WEI Bing1,CAI Zheng-yin2
（1.CCCC Third Harbor Consultants Co.,Ltd.,Shanghai 200032,China; 2.Nanjing Hydraulic Research Institute,Nanjing,Jiangsu 210029,China）

The bucket-based structure foundation which is adaptable to thick soft soil ground in silt coast has drawn a growing concern in port and waterway engineering and has been successfully applied in practical project.However,the stability of the foundation of single bucket with multiple cabins has not been studied before.Therefore,a centrifugal model test method is adopted in this paper,based on which the stability of the structure under different wave loads is studied for the breakwater project in Lianyungang Port.By analyzing the results of the test,the deflection regulation and failure modes in different stages can be reached,which will help to provide a reference for the optimization study of the structure.

bucket-based structure foundation;soft soil ground;breakwater;stability

U652.74

A

2095-7874（2016）03-0026-05

10.7640/zggwjs201603006

2016-01-12

江苏省科技支撑计划项目（BE2013663）；江苏省交通运输科技项目（2013Y20）

魏冰（1989—），女，河北省人，硕士，助理工程师，从事港口工程设计、管理、咨询工作。E-mail：weib@theidi.com