软土地基上桶式驳岸稳定性离心模型试验研究

聂琴，魏冰，李武（.连云港港30万吨级航道建设指挥部，江苏　连云港　04；.中交第三航务工程勘察设计院有限公司，上海　0003）

软土地基上桶式驳岸稳定性离心模型试验研究

聂琴1，魏冰2，李武2
（1.连云港港30万吨级航道建设指挥部，江苏连云港222042；2.中交第三航务工程勘察设计院有限公司，上海200032）

摘要：多格仓混凝土桶式驳岸是一种适应于开敞式淤泥质海岸的新型港工结构，为了更深入了解该种结构的工作特性，文章结合连云港港徐圩港区防波堤工程中的驳岸段，利用土工离心模型试验对吹填荷载作用下软土地基上桶式驳岸的稳定性进行研究。根据试验中观测到的驳岸变形规律和破坏模式得出结论：吹填淤泥回填方案不能完全满足桶式驳岸的稳定要求，回填袋装砂方案基本能够满足桶式驳岸的稳定要求。

关键词：桶式驳岸；软土地基；离心模型试验；稳定性

0　引言

淤泥质海岸软土层厚，物理力学指标差，灵敏度高，传统改良软土地基的方法，如排水固结、分层回填和爆破挤淤等，施工期受风浪影响大，工期长，需要石料多，工程量巨大，环境影响大[1]。码头后方陆域形成过程中的多格仓混凝土桶式驳岸结构是依托连云港港徐圩港区防波堤工程而提出的一种新型驳岸结构，该种结构可以在工厂进行预制，通过负压下沉，无需进行软土地基改良，利用桶壁、桶盖板、桶隔板及桶底好土层将软土封闭在桶内，提高软土与基础结构相互作用的能力，共同承担其上部结构所传递的荷载[2-8]。

目前针对多格仓桶式基础结构工作特性的研究十分有限，因此有必要在此方面进行深入探索。本文依托连云港港徐圩港区防波堤工程中的驳岸段，利用土工离心模型试验对吹填荷载作用下桶式驳岸的稳定性进行了研究，为此类新型结构的设计和优化提供理论参考。

1　工程概况

徐圩港区位于江苏省连云港港南翼，埒子口以西至小丁港之间海岸，为开敞式淤泥质海岸。

该港区防波堤工程采用的多格仓混凝土桶式驳岸结构由单个椭圆截面和两个泥面以上圆形截面组合成的空间薄壳结构构成（图1）。下桶椭圆长轴30 m，短轴20 m，高9.18 m。上桶外径8.9 m，壁厚0.3 m，第一节高8.1 m，第二节延伸桶高7 m。连接上下桶的结构盖板厚0.4 m，这样桶式驳岸高度第一阶段高17.58 m，第二阶段高24.58 m。

图1　港侧回填后桶式驳岸结构图Fig.1　Sketch of bucket-based revetment backfilled inthe port side

2　土工离心模型试验

2.1模型设计

一般来说，离心模型试验应该选用与原型相同的材料。但是，当原型材料为钢筋混凝土时，如果模型结构物尺寸很小，继续采用钢筋混凝土将难以精确控制细部结构尺寸，此外，测量结果的准确性也难以得到保证。根据离心模型等抗弯刚度理论，本研究中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。

根据桶式驳岸结构断面几何尺寸，综合考虑原状土的取土数量和模型制作、测量等因素，确定模型几何比尺n=80。

模型地基土样取自现场，自上而下依次来自淤泥层、粉质黏土层、粉砂粉土层。由于土样均为扰动土，需要以地基强度作为控制指标，在模型箱中自下而上逐层重塑。为了缩短淤泥层和粉质黏土层的固结时间，试验中采用粉砂来制作这两层土。模型地基共设置了3个土层：最上为淤泥层，厚约114 mm；中间为粉质黏土层，厚约53 mm；底部为粉砂排水层，厚约36 mm（图2）。采用固结排水法制备上述两层土体的透水层。

分层填筑采用停机填筑的方法来实现，填筑前停止离心机，填筑回填材料，完成后再启动离心机继续工作，每层填筑方法都一致，以淤泥作为回填材料，每层回填留有一段时间间隔。

2.2模型制作和监测

图2　模型地基土层布置（单位：mm，标高：m）Fig.2　Soil layers arrangement in centrifugal model(plan:mm,elevation:m)

根据回填土料的类型，本研究中主要模拟了两种回填方法，分别为吹填淤泥回填方法和袋装砂回填方法。其中，吹填淤泥回填方法分桶后吹填（I-1）和桶后桶内同时吹填（I-2）两种方案进行，袋装砂回填方法按桶后回填方案（II）进行，不同回填方案的模拟情况如表1所示。

表1　回填方案模拟情况Table 1　Models of different reclamation methods

模拟桶后吹填淤泥方案（I-1）时，为了慎重起见，制作了相同的模型M8，进行重复试验。模拟桶后桶内同时吹填淤泥方案（I-2）时，采用模型M9对桶内吹填淤泥压重的效果进行观测。完成了以上两种模型试验后，发现结构向海侧水平位移显著，故在模拟桶后回填袋装砂方案（II）的M10模型中，将下桶嵌入粉质黏土层的深度由0.05 m增至1.00 m。

两种回填方法的3种回填方案中，回填土体高度均为12 m，分3层回填，每层厚度4 m。

在模型M7～M10中，均设置了4只激光位移传感器。其中，s1测量上桶结构的水平位移，s2 和s3测量上桶顶面海侧和港侧的沉降，s4测量桶后回填土体。

典型的模型M7的布置和激光位移传感器的位置如图3所示。

图3模型M7布置图（单位：mm）Fig.3　Drawings of centrifugal model M7（mm）

3　港侧回填过程中桶式驳岸稳定性分析

3.1吹填淤泥方法稳定性分析

1）桶后吹填淤泥方案（I-1）结构稳定性分析

模拟桶后吹填淤泥方案（I-1）的模型M7中，实测桶后3次吹填过程中桶体结构的转角、上桶水平位移和顶面沉降。

吹填第1层淤泥后，桶体海侧和港侧的沉降均匀，沉降量较小，约为60 mm。同时，发生的转角很小。此外，上桶结构向港侧发生少量水平位移，位移量为5 mm。上述现象与此阶段吹填土体高度较小有关。

吹填第2层淤泥后，桶体海侧和港侧的沉降仍很均匀，沉降量较小，约为60 mm。同时，发生的转角也很小。但吹填第2层后上桶结构的水平位移由港侧转向海侧，位移量约40 mm（图4），表明两层吹填土体对上桶产生了较大的水平推力。由于吹填淤泥含水量在110%耀200%之间，内摩擦角很小，侧向土压力系数接近1.0，故作用于上桶侧壁的土压力十分明显。

在吹填第3层淤泥的过程中，桶体突然向海侧发生了很大水平位移，吹填淤泥层顶面发生骤然沉降，桶体向港侧倾斜，桶体结构失稳（图5）。

模型M8的试验结果与模型M7大体相仿。

模型M7与模型M8的离心模型试验结果表明：当下桶桶底嵌入粉质黏土层深度较浅时，采用桶后吹填淤泥方法，回填土体高度在8 m（完成2次回填）以内时，桶体结构基本可以保持稳定；但继续向上吹填淤泥，桶体结构将发生水平失稳。

2）桶后桶内同时吹填淤泥方案（I-2）结构稳定性分析

图4　桶后吹填第2层淤泥桶体变形（M7）Fig.4　Bucket displacement of the second layer of siltbackfill from behind(M7)

图5　桶后吹填第3层淤泥桶体变形（M7）Fig.5　Bucket displacement of the third layer of siltbackfill from behind（M7）

模型M9中模拟了桶后桶内同时吹填淤泥方案（I-2）的压重效果，且试验结果与模型M7相似，回填土体高度在8 m（完成2次回填）范围内时，桶式驳岸结构基本能够保持稳定，但桶体向海侧水平位移的趋势并未终止，在吹填第3层淤泥的过程中，桶体结构初始阶段尚能勉强维持稳定，随即便向海侧发生较大滑动。可见，这一回填方案还是不能够完全满足桶式驳岸结构的稳定要求。

3.2回填袋装砂方法桶式驳岸稳定性分析

因回填料袋装砂本身透水性较好，无需较长固结时间，故回填第1、2层袋装砂时，未作细分。

在第1层袋装砂荷载作用下，桶体开始向海侧倾斜，但是很快反向，最终倾向港侧，转角量较小，100 d约0.1毅。桶体水平位移开始指向港侧，之后反向，最终指向港侧，位移量较小，约5 mm。桶体结构两侧沉降发展均匀，港侧沉降量比海侧沉降量稍大；桶后回填袋装砂表面沉降量随时间平缓发展，100 d约200 mm。上述桶式驳岸的变形特点与淤泥土地基、桶后回填土体性质及下桶桶底的粉质黏土层土体承载特性密切相关。

第2层回填后，在两层袋装砂荷载作用下，桶体结构继续向港侧倾斜，第2次回填后95 d时，转角值约0.24毅。桶体水平位移继续指向港侧，但位移量不大，95 d时约15 mm。桶体两侧沉降继续均匀发展，两测点处沉降量分别为12 mm和38 mm，港侧沉降量大于海侧沉降量；桶后回填袋装砂表面沉降随时间发展平缓，95 d时约220 mm，沉降速率保持不变。可见，在2次回填后，桶体结构稳定。

回填第3层袋装砂时，分两步进行，首先由8.0 m填至10.5 m，间歇40 d后，再由10.5 m填至12.0 m。达到设计回填高度后，间歇92 d，进行超载试验，使离心加速度从设计值80g迅速提升至115g，使回填高度从12.0 m增至13.8 m，即超高1.8 m，超填15%，之后43 d停机结束试验。在3层袋装砂荷载作用下，桶体结构继续向港侧倾斜，第3层回填竣工后92 d时，转角值约0.30毅，超载后43 d，转角值约0.34毅，桶体转角始终在安全范围内。上桶桶体水平位移继续指向港侧，但测点处水平位移量不大，回填竣工后92 d时约10 mm，超载后数值略微变小，桶体稍向海侧移动。桶体两侧沉降在回填过程中增大，之后随时间平稳发展，港侧沉降量大于海侧沉降量，两测点处在第3层回填竣工后92 d时沉降量分别为24 mm和59 mm。超填后两侧沉降又有新的增长，超填竣工后43 d两测点处沉降量分别达到50 mm和88 mm。这阶段桶后回填袋装砂表面沉降也表现出相似规律，第3层回填竣工后92 d时表面测点处沉降量430 mm，超填后沉降值达580 mm（图6）。回填第3层袋装砂并超填1.8 m后，回填体表面出现了较大沉降。

图6　桶后回填第3层袋装砂桶体变形（M10）Fig.6　Bucket displacement of the third layer of sandbagbackfill from behind（M10）

4　结语

1）当下桶桶底嵌入粉质黏土层深度较浅时，采用桶后吹填淤泥方法，回填土体较高时（超过8 m），桶体结构会发生水平失稳。同样入土条件下，采用桶后桶内同时吹填淤泥增加结构压重的方法，也会发生类似的水平失稳情况。因此，吹填淤泥回填方法不能够完全满足桶式驳岸的稳定要求。

2）当下桶桶底嵌入粉质黏土层深度达到1.00 m、桶后回填3层袋装砂（12 m）并超填1.8 m后，尽管回填土体表面沉降较大，结构仍可维持稳定。因此，当下桶嵌入粉质黏土层较深时，采取回填袋装砂方案能够基本满足桶式驳岸的稳定要求。

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中图分类号：U656.2

文献标志码：A

文章编号：2095-7874（2016）01-0037-05

doi：10.7640/zggwjs201601009

收稿日期：2015-08-02修回日期：2015-11-03

作者简介：聂琴（1983— ），女，江西高安市人，工程师，港口、航道与海岸工程专业。

Centrifugal model test of bucket-based revetment stability on soft soil foundation

NIE Qin1,WEI Bing2,LI Wu2
（1.Lianyungang Port 300 000-ton Waterway Construction Headquarters,Lianyungang,Jiangsu 222042,China; 2.CCCC Third Harbor Consultants Co.,Ltd.,Shanghai 200032,China）

Abstract：Bucket based revetment of multi-cell concrete is a new type of configuration adaptable to silt coast in harbor engineering.To have a deeper research of its working performance,based on the revetment segment of breakwater project in Xuwei Port area of Lianyungang Port,we adopted a geotechnical centrifugal model test method to analyze the bucket-based revetment stability under different reclamation loads.According to the deflection regulation and failure modes observed,it is concluded that reclamation by silt won't guarantee the stability of bucket-based revetment,while sandbag backfilling will satisfy such need.

Key words：bucket-based revetment;soft soil foundation;Centrifugal model test;stability