王琴芬， 汪 嘯， 呂 慧， 巫 飛2，， 歐陽(yáng)峰*

(1．河海大學(xué)港口海岸與近海工程學(xué)院，江蘇南京210098;2．中交第四航務(wù)勘察設(shè)計(jì)院有限公司，廣東廣州510230)

隨著世界船舶工業(yè)的蓬勃發(fā)展，船舶愈加大型化，裝卸工藝愈加自動(dòng)化，碼頭結(jié)構(gòu)不斷向大型化、深水化發(fā)展［1］。傳統(tǒng)板樁碼頭雖結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單、材料用量省、施工方便等［2］，但只適用于中小型泊位［3］。傳統(tǒng)板樁碼頭想要用于深水泊位建設(shè)時(shí)，需采用更多的錨碇拉桿或很大厚度的板樁墻。這不僅加大了施工難度，也增加了工程造價(jià)。而分離卸荷式板樁碼頭的出現(xiàn)，有效避免了這些問(wèn)題［4-8］，為板樁碼頭向大型化和深水化發(fā)展提供了新的契機(jī)。

雖然，徐光明、蔡正銀［9］等進(jìn)行多組土工離心模型試驗(yàn)，得出在港池開(kāi)挖和碼頭面載的作用下卸荷式板樁碼頭結(jié)構(gòu)能保持整體穩(wěn)定的結(jié)論，并證明卸荷平臺(tái)群樁基礎(chǔ)的卸荷作用;龔麗飛［10］也通過(guò)土工離心模型試驗(yàn)，闡述了分離卸荷式板樁碼頭中卸荷平臺(tái)和灌注樁不同連接型式的優(yōu)缺點(diǎn)，并且用ANSYS有限元軟件驗(yàn)證了不同形式的卸荷平臺(tái)群樁基礎(chǔ)對(duì)于前墻的卸荷作用。但由于分離卸荷式板樁碼頭結(jié)構(gòu)復(fù)雜，應(yīng)用較少，工作機(jī)理仍處于初級(jí)研究階段，受力變形特性也需進(jìn)一步研究。

文中利用ABAQUS有限元軟件依托具體工程實(shí)例對(duì)分離卸荷式板樁碼頭進(jìn)行分析，重點(diǎn)從卸荷承臺(tái)與胸墻間距、樁基截面尺寸和樁基排數(shù)3個(gè)方面對(duì)其工作機(jī)理和受力特性進(jìn)行研究，為分離卸荷式板樁碼頭的優(yōu)化設(shè)計(jì)提供一定參考。

1 分離卸荷式板樁碼頭的有限元建模

如圖1所示，分離卸荷式板樁碼頭是在傳統(tǒng)板樁碼頭后方增設(shè)一樁基卸荷承臺(tái)，群樁基礎(chǔ)承擔(dān)承臺(tái)上方土重和碼頭面上的荷載，能有效地改善前墻受力變形特性，達(dá)到對(duì)碼頭前墻卸荷的目的。

圖1 分離卸荷式板樁碼頭Fig．1 Sheet pile wharf with separated relieving platform

圖2有限元模型中，前墻、卸荷承臺(tái)和支撐樁基采用彈性模型，C3D8單元模擬;拉桿采用Q345，T3D2單元［11］模擬;土體采用M-C(Mohr-Coulomb)彈塑性模型［12］(適用于顆粒狀材料，在巖土工程中應(yīng)用廣泛)，C3D8單元模擬;黏土剪脹角取0°，砂土取5°;結(jié)構(gòu)上部荷載以設(shè)計(jì)荷載為準(zhǔn)，碼頭前沿(21．5 m范圍內(nèi))施加30 kPa均布荷載，后方施加80 kPa均布荷載;前墻、卸荷承臺(tái)及其樁基與土的接觸采用接觸對(duì)，本構(gòu)關(guān)系由法向的“硬接觸”和切向的“罰函數(shù)”定義;卸荷承臺(tái)與樁基采用固接方式連接;拉桿與前墻使用點(diǎn)對(duì)面的綁定連接;模型底部邊界條件采用完全固定約束，左右斷面邊界條件U3=UR1=UR2=0，前后斷面邊界條件U1=0。模型主要材料參數(shù)如表1所示。

圖2 有限元模型Fig．2 Finite element model

表1 模型主要物理力學(xué)參數(shù)Tab．1 Main physical and mechanical parameters of the model

由于土體的塑性特征，土體的應(yīng)力歷史對(duì)其后續(xù)的受力和變形有很大影響，因此在研究分析前需先對(duì)模型進(jìn)行地應(yīng)力平衡［13］處理。

2 分離卸荷式板樁碼頭的受力特性分析

2．1 卸荷承臺(tái)與胸墻間距影響

卸荷式板樁碼頭以卸荷承臺(tái)與胸墻間距劃分，可分為整體式和分離式。截止目前，歐洲及日本等廣泛采用整體式，而我國(guó)則較多采用分離式，兩者各有優(yōu)劣。其中，分離式卸荷板樁碼頭的卸荷承臺(tái)與胸墻的間距是分離卸荷式板樁碼頭設(shè)計(jì)的重要參數(shù)。建立卸荷承臺(tái)與胸墻間距分別為50 mm，200 mm，800 mm，1 600 mm的有限元模型如圖3所示。

經(jīng)計(jì)算分析，對(duì)其前墻彎矩、墻后土壓力、水平位移、樁身位移及彎矩進(jìn)行整理如圖4～6所示。

圖3 不同墻臺(tái)間距的有限元模型Fig．3 Finite element models with different wall station spacing

由圖4，5，6可知，卸荷承臺(tái)與胸墻間距從50 mm增加到60 mm，多個(gè)特征量都呈現(xiàn)出較好的變化規(guī)律:前墻彎矩隨著距離的增加有所增大，其距離每增加2～4倍，最大單寬彎矩增加27～58 kN·m/m，并保持在600～800 kN·m/m之間;前墻上部土壓力隨間距的增加而增大，中下部基本保持不變，但在墻體底端出現(xiàn)先增大后減小的現(xiàn)象，其分布形式逐漸趨于單錨板樁型式;前墻水平位移隨著間距的增加無(wú)明顯變化，最大水平位移值保持在32 mm左右。樁身彎矩隨間距的增加有所減小，水平位移呈現(xiàn)上部變大、下部變小的規(guī)律，分界點(diǎn)位于高程為-18 m處。

上述現(xiàn)象的主要原因是，在保持卸荷承臺(tái)整體結(jié)構(gòu)不變的前提下，卸荷承臺(tái)與胸墻間距的增加會(huì)增加承臺(tái)與前墻之間土體的規(guī)模，減弱承臺(tái)對(duì)上部土體和地面荷載的卸荷作用，因而其各特征量會(huì)有所增大，當(dāng)達(dá)到某一值時(shí)，這種作用完全消失，則整個(gè)碼頭變回單錨板樁型式。

plot （K，rst，type="l"，main=′輪廓系數(shù)與 k 的關(guān)系′，ylab=′輪廓系數(shù)′）

前墻中下部土壓力之所以基本保持不變，主要是因?yàn)橥馏w在中下部軟土層處發(fā)生了很大的擠壓變形，間距的增大對(duì)其的加載作用非常有限，因而變化不大。相比于中下部，前墻底端受嵌固作用越來(lái)越強(qiáng)烈，因而會(huì)有所減小。對(duì)于樁基，由于其前方上部土壓力增大，受約束更強(qiáng)，故位移有所減小，前方下部土壓力有所減小，約束減弱，因而其位移變大。

綜上可得，間距的增大改變了前墻的受力變形特性，間距越大，前墻的受力變形作用越大。當(dāng)間距達(dá)到某一值時(shí)，可忽略卸荷承臺(tái)的作用，碼頭變回單錨板樁型式。因此在實(shí)際應(yīng)用時(shí)，應(yīng)選擇合適的間距。

2．2 樁身截面影響

樁身截面的大小會(huì)影響到樁基的抗彎剛度，進(jìn)而影響樁基受力變形，對(duì)前墻的受力變形起到間接作用。建立前排-后排樁的截面尺寸分別為前排1．2 m(x向)× 1．2 m(z向)- 后排1．2 m(x向)× 1．2 m(z向)，1．6 m × 1．2 m-1．2 m × 1．2 m，1．6 m ×1．2 m-1．4 m × 1．2 m，1．6 m × 1．2 m-1．6 m ×1．2 m的有限元模型如圖7所示。

圖4 不同墻臺(tái)間距的前墻單寬彎矩、土壓力和水平位移曲線Fig．4 Curves of the front wall single-wide moment，the earth pressure and horizontal displacement wall units different spacing

圖5 不同墻臺(tái)間距的樁身彎矩曲線Fig．5 Curves of the pile moment different wall station spacing

圖6 不同墻臺(tái)間距的樁基水平位移曲線Fig．6 Curves of the pile horizontal displacement different wall station spacing

經(jīng)過(guò)計(jì)算分析，對(duì)其前墻彎矩、墻后土壓力、水平位移、樁身位移及彎矩進(jìn)行整理如圖8～10所示。

由圖8～10可知，隨著樁身截面的變化，除樁身彎矩有較大變化外，其他特征量變化很小，前墻最大單寬彎矩保持在650 kN·m/m左右，前墻最大水平位移保持在32 mm左右，樁身最大水平位移保持在32 mm左右。隨著樁基截面的增大，前墻上部彎矩和土壓力均略微減小，下部彎矩和土壓力基本保持不變;前墻上部水平位移基本保持不變，下部水平位移略微減小。隨著樁基截面的增大，前后樁基樁身彎矩均有明顯增加;前后樁基上部位移基本保持不變，下部位移均有略微減小。當(dāng)前排樁樁身截面不發(fā)生變化時(shí)，前排樁彎矩也幾乎保持不變。

出現(xiàn)上述現(xiàn)象主要是因?yàn)?樁基截面的增大，增加了樁基的剛度和卸荷平臺(tái)的整體剛度，對(duì)樁間的土拱效應(yīng)和卸荷平臺(tái)的遮簾效應(yīng)具有促進(jìn)作用，導(dǎo)致前墻上部彎矩和土壓力略微減小，以及前墻下部水平位移略微減小，之所以前墻上部位移基本保持不變主要受到拉桿的錨定作用所致;土拱效應(yīng)和遮簾效應(yīng)的增強(qiáng)，引起土體應(yīng)力向樁基傳遞和轉(zhuǎn)移，導(dǎo)致后排樁的彎矩明顯增加。

圖7 不同樁身截面的有限元模型Fig．7 Finite element models with different pile sections

圖8 不同樁身截面的前墻單寬彎矩、土壓力和水平位移曲線Fig．8 Curves of the front wall single-wide moment，the earth pressure and horizontal displacement different pile section

圖9 不同樁身截面的樁身彎矩曲線Fig．9 Curves of the pile moment different pile section

圖10 不同樁身截面的樁基水平位移曲線Fig．10 Curves of the pile horizontal displacement different pile section

雖然增大樁基面積對(duì)減小前墻彎矩、土壓力和位移有一定的促進(jìn)作用，但作用比較微弱且增大樁基截面將大大增加工程造價(jià)。綜合考慮，在實(shí)際應(yīng)用中，樁身截面滿(mǎn)足自身強(qiáng)度要求即可。

2．3 樁基排數(shù)影響

經(jīng)過(guò)計(jì)算分析，對(duì)其前墻彎矩、墻后土壓力、水平位移、樁身位移以及彎矩進(jìn)行整理如圖12～14所示。

圖11 不同樁排數(shù)有限元模型Fig．11 Rows of different pile finite element models

圖12 不同樁基排數(shù)的前墻單寬彎矩、土壓力和水平位移曲線Fig．12 Curves of the front wall single-wide moment，the earth pressure and horizontal displacement different pile rows

圖13 不同樁基排數(shù)的樁身彎矩曲線Fig．13 Curves of the pile moment different pile rows

圖14 不同樁基排數(shù)的樁基水平位移曲線Fig．14 Curves of the pile horizontal displacement different pile rows

由圖12～14可知，樁排數(shù)由2排增加至4排時(shí)，前墻中下部彎矩有小幅減小，上部彎矩小幅增加，樁排數(shù)每增加一排，最大單寬彎矩減小11～13 kN·m/m，并保持在650 kN·m/m左右;前墻上部土壓力有所增大，中下部墻后土壓力有所減小，分界點(diǎn)在高程-9．6 m左右處;前墻水平位移有所減小，但樁基由2排增加到4排時(shí)，前墻最大水平位移僅由33 mm減小至29 mm，效果不顯著。隨著樁基排數(shù)的增加，樁身彎矩和水平位移都有所減小，但3排樁的效果和4排樁的基本一致。

上述現(xiàn)象的主要原因是:樁基排數(shù)的增加，加大了卸荷承臺(tái)的承臺(tái)面積和整體剛度，以及支撐樁基作用的區(qū)域，增強(qiáng)了卸荷承臺(tái)對(duì)上部土荷載的卸荷作用和承臺(tái)下方樁基對(duì)后方土體的遮擋作用，將后方土壓力以及土體變形，尤其是軟土地基變形推延到離前墻更遠(yuǎn)的地方，使其下部彎矩、水平位移及下部土壓力都有所減小。

前墻上部土壓力有所增加，主要是因?yàn)殡S著樁排數(shù)的增加，卸荷承臺(tái)及其樁基整體剛度加大，其水平位移減小，墻臺(tái)之間的空隙加大，使更多的上部壓力穿過(guò)間隙傳遞至前墻上部，造成上部土壓力增加。

此外，對(duì)比3組計(jì)算結(jié)果可知:3排樁和4排樁，雖然對(duì)前墻的受力和位移以及樁基的受力變形特性有所改善，但改善的幅度并不明顯，在實(shí)際工程中，增設(shè)一排或多排樁會(huì)顯著增加工程造價(jià)。因而在實(shí)際使用時(shí)，綜合考慮，仍建議優(yōu)先選用雙排樁結(jié)構(gòu)。

3 結(jié)語(yǔ)

1)隨著卸荷承臺(tái)與胸墻間距的增加，卸荷承臺(tái)對(duì)前墻的作用逐漸減弱，前墻的受力變形作用增強(qiáng)，逐漸呈現(xiàn)單錨板樁碼頭的結(jié)構(gòu)受力變形特性。因此在實(shí)際工程中，對(duì)間距的把握需要慎重考慮，在滿(mǎn)足碼頭整體布置的情況下，選擇適當(dāng)小的間距對(duì)結(jié)構(gòu)的受力變形特性具有重要影響。

2)加大樁基的截面尺寸對(duì)前墻的受力變形特性影響很小，在實(shí)際工程設(shè)計(jì)中，樁身截面尺寸滿(mǎn)足自身強(qiáng)度要求和設(shè)計(jì)規(guī)范即可。

3)增加卸荷承臺(tái)的樁基排數(shù)，可以改善前墻及樁基的受力變形特性，但效果并不十分理想。綜合考慮工程造價(jià)，建議優(yōu)先選用雙排樁結(jié)構(gòu)。

［1］王福強(qiáng)，李庭輝．鋼管板樁結(jié)構(gòu)的特點(diǎn)及在深水碼頭中的應(yīng)用［J］．港工技術(shù)，2010，47(6):24-26．WANG Fuqiang，LI Tinghui．Feature and application of steel tubular-sheet pile structure in deepwater berth［J］．Port Engineering Technology，2010，47(6):24-26．(in Chinese)

［2］Omer Bilgin．Numerical studies of anchored sheet pile wall behavior constructed in cut and fill conditions［J］．Computers and Geotechnics，2010，37:399-407．

［3］劉永繡．板樁碼頭向深水化發(fā)展的方案構(gòu)思和實(shí)踐—遮簾式板樁碼頭新結(jié)構(gòu)的開(kāi)發(fā)［J］．港工技術(shù)，2005(S1):12-15．LIU Yongxiu．Design conception and practice of building sheet pile wharfs in deep waters-development of a new structure of covered type of sheet pile wharf［J］．Port Engineering Technology，2005(S1):12-15．(in Chinese)

［4］虞輝，李利軍．分離卸荷式板樁碼頭工作性狀的數(shù)值分析［J］．公路交通科技，2012(2):167-169．YU Hui，LI Lijun．Numerical analysis of sheet-pile wharf with separated relieving platform［J］．Highway and Transportation Research，2012(2):167-169．(in Chinese)

［5］秦網(wǎng)根，范明橋，黃康理，等．分離卸荷式板樁碼頭原型觀測(cè)技術(shù)研究［J］．港工技術(shù)，2010，47(3):32-34．QIN Wanggen，F(xiàn)AN Mingqiao，HUANG Kangli，et al．Study on prototype observation technique of sheet-pile wharf with separated relieving platform［J］．Port Engineering Technology，2010，47(3):32-34．(in Chinese)

［6］楊亮．遮簾式板樁碼頭靜力分析及優(yōu)化設(shè)計(jì)［D］．天津:天津大學(xué)，2008．

［7］蔡正銀，徐光明，曾友金，等．遮簾式板樁碼頭土壓力離心模型試驗(yàn)研究［J］．港工技術(shù)，2005(S1):51-55．CAI Zhengyin，XU Guangming，ZENG Youjin，et al．Experimental study of centrifugal models to test earth pressure on covered sheet pile wharfs［J］．Port Engineering Technology，2005(S1):51-55．(in Chinese)

［8］李利軍，楊海霞，范明橋，等．分離卸荷式板樁碼頭中地下連續(xù)墻的性狀［J］．河海大學(xué)學(xué)報(bào)，2012，40(7):475-478．LI Lijun，YANG Haixia，F(xiàn)AN Mingqiao，et al．Behaviors of underground diaphragm wall of sheet pile wharf with separated relieving platform［J］．Journal of Hohai University，2012，40(7):475-478．(in Chinese)

［9］徐光明，蔡正銀，曾友金，等．一種新型板樁碼頭結(jié)構(gòu)的離心模擬［J］．巖土力學(xué)，2010(S1):48-52．XU Guangming，CAI Zhengyin，ZENG Youjin，et al．Centrifuge modeling for an innovative sheet-pile bulkhead of diaphragm［J］．Rock and Soil Mechanics，2010(S1):48-52．(in Chinese)

［10］龔麗飛．分離卸荷式地下連續(xù)墻板樁碼頭結(jié)構(gòu)與土相互作用研究［D］．南京:南京水利科學(xué)研究院，2007．

［11］費(fèi)康，張建偉．ABAQUS在巖土工程中的應(yīng)用［M］．北京:中國(guó)水利水電出版社，2010:44-60．

［12］王金昌，陳頁(yè)開(kāi)．ABAQUS在土木工程中的應(yīng)用［M］．杭州:浙江大學(xué)出版社，2006:16-20．

［13］代汝林，李忠芳，王姣．基于ABAQUS的初始地應(yīng)力平衡方法研究［J］．重慶工商大學(xué)學(xué)報(bào)，2012(9):76-81．DAI Rulin，LI Zhongfang，WANG Jiao．Research on initial geo-stress balance method based on ABAQUS［J］．Chongqing Technology Business University Journal，2012(9):76-81．(in Chinese)