0.   引言

大直径钢圆筒结构具有施工速度快、抗风浪能力强等优势，在港口护岸工程的建设中得到了较多的应用，如广州南沙蒲州海堤护岸工程、港珠澳大桥西人工岛工程和等项目，取得了良好的效果^[1-4]。

钢圆筒的承载能力受到地基土强度、筒体结构形式等决定，在设计时需要根据土质和荷载确定筒的结构参数。对于钢圆筒结构的稳定性的计算方法目前主要有基于重力式结构稳定性验算方法、摩阻力、基于无锚板桩稳定性验算的方法、圆筒极限变位控制等方法，采用上述方法计算时常假定筒体结构为刚性，以便于计算作用于筒上的土压力，但是在实际工程中筒体会发生变形，变形的产生进而影响作用于其上的土压力，筒体结构的受力机制复杂^[5-11]。对于作用于筒体上的土压力仍需要进一步的研究，筒体的抗滑稳定性计算分析理论仍不完善。

为探究大直径钢圆开挖施工时地基土和筒体的受力变形特性，开展了离心模型试验研究水压和波浪荷载作用下大直径钢筒的承载能力，分析施工过程中筒体的水平位移和转角的变化，为钢圆筒护岸结构的设计提供依据。

1.   工程概况

工程基地外围采用126个大直径钢圆筒作为护岸结构（图 1），该结构在施工期做为围堰结构，起到隔水挡浪的作用，运行期则作为堆场的挡土结构，保证堆场地基不向海侧发生滑移。堆场附近海域极端高水位5.71 m，设计高水位4.63 m，设计低水位0.63 m，极端低水位-0.34 m。

图  1  护岸总布置图

Figure  1.  General layout of revetments

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护岸钢筒参数和地基土层分布如图 2和表 1所示，施工期的波浪荷载和水压参数如表 2所示。筒体结构直径为22 m，壁厚16 mm，两筒体之间采用副格进行连接，以起到隔绝海水的作用，不同钢桶之间的连接结构如图 3所示。

图  2  钢筒连接方式

Figure  2.  Connection of steel cylinders

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表  1  主要土体物理力学参数

Table  1.  Physical and mechanical parameters of main soils

土层	w/%	γ/(kN·m-3)	Es/MPa	c/kPa	φ/(°)
②1淤泥	58.2	16.1	2.1	10	12.4
③1淤泥质粉质黏土	45.8	16.9	2.3	10.6	17.2
③2-1淤泥质黏土	48.5	16.6	2.1	10.8	13.6
③2-2淤泥质黏土	46.8	16.7	2.4	12.3	14.3
④2粉质黏土	34.2	17.7	3.6	12.7	20.4
⑤1粉质黏土	23.7	19.7	6.2	35.4	16
⑤3粉砂	21.2	20.0	11.9	7.8	34.6
注：w为含水率；γ为重度；Es为压缩模量；c为黏聚力（固结快剪）；φ为内摩擦角（固结快剪）。

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表  2  施工期筒体结构荷载

Table  2.  Loads on cylinder structures during construction period

水位与波浪荷载组合					等效波浪力对应的水位及地基条件
水位	波浪荷载	水平力	力矩		海侧	陆侧或港侧
海侧设计高水位4.63 m；陆侧水位-3.5 m	5 d一遇	1445 kN/m	79906 kN·m/m		海侧水位6.67 m；地基碎石桩加固	陆侧水位-3.5 m；地基未加固

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图  3  碎石桩布置

Figure  3.  Arrangement of gravel piles

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钢筒护岸结构的具体施工方式为，首先采用振沉法对钢桶进行施工，然后在陆侧进行降水和开挖施工，钢桶此时为围堰结构，钢桶需承受波浪荷载和水压力。陆侧地基处理完成后，正常工作阶段陆侧需要堆载铁矿石，钢桶在堆场正常工作阶段为挡土结构，需承受陆侧土压力的作用。本文主要研究施工开挖阶段钢筒的受力。

2.   离心模型试验

2.1   试验设计

离心模型试验在南京水利科学研究院400 g·t土工离心机上进行，离心加速度为120g。为缩短试验时间，地基土制作完成后在离心机上进行固结，通过施加超重力场加快土中水的排出。

土体固结完成后安装筒体模型，准备试验。具体的试验流程为：大直径钢圆筒护岸模型置于离心机吊篮中，启动离心机升高其模型加速度至120g，在120g下运行10 min后开始向海侧加水，由于孔压响应滞后，停止加水时间根据模型箱上标记线控制，加水时间约为13 min，经换算海陆两侧水位差达到9.8 m，对应原型开挖施工时间约130 d；此后，恒定此离心加速度继续运转，运行约36 min，对应原型1 a的运行期，研究施工完成后一段时间筒体受力的变化。

2.2   模拟技术

（1）结构模拟

筒体结构采用不锈钢制作，经过离心模型相似换算，相应的模型结构物直径183 mm，高度516 mm，为了模拟静水位差和波浪荷载叠加作用，实际加工的模型筒高度为536 mm。

（2）地基土层模拟

模型地基采用原型地基土料重塑制作，所制备的模型地基的物理力学特性应与原型一致（表 1，2），具体表现在重度、含水率、压缩模量（或压缩系数）、强度指标，与原型对应相等。模型实际制作时则需将性质相近的土层适当进行合并，一是为了提高模型制作的可操作性，二是合并后的地基强度控制指标是按各分层强度指标与厚度加权平均后换算得出，兼顾了控制地基土层强度指标的权重，这种做法已在一系列港口工程离心模型试验中得以应用。

（3）碎石桩模拟

碎石桩模型根据等效复合模量原则，复合模量公式参考《工程地质手册》可得

式中：${E_{{\text{sp}}}}$为桩土复合弹性模量；${E_{\text{p}}}$为桩体弹性模量；${E_{\text{s}}}$为土体弹性模量；m为置换率。

考虑到试验条件，如果按照工程实际的碎石桩布置方案以1∶120的比例缩小，桩径和桩间距较小，桩的布置太密。因此，将桩径和桩间距按照面积等比缩放，将不会影响到最终的复合模量大小，这种方法已在路堤加固离心试验中得以应用。

本项目中碎石桩材料采用连续级配碎石，粒径0.5~5 cm。碎石桩单桩直径1 m，间距1.95 m，置换率20%；经过换算后，模型桩直径33 mm，桩间距66 mm，碎石桩模型通过采用在透水纤维管内部装入粒径小于0.25 mm的连续级配砂砾制作而成，如图 3所示。

（4）排水板模拟

考虑到砂井地基在离心模型试验中较塑料排水板容易模拟，因此设有一等效砂井地基与塑料插板地基在任一时刻t，都具有相同的平均总固结度，即U_s= U_p，s表示砂井，p表示排水板。已知现场采用的塑料排水板的尺寸为宽100 mm，厚4 mm，正方形布置，间距1 m，基于等效平均总固结度的考虑，推求可得砂井直径5 mm，正方形布置，间距100 mm，砂井模型通过采用在透水纤维管内部装入粒径小于0.25 mm的连续级配砂砾制作而成。

（5）波浪荷载模拟

目前已知常用的离心模型试验中模拟波浪荷载的方法是拟静力法和循环作动装置施加荷载法，循环往复作动装置采用集中力加载方式，只适用于筒壁厚度大刚度高的直立结构物，而本项目中的护岸和防波堤结构物为大直径钢圆筒壁厚很薄，因此，并不适合采用这种循环往复作动装置对其施加等效波浪荷载作用。

进一步分析后发现，无论波压力还是波吸力，对大圆筒产生的力学效应均可归结为一个侧向滑动力和一个转动力矩，使大圆筒发生侧向滑动和倾转。而在模型试验中，通过调整大圆筒海侧和陆侧的水位，同样可以产生一个等效的侧向滑动力和一个等效的转动力矩，使大圆筒发生侧向滑动和倾转。鉴于筒体在波浪荷载作用下的稳定性主要体现在其力矩作用所产生的转动效应上，因此，水位控制模拟法中优先考虑力矩等效，再考虑滑动力等效。

2.3   模型布置

图 4给出了干施工期模型布置图，模型制作时将性质相近的土层适当做了合并，下层为细砂，中层为粉质黏土层，上层为淤泥质黏土层。位移测量采用了激光位移传感器，它们需要设置光靶，光靶点就是位移测点。为了测量大直径钢圆筒模型侧向位移，在顶部设置了铝合金片光靶；同时在陆侧距离堤轴线26 m和36 m处布置了沉降测点。

图  4  离心模型的布置

Figure  4.  Arrangement of centrifugal models

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孔压测量采用了适用于土工离心模型试验的进口高精度微型孔压传感器，共布置2只，均在陆侧地基内，分别位于距离堤轴线36 m和70 m处，标高都是-19 m。在大直径钢圆筒模型筒体海侧5个高度位置处设置了环向正应力测点，从上至下，5个测点位置分别对应于原型标高2.6，-7，-16.6，-26.2，-36.76 m。

3.   结果分析

根据离心模型相似比，对试验数据进行换算，试验结果均为换算后的原型结果。其中施工期为土体地基土开挖至完成的时间，运行期为土体开挖完成后的时间，施工期为130 d，运行期为1 a。

3.1   土体孔压响应

本试验通过在海侧加水以模拟开挖施工时筒体两侧的水位差，可以看出随着水位的升高，海陆两侧水压差逐渐的增大，由于孔压的变化具有滞后效应，因此在130 d后水压差增长速度显著的加快，在160 d时基本趋于稳定，表明此时的土体渗流场逐渐稳定（图 5）。

图  5  土体的孔压

Figure  5.  Pore pressures of soils

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3.2   地基土位移

土体的位移矢量图如图 6所示，可以看出在水压和波浪荷载的作用下钢桶上部向陆侧运动，下部则向海侧偏转，导致上部土体运动方向指向陆侧，而筒下部土体则有向海侧运动的趋势。距筒距离小于1.36D（D为筒直径）的土体位移较为明显，超出1.36D之外的土体位移较小，可认为筒偏转的最大影响范围为1.36D。此外，需要指出的是在正常运行期陆侧会作为矿石堆场使用，堆场距离护岸的最近距离为2.27D，因此施工期对土体的扰动不会对堆场地基产生影响。

图  6  土体位移

Figure  6.  Displacements of soils

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3.3   筒体水平位移和转角

钢圆筒模型在加速度升高和施加波压力荷载过程中筒体顶部水平位移随时间的发展过程曲线如图 7，随着不断向海侧加水，大直径钢圆筒两侧作用的水压力差也同步逐渐增大，筒体顶部水平位移发展迅速。停止加水后，筒体两侧水位差也同时达到设定值，筒体顶部水平位移达到一个高点，约为238 mm。该时间点也是图 5所示的筒体顶部水平位移随时间发展曲线上的转折点。随后钢圆筒水平位移增长缓慢，渐渐趋于稳定值，最终趋于358 mm，从水平位移随时间发展趋势看，随着两侧水位差增大，筒顶位移迅速增加，待两侧水位差稳定后，筒顶位移增长缓慢并趋于稳定。

图  7  筒体水平位移

Figure  7.  Horizontal displacements of cylinders

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筒体转角变化如图 8所示，与筒体位移的变化相似，筒体转角也经历了快速增加阶段和逐渐趋缓阶段，在模型水头升高阶段筒体转角快速增加，最大转角为0.21°，旋转方向为向陆侧旋转。水位稳定后筒体转角增加速度趋缓，最大转角为0.32°，从筒体位移和转角变化可以看出，在施工阶段筒体稳定性较好，未发生滑移破坏。

图  8  筒体转角

Figure  8.  Rotational angles of cylinders

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4.   结论

本文采用离心模型试验研究了水压和波浪荷载作用下大直径钢桶护岸结构的受力和变形特性，主要得到以下3点结论。

（1）在水压和波浪荷载作用下，筒体发生向陆侧的旋转，转角先快速增加随后趋缓，运行期结束后的最大转角仍处在安全范围内。

（2）由于筒体的旋转，筒上部地基土向陆侧移动，筒下部土体则向海侧移动，筒体旋转的最大影响范围约为30 m，超出此范围的土体位移可忽略不计。

（3）离心模型试验结果表明，在水压和波浪荷载作用下筒体的转角和位移均在安全范围内，采用该种结构能够满足工程需要。