孙 楠，韩秋颖，李元音

（中交第一航务工程勘察设计院有限公司，天津 300222）

1 桶形直立结构护岸稳定计算理念的建立

本研究的依托工程为连云港港30万t级航道二期工程。功能为护岸的桶形基础结构受力和承载方式都与作为防波堤结构的桶形结构有很大的不同。作为防波堤结构时主要是结构的上桶承受波浪的作用，由于外荷载的作用位置相对较高，因此结构稳定的控制条件往往是抗倾稳定[1-2]。而作为护岸结构，荷载将成为土压力从结构的上下桶陆侧共同传来，且由于陆侧基础土为淤泥，其消散超孔压的能力极低，因此从底端传来的较大土压长期存在，且由于基础桶顶板上回填土的自重以及结构后方长期存在的地基沉降问题势必会造成桶形基础结构的陆域沉降将更大。初步的分析表明徐圩桶形直立护岸结构的控制问题将变为结构的抗滑和后倾的问题。现关于桶形基础结构的护岸的抗滑存在着差异较大的计算理念，关于基础土对结构的承载方式的认识也很模糊，需要根据依托工程的实践获得宝贵的资料对上述问题加以明确。

分析《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[3]和《连云港徐圩港区东防波堤斜坡堤与直立堤衔接试验段的监测报告》[4]，我们可以初步得出结论：桶形直立结构护岸当基础桶没有进入物理力学指标更好的粉质粘土前，结构稳定首先出现的极限状况是向海侧的较大水平位移；随之出现的是结构陆侧的较大沉降和结构的后倾。当基础桶进入粉质粘土1 m后，由于后方的吹填均对应吹填块石及砂袋，结构均稳定。由此初步得出结论是对应基础桶沉入粉质粘土较浅情况，桶形直立护岸结构的稳定极限状态以首先出现水平向滑动，进而发生后倾现象为特征，由于结构垂直向土壤的承载力较差，因此结构的水平稳定承载力不足的问题出现较早。

由于护岸的水平荷载控制荷载并非波浪这样的往复荷载，而是吹填土压荷载，因此结构周边基础土产生超孔压的问题相对较小，因此结构周边土基本可以保持原状土的承载水平，在较大的后方吹填土压力作用下，基础桶发生了一定的水平变位，且当整体变位较小时，在桶壁周边的土体产生了一定的土抗力作用；从衔接试验段稳定富裕程度较大结构的土压测试可以看出（只测试了海侧和陆侧桶壁的土压力），基础桶桶壁在靠近底端靠近粉质粘土的位置均出现了海侧土压力，最大点达到了静止土压力的作用。

从离心试验对沉入阻力的研究成果可以看出，对应结构沉入基础土最后1/3左右的深度3 m，产生了桶形直立结构主要的下沉阻力。基础桶的侧壁产生的阻力约为40 000 kN，此后桶的端承力发展较快，在结构沉到指定深度时，端阻力约为30 000 kN，即基础土提供给单个桶形直立结构的竖向支撑力大约是30 000～70 000 kN。

由上述分析我们初步构思桶形直立护岸结构的水平极限平衡如图1，以离心模型试验为例。从图中可以看出对于作为护岸的桶形直立结构的水平抗力主要有两部分：一是各桶壁内仓底部或反弯点所形成主动及被动破裂面交点以下部位的土抗力；一部分是基础土端承力的端承水平摩阻力。

图1 结构水平极限平衡荷载及抗力示意

上述的土抗力和竖向摩阻力的数值随着基础土层的逐步沉降及压缩，均有可能有一定的幅度变化，即随着结构的下沉，基础土的沉降，基础桶底部破裂面会得到不断提升，因此也就出现了桶形结构的水平极限平衡的数值也有所变化。

当桶体有水平运动趋势时基础桶竖向摩阻力是会产生水平摩擦力的，因结构总的垂直荷载是向下的；计算时较为保守的考虑是以基础土的内摩擦角的固结快剪指标φ的tanφ值作为摩擦系数。仅考虑竖向阻力中端承力的部分可以作为计算的下限值，考虑全部的竖向摩阻力计算可以作为该部分的上限值。

在上述计算结构抗滑时考虑的水平端承摩阻力并不是由于基础桶水平变位产生的水平土压力，其产生机理与土压力不同。但考虑到在结构底部这部分水平端阻力和基础桶壁土压力是有一定重叠区域的；考虑较为困难，因此在下面的初步分析中暂不考虑该部分水平阻力，随着研究工作的深入进一步开展相关的研究工作。

2 水平向稳定初步计算方法的建立与验算[5]

根据前述关于桶形直立护岸结构水平抗滑承载能力的分析，我们初步得出桶形直立结构抗滑稳定的计算公式：

式中：γ0为重要性系数，安全等级为一级、二级、三级的建筑物分别取1.1、1.0、1.0；PUea为结构上桶后方吹填荷载的主动土压力（kN）；PDqea为结构下桶后方由吹填荷载产生的均载主动土压力（kN）；Psep为下桶各壁面海侧的被动土压力（kN）；Psea为下桶各壁面陆侧的主动土压力（kN）；Tf为结构获得的有效端阻力水平摩擦力（kN）；γRH为水平抗滑抗力分项系数。

上述计算是以单个桶形直立结构为隔离体，分析作用于结构的水平荷载和水平抗力；由于分析的是护岸结构，相应水平荷载较大的情况对应设计低水位，而设计低水位的波浪作用相对较小，关于剩余水头问题的分析与具体工程的长度、位置、基础桶埋深、地基土排水特性，及桶形结构的连接方式均关系较大；而这里建立的水平抗滑多对应施工加载阶段，因此在本部分建立的式（1）中并没有考虑波浪和剩余水压力的作用。对应结构的永久状况，随着后方吹填土的不断排水和沉降，土体的物理力学指标会不断地有所提高，进而可以弥补剩余水压力的不足。这里的分析姑且可作为一种上限水平承载能力分析。

按照初步建立的桶形直立结构护岸水平抗滑验算公式（1），我们分别针对报告中的稳定结构和不稳定结构开展了一系列验算工作，这里的计算暂不考虑端承水平阻力的贡献。

按照图1和公式（1），考虑结构的水平土抗力主要采用了三种处理方式。第一种情况是对于基础桶内主、被动土压力交点以上的土体不考虑海测土抗力作用，交点以下部分土体考虑海测的被动土压力减去陆侧的主动土压力；第二种情况是对于主、被动土压力交点以上，考虑土体的海测土抗力为海测静止土压力和陆侧主动土压力的差值，交点以下仍考虑海测被动土压力减去陆侧主动土压力；第三种情况是基础桶桶壁两侧全部考虑海测的被动土压力和陆侧的主动土压力的差值。需要强调的是这里的主动土压力只是对应天然泥面以下原状土的自重主动土压力，而后续的吹填主动土压力是作为荷载出现的。桶后填土及地基土的物理力学指标，对结构入土范围内海侧及陆侧的原状土，土体自重产生的土压力采用该层土的土壤固结快剪指标，对应随后的加载情况，该部分土体的强度采用的是土壤对应的自重固结剪切强度；吹填料产生的土压力计算用快剪指标。使用期时，要求在使用荷载发生前，先进行地基处理或经检测桶后土体均达到固结快剪指标时，方可承担使用荷载。桶下和桶前土体按快剪指标进行核算。

2.1 典型工况一和典型工况二

对应离心试验的M7～M9组，基础桶进入粉质粘土0.05 m，后方吹泥为8 m时结构是稳定的，后方吹泥为12 m时，结构是不稳定的。按照公式（1）进行验算，主被动土压力破裂面分别按照45°±φ/2考虑（以下同）。结果如表1。

表1 结构水平抗滑稳定典型工况一计算结果

2.2 典型工况三

对应离心试验的M10组，上桶不吹填，基础桶入粉质粘土1 m，后方加三层12 m袋装砂，且超高1.8 m。根据试验结果，尽管吹填土体表面沉降较大，但结构始终稳定。所以在结构稳定计算时，采用基础桶进入粉质粘土1.0 m，后方吹泥12 m的情况作为稳定极限状况，本工况为后方吹泥8 m。按照公式（1）进行验算，结果如表2。

表2 结构水平抗滑稳定典型工况三计算结果

2.3 典型工况四

对应直立堤衔接试验段，由于试验段的吹填范围较小，吹填材料为开山石，且基础桶底部进入粉质粘土1 m左右，在结构的陆侧原泥面还施打了排水板；因此试验段的桶形直立结构处于稳定状态。根据以上条件按照公式（1）进行验算，结果如表3。

表3 结构水平抗滑稳定典型工况四计算结果

通过对上述案例验算分析的结果可以看出，公式（1）的计算结果均与实际相吻合。

3 结 语

作为功能为护岸的桶形基础结构，其受力和承载方式都与作为防波堤结构的桶形结构有很大的不同。桶形防波堤结构稳定的控制条件是抗倾稳定，而桶形护岸结构的控制问题是抗滑和后倾的问题。

作为护岸的桶形直立结构的水平抗力主要有两个部分组成：一是各桶壁内仓底部或反弯点所形成主动及被动破裂面交点以下部位的土抗力；一部分是基础土端承力的端承水平摩阻力。

根据对桶形直立护岸结构水平抗滑承载能力的分析初步建立了桶形直立结构抗滑稳定的计算公式。并经过对依托工程实际案例的分析验算，计算结果均与实际相吻合。