莊 寧，楊皓博，趙海宇，李宇翔，謝兆飛

(1.河海大學港口海岸與近海工程學院，南京 210098；2.上海市政工程設(shè)計研究總院(集團)有限公司，上海 200092；3.灌云縣水利局，連云港 222000)

新型箱肋式重力碼頭結(jié)構(gòu)是對傳統(tǒng)沉箱碼頭結(jié)構(gòu)的改進。結(jié)構(gòu)前部采用沉箱倉格結(jié)構(gòu)，前倉格結(jié)構(gòu)作為一個整體共同承擔水平波浪力、系纜力、土壓力以及很大的豎向荷載(軌道荷載等)，相對于扶壁碼頭結(jié)構(gòu)，其受力更合理、整體性更好。結(jié)構(gòu)后部采用扶壁后肋板結(jié)構(gòu)，作為前倉格與底板的連接結(jié)構(gòu)，取消了常規(guī)沉箱的后壁與后縱隔墻等后倉格結(jié)構(gòu)，避免了傳統(tǒng)沉箱工程量相對較大、造價相對較高的缺點，同時兼具沉箱碼頭結(jié)構(gòu)與扶壁式碼頭結(jié)構(gòu)的優(yōu)點，既保證了結(jié)構(gòu)的整體性，又充分利用了各構(gòu)件的受力特點。

由于新型箱肋式重力碼頭結(jié)合了沉箱碼頭和扶壁碼頭的特點，目前對于此種碼頭結(jié)構(gòu)的研究較少，對于單獨的沉箱碼頭沉箱結(jié)構(gòu)和扶壁碼頭扶壁結(jié)構(gòu)研究較多。如王利歡等[1]、劉蕓蕓等[2]、陳宇等[3]分析了影響筒型結(jié)構(gòu)及沉箱結(jié)構(gòu)的抗滑、抗傾穩(wěn)定性可靠指標計算中作用效應與抗力變異性的主要因素，提出了沉箱結(jié)構(gòu)的抗滑、抗傾穩(wěn)定性可靠指標的簡化計算公式。孫百順等[4]、姜寧林等[5]、戈龍仔等[6]等采用三維彈塑性有限元數(shù)值分析方法，研究在水平或豎直單一方向荷載以及復合加載條件下軟黏土地基上沉箱結(jié)構(gòu)的失穩(wěn)模式，提出破壞包絡線的穩(wěn)定性判別方法。沈兆剛[7]提出設(shè)置樁支承的起重機軌道梁的扶壁結(jié)構(gòu)，抗傾穩(wěn)定性影響分析中應該考慮截樁力的穩(wěn)定力矩。關(guān)于沉箱結(jié)構(gòu)和扶壁結(jié)構(gòu)力學特性的研究，謝喬木等[8]、Claudia Rendón-Conde等[9]、陸微等[10]利用有限元分析軟件ANSYS對沉箱結(jié)構(gòu)在船舶荷載作用下的靜態(tài)力學性能進行數(shù)值分析，提出一種工程上可行且結(jié)果可靠的有效數(shù)值計算方法。封磊等[11]研究了在固定式起重機荷載作用下的扶壁結(jié)構(gòu)內(nèi)力計算方法。管人地等[12]、Qing C N[13]等通過有限元法和通常簡化計算方法對扶壁結(jié)構(gòu)立板進行了內(nèi)力比較分析，并闡述現(xiàn)有簡化計算方法的原理與不足之處。

由上分析，目前大多數(shù)學者單獨對沉箱結(jié)構(gòu)或扶壁結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定性和力學特性展開研究，得出穩(wěn)定性計算的簡化公式及內(nèi)力計算的相關(guān)方法，但對于結(jié)合兩者特點的新型箱肋式整體結(jié)構(gòu)研究較少。由此對新型結(jié)構(gòu)開展結(jié)構(gòu)力學特性分析及穩(wěn)定性優(yōu)化研究，為此類結(jié)構(gòu)的設(shè)計提供參考。

1 碼頭數(shù)值模型建立

本文依托某集裝箱碼頭工程，碼頭結(jié)構(gòu)為新型箱肋式重力碼頭形式，挖入式布置，含2個10萬t級主集裝箱泊位以及2個1萬t級支線集裝箱泊位，其中10萬t級泊位結(jié)構(gòu)按15萬t級船型設(shè)計，1萬t級泊位結(jié)構(gòu)按2萬t級船型設(shè)計。新型箱肋式重力碼頭結(jié)構(gòu)斷面如圖1所示，工程設(shè)計高水位為0.6 m，設(shè)計低水位為-0.15 m，極端高水位為1 m(50 a一遇)，極端低水位為-0.5 m(50 a一遇)。

對新型箱肋式重力碼頭在施工期進行有限元分析，選取主集裝箱泊位的新型箱肋式重力碼頭的一結(jié)構(gòu)段建立三維ABAQUS有限元模型如圖2所示，模型長度14.1 m，結(jié)構(gòu)斷面寬12.6 m，前后面板長16.7 m、寬14.1 m、厚0.3 m，箱格肋板長16.7 m、寬3.7 m、厚0.3 m，扶壁肋板長16.7 m、寬7.8 m、厚0.3 m，底板長14.1 m、寬12.6 m、厚0.8 m，胸墻高4.3 m。新型箱肋重力碼頭位于中風化巖層處，巖層以片麻巖為主，碼頭計算模型中巖基的參數(shù)彈性模量為200 MPa，密度為1 900 kg/m3，泊松比為0.23，沉箱后和箱格內(nèi)拋石的參數(shù)彈性模量為300 MPa，密度為1 700 kg/m3，泊松比為0.15，沉箱、胸墻、扶壁的參數(shù)彈性模量為30 000 MPa，密度為2 500 kg/m3，泊松比為0.3。

碼頭計算模型選用C3D8R單元類型，即八節(jié)點線性六面體減縮積分單元，新型箱肋式重力碼頭結(jié)構(gòu)計算模型網(wǎng)格劃分圖如圖3所示。本文模型邊界條件為底邊采用全約束，限制所有方向的位移，取變形縫之間的擋墻為一個計算單元。碼頭兩側(cè)是自由的，不施加約束條件，模型土體兩側(cè)約束橫向位移，允許有沉降和前后滑動。碼頭基底與土體采用表面與表面接觸，碼頭側(cè)面與土體接觸采用罰函數(shù)摩擦模型。

圖1 新型箱肋式重力碼頭結(jié)構(gòu)斷面圖Fig.1 Structural section of the new box-ribbed gravity wharf圖2 新型箱肋式重力碼頭結(jié)構(gòu)三維模型Fig.2 Three-dimensional model of the new box-ribbed gravity wharf structure圖3 新型箱肋式重力碼頭結(jié)構(gòu)計算模型網(wǎng)格劃分圖Fig.3 Grid division diagram of calculation model of the new box-ribbed gravity wharf structure

2 新型箱肋式重力碼頭結(jié)構(gòu)力學特性研究

2.1 后側(cè)扶壁肋板和箱格肋板

本文對新型箱肋式重力碼頭結(jié)構(gòu)的前后面板、底板、箱格肋板和后側(cè)扶壁肋板五個構(gòu)件進行應力分析，并對前后面板和底板的彎矩進行簡化計算。由扶壁肋板豎向應力云圖(圖4)可以看出中間兩塊肋板受拉應力程度比外側(cè)兩塊肋板大?？拷竺姘逄幯貀方向整體受壓，壓應力最大值出現(xiàn)在扶壁上部處。拉應力最大值出現(xiàn)在肋板斜邊上。

由箱格間肋板豎向應力云圖(圖5)看出箱格間肋板豎向關(guān)于跨中對稱，中間兩塊肋板受壓應力σy程度比外側(cè)兩塊肋板大。豎向整體受壓，壓應力最大值出現(xiàn)在箱格肋板下部靠近后面板處。壓應力最小值出現(xiàn)在箱格肋板下部(為扶壁高度)靠近前面板處，和壓應力最大值基本在同一水平線上。箱格肋板上部受胸墻影響，壓應力較大，整體在豎向上應力σy呈變小的趨勢。對于整個結(jié)構(gòu)而言，扶壁肋板和箱格肋板的彎矩較小。

圖4 扶壁肋板豎向應力σy 云圖Fig.4 Vertical stress σy cloud diagram of buttress rib plate圖5 箱格肋板豎向應力σy 云圖Fig.5 Vertical stress σy cloud diagram of box lattice plate

2.2 后面板

由后面板z向應力云圖(圖6)看出面板z向應力σz關(guān)于跨中對稱，扶壁肋板作用在后面板面?zhèn)劝押竺姘宸指舫扇龎K面板，且每塊面板下部偏跨中位置拉應力σz達到最大，呈圓形擴散。扶壁肋板作用在面板下部的位置壓應力σz達到最大，后面板面?zhèn)葄向應力曲線如圖7所示，后面板背側(cè)z向應力曲線如圖8所示。

6-a 后面板面?zhèn)?-b 后面板背側(cè)圖6 后面板z向應力云圖Fig.6 The z-direction stress cloud of rear panel

7-a 后面板y=0～3.34 m間z向應力曲線7-b 后面板y=3.34～6.68 m間z向應力曲線

8-a 后面板y=0～3.34 m間z向應力曲線8-b 后面板y=3.34～6.68 m間z向應力曲線

在后面板面?zhèn)扰c背側(cè)z向應力曲線中，應力在扶壁肋板與箱格肋板處突變。在y=0～3.34 m范圍內(nèi)，扶壁肋板處z向應力值最小，位于兩塊扶壁肋板之間處z向應力值最大，z向應力σz呈駝峰狀變化。在y=3.34～6.68 m和y=13.36～16.7 m范圍內(nèi)，z向應力為壓應力，z向應力σz呈波浪狀變化，波峰位于兩塊扶壁肋板中間處，波谷位于扶壁肋板處。在y=6.68～13.36 m范圍內(nèi)，z向應力仍為壓應力，z向應力呈倒駝峰狀變化。由后面板前后側(cè)z向應力曲線可以看出，z向應力整體上呈倒駝峰狀變化，在不同范圍內(nèi)應力變化的區(qū)間不一樣，根據(jù)后面板z向應力變化趨勢將面板劃分成四段，劃分結(jié)果如圖6-a所示。后面板z向彎矩曲線如圖9所示。

圖9 后面板z向彎矩曲線Fig.9 The z-direction bending moment curve of rear panel

在后面板z向彎矩曲線圖中，y=0 m為面板與底板連接位置，后面板跨中位置和扶壁處彎矩出現(xiàn)極值。在y=0～3.34 m范圍內(nèi)，后面板z向彎矩呈倒駝峰狀分布，在y=2 m時正彎矩達到最大值1 423 kN·m，在y=3.34～6.68 m和y=13.36～16.7 m范圍內(nèi)，后面板z向彎矩呈波浪狀分布，在y=16.03 m時負彎矩達到極值-19 566 kN·m，在y=6.68～13.36 m范圍內(nèi)，后面板彎矩呈駝峰狀分布，且彎矩值為負。根據(jù)彎矩分布規(guī)律，可將后面板彎矩分成四段進行計算。后面板z向彎矩在y=0～3.34 m板帶間簡化為以兩端為固定支座的超靜定梁，q1為板帶所受均布荷載強度，簡化計算模型如圖10所示，彎矩Mz計算簡圖如圖11所示。

圖10 y=0～3.34 m板帶間計算模型Fig.10 Inter-strip calculation model at y=0-3.34 m圖11 彎矩Mz計算簡圖Fig.11 Schematic diagram of bending moment calculation Mz

(1)

(2)

(3)

后面板z向彎矩在y=3.34～6.68 m和y=13.36～16.7 m板帶間都可簡化為一端為活動鉸支座、一端為固定鉸支座的簡支梁，q2為兩條板帶所受均布荷載強度，簡化計算模型如圖12所示，彎矩Mz計算簡圖如圖13所示。

圖12 兩條板帶間計算模型Fig.12 Calculation model between two plates and strips圖13 彎矩Mz計算簡圖Fig.13 Schematic diagram of bending moment calculation Mz

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(5)

(6)

后面板z向彎矩在y=6.68～13.36 m板帶間可簡化為以一端為活動鉸支座、一端為固定鉸支座的簡支梁，q3為板帶所受均布荷載強度，簡化計算模型如圖14所示，彎矩Mz計算簡圖如圖15所示。

圖14 y=6.68～13.36 m板帶間計算模型Fig.14 Inter-strip calculation model at y=6.68-13.36 m圖15 彎矩Mz計算簡圖Fig.15 Schematic diagram of bending moment calculation Mz

(7)

(8)

(9)

2.3 前面板

由前面板z向應力云圖(圖16)看出面板z向應力σz關(guān)于跨中對稱，箱格肋板作用在前面板面?zhèn)劝亚懊姘宸指舫扇龎K，且每塊下部偏跨中位置壓應力σz達到最大，呈圓形擴散。作前面板面?zhèn)葄向應力曲線如圖17所示，前面板背側(cè)z向應力曲線如圖18所示。

16-a 前面板面?zhèn)?6-b 前面板背側(cè)圖16 前面板z向應力云圖Fig.16 The z-direction stress cloud of front panel

17-a 前面板y=0～1.34 m間z向應力曲線17-b 前面板y=1.34～16.7 m間z向應力曲線圖17 前面板面?zhèn)葄向應力曲線Fig.17 The z-direction stress curve of front panel side

18-a 前面板y=0～1.34 m間z向應力曲線18-b 前面板y=1.34～16.7 m間z向應力曲線圖18 前面板背側(cè)z向應力曲線Fig.18 The z-direction stress curve on the back of front panel

在前面板面?zhèn)葄向應力曲線中，可以看出前面板處于受壓狀態(tài)。在y=0～1.34 m范圍內(nèi)，應力呈倒駝峰狀分布，在箱格肋板處壓應力有所減小。在y=1.34～16.7 m范圍內(nèi)，應力呈駝峰狀分布，在箱格肋板處壓應力會增大。前面板背側(cè)與面?zhèn)葄向應力曲線分布情況相似，根據(jù)前面板面?zhèn)扰c后側(cè)應力分布趨勢將前面板劃分成兩段，劃分結(jié)果如圖16-a。前面板z向彎矩曲線如圖19所示。

圖19 前面板z向彎矩Mz曲線Fig.19 The z-direction bending moment Mz curve of front panel

在前面板z向彎矩曲線中，可以看出彎矩值在箱格肋板處減小，在兩塊箱格肋板之間彎矩值先增大后減小，彎矩極值為-32 432 kN·m出現(xiàn)在y=11.36 m處，第一塊箱格肋板和第二塊扶壁肋板之間。前面板z向彎矩整體上呈倒駝峰狀分布，整個前面板可簡化為以一端為活動鉸支座、一端為固定鉸支座的簡支梁，計算同后面板y=6.68～13.36 m板帶。

2.4 底板

由底板z向應力云圖(圖20)看出底板z向應力σz關(guān)于跨中對稱，底板z向應力呈區(qū)域狀，底板的應力分布集中在底板跨中呈等高線形，應力聚集成橢圓狀，不向周圍發(fā)散。底板上側(cè)z向應力分布曲線如圖21所示，底板下側(cè)z向應力分布曲線如圖22所示。

20-a 底板上側(cè)20-b 底板下側(cè)圖20 底板z向應力云圖Fig.20 The z-direction stress cloud of bottom plate

底板關(guān)于跨中對稱，可以看出底板上側(cè)與下側(cè)z向應力分布曲線有很多重合和對稱部分，由底板上側(cè)z向應力分布曲線看出，在x=0～4.5 m范圍內(nèi)z向應力隨x變大，z向應力變化幅度越小，在x=4.5～4.8 m范圍內(nèi)，z向應力突變呈駝峰狀分布，在x=4.8～8.7 m范圍內(nèi)，z向應力呈倒駝峰狀分布，在x=8.7～12.6 m范圍內(nèi)z向應力分布相比于x=4.8～8.7 m范圍整體下移。在底板下側(cè)z向應力分布曲線中，z向應力整體上呈駝峰狀變化，根據(jù)底板上側(cè)與下側(cè)z向應力變化趨勢，將底板劃分成四段，劃分結(jié)果如圖20-a所示。底板z向彎矩曲線如圖23所示。

21-a 底板x=0～4.5 m處z向應力曲線21-b 底板x=4.5～4.8 m處z向應力曲線

22-a 底板x=0～4.5 m處z向應力曲線22-b 底板x=4.5～4.8 m處z向應力曲線

圖23 底板z向彎矩曲線Fig.23 The z-direction bending moment curve of bottom plate

在x=0～4.5 m和x=8.7～12.6 m區(qū)段z向彎矩曲線呈駝峰狀變化， 在x=12.6 m時負彎矩達到極值-12 188 kN·m。在x=4.5～4.8 m區(qū)段為z向彎矩變向階段，x=4.8 m時彎矩達到極值11 237 kN·m。在x=4.8～8.7 m區(qū)段跨中處負彎矩先增大后減小，扶壁處負彎矩繼續(xù)增大，彎矩呈倒駝峰狀分布。z向彎矩在x=0～4.5 m板帶和x=8.7～12.6 m板帶間可簡化為以一端為活動鉸支座、一端為固定鉸支座的簡支梁，計算同后面板y=6.68～13.36 m板帶。z向彎矩在x=4.5～4.8 m板帶間可簡化為以兩端為固定支座的超靜定梁，計算同后面板y=0～3.34 m板帶。

底板z向彎矩在x=4.8～8.7 m板帶間可簡化為以跨中為固定鉸支座、兩端為定向支座的超靜定梁，q6為板帶所受均布荷載強度，簡化計算模型如圖24所示，彎矩Mz計算簡圖如圖25所示。

圖24 底板x=4.8～8.7 m板帶間計算模型Fig.24 Inter-strip calculation model of bottom plate x=4.8-8.7 m圖25 彎矩Mz計算簡圖Fig.25 Schematic diagram of bending moment calculation Mz

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3 新型箱肋式重力碼頭結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性分析

3.1 碼頭結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性計算

新型箱肋重力式碼頭的穩(wěn)定性計算包括抗滑抗傾覆以及基床頂面應力和地基應力驗算。主要是對碼頭水工建筑物結(jié)構(gòu)自重以及墻后土壓力、船舶系纜力、波浪力、堆貨荷載等基礎(chǔ)荷載先進行計算，再根據(jù)相應公式判斷是否滿足各個指標的要求。沿基床頂面、底面的抗滑穩(wěn)定性分別用下式計算

(13)

(14)

式中：r0為結(jié)構(gòu)重要性系數(shù)；rE為土壓力系數(shù)；EH、EV分別為永久作用土壓力水平分力和豎向分力，kN；EqH、Eqv分別為可變作用土壓力水平分力和豎向分力，kN；ψ為作用組合系數(shù)；rPR為系纜力分項系數(shù)；PRH、PRV分別為系纜力水平分力和豎向分力，kN；rG為自重力分項系數(shù)，取1.0；G為結(jié)構(gòu)自重力，kN；f為摩擦系數(shù)。

抗傾覆穩(wěn)定性可用下式計算

(15)

式中：MEH、MEqH分別為永久作用和可變作用土壓力水平分力的傾覆力矩，kN·m；MEV、MEqv分別為永久作用和可變作用土壓力豎向分力的穩(wěn)定力矩，kN·m；rPW為剩余水壓力分項系數(shù)；MPW為剩余水壓力的傾覆力矩，kN·m；MPR為系纜力的傾覆力矩，kN·m；MG為結(jié)構(gòu)自重力的穩(wěn)定力矩，kN·m。

荷載組合分別包括設(shè)計高水位、設(shè)計低水位下四種情況，自重+土壓力，自重+土壓力+堆貨荷載(重荷)，自重+土壓力+系纜力(重纜)，自重+土壓力+堆貨荷載+系纜力(全重)。全重情況下荷載較多，相對其他情況更危險且與碼頭運營時受力情況較為一致，因此在沉箱倉格與扶壁肋板比(箱肋比)為0.5和0.52時，計算在全重情況下抗滑和抗傾穩(wěn)定性。在設(shè)計高水位情況下，抗滑、抗傾穩(wěn)定性均滿足要求。在設(shè)計低水位情況下，抗傾穩(wěn)定性滿足要求，但抗滑穩(wěn)定性不滿足，抗滑穩(wěn)定性計算結(jié)果如表1所示。

基床承載力為穩(wěn)定性驗算中的重要組成，經(jīng)計算在極端低水位時，基床所受應力最大值為668.76 kPa，比拋石基床的容許承載力值小，所以箱肋比為0.5或0.52時，均滿足地基承載力要求。

3.2 沉箱倉格和扶壁肋板比例

沉箱倉格結(jié)構(gòu)承擔著水平波浪力、系纜力、土壓力以及很大的豎向荷載，扶壁后肋板結(jié)構(gòu)為前倉格與底板的連接結(jié)構(gòu)，沉箱倉格和扶壁肋板對新結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定性起著重要作用，若沉箱倉格長度與扶壁肋板長度比值(箱肋比)過小，結(jié)構(gòu)會出現(xiàn)不穩(wěn)定狀況，若箱肋比過大，會增加材料用量是不經(jīng)濟的。本文通過分析箱肋比與安全系數(shù)變化規(guī)律確定最優(yōu)箱肋比， 經(jīng)計算發(fā)現(xiàn)箱肋比在小于0.52前，安全系數(shù)隨之增長的速度較快，箱肋比在大于0.52后，安全系數(shù)隨之增長的速度放緩，箱肋比為0.52為轉(zhuǎn)折點，安全系數(shù)大于1.3才能滿足穩(wěn)定性的要求，所以取箱肋比為0.52。

表1 設(shè)計低水位抗滑穩(wěn)定性Tab.1 Design low water level slip resistance stability

3.3 卸荷板長度

卸荷板的加入分擔了一部分土的自重，使結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性更好。卸荷板懸臂長度越長所分擔土的重力越多，但卸荷板懸臂長度增加會增加工程費用和施工難度，需確定最適合地基條件的結(jié)構(gòu)尺寸以達到經(jīng)濟有效的目的。當卸荷板懸臂長度小于2.7 m時，碼頭前趾處應力較大。卸荷板懸臂長度大于3.5時，卸荷板不能滿足穩(wěn)定性要求。因此,將影響碼頭結(jié)構(gòu)的控制因素變化范圍進一步縮小，即卸荷板懸臂長度分別為2.7 m、3.0 m、3.3 m、3.5 m。分析卸荷板懸臂長度與地基應力之間的關(guān)系，如圖26所示。

隨著卸荷板長度的逐漸增加，卸荷板作用逐漸顯現(xiàn)出來，基床及地基應力隨之趨向平衡。但達到一定程度時，卸荷板會出現(xiàn)后傾，不滿足結(jié)構(gòu)安全使用要求。本依托工程推薦選用帶卸荷板的新型箱肋式重力碼頭結(jié)構(gòu)，其最優(yōu)設(shè)計斷面為卸荷板懸臂長度3.5 m。

3.4 設(shè)置抗滑鍵

抗滑鍵常在擋土墻工程中應用，一般在擋土墻的基底增加一個同基礎(chǔ)連成一體的榫狀凸起塊體。利用抗滑鍵前部產(chǎn)生的被動土壓力來阻止墻背土體作用形成的位移趨勢[14]，起到抗滑的作用，從而達到減小結(jié)構(gòu)的斷面尺寸、降低工程造價、提高經(jīng)濟效益的目的。圖27為帶抗滑鍵新型箱肋結(jié)構(gòu)受力圖，抗滑鍵為錨固在巖體中的鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)，抗滑鍵與新型箱肋式碼頭剛性連接，碼頭本身剛度很大，可將其視為剛體，同時可忽略擋土墻前的薄層填土的土壓力作用。

圖26 懸臂長度與基床應力關(guān)系曲線Fig.26 Relationship curve between cantilever length and stress of foundation bed圖27 帶抗滑鍵新型箱肋結(jié)構(gòu)受力圖Fig.27 Force diagram of the new box-ribbed structure with anti-slide tie

由帶抗滑鍵新型箱肋式結(jié)構(gòu)受力圖可得出如下關(guān)系式

H=Ea-F

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M=Eah-Ge

(17)

H1=H

(18)

M1=M

(19)

根據(jù)所需的剪力和彎矩，對抗滑鍵進行設(shè)計。使假定的抗滑鍵尺寸滿足如下關(guān)系式

(20)

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τf=σtanφ

(22)

τ<τf

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式中：A為碼頭結(jié)構(gòu)底部面積；σ為抗滑鍵所受彎曲應力；W為截面抗彎系數(shù)，m3；φ為抗滑鍵的摩擦角，(°)；τf為抗滑鍵的抗剪強度，kPa。

沉箱倉格長為4.2 m，扶壁肋板長為8.4 m，扶壁與沉箱的比為0.50，在設(shè)計低水位工況情況下抗滑穩(wěn)定性驗算不能滿足要求，加入橫截面各邊尺寸均為1.3 m的抗滑鍵后，經(jīng)計算新結(jié)構(gòu)滿足抗滑穩(wěn)定性要求。

4 結(jié)論

本文依托實際碼頭工程，利用ABAUQS軟件進行數(shù)值模擬，并分析新型箱肋式重力碼頭結(jié)構(gòu)的力學特性和穩(wěn)定性，得到以下結(jié)論：

(1)扶壁肋板處中間兩塊扶壁肋板所受拉應力最大，拉應力最大值出現(xiàn)在扶壁肋板斜邊中部，壓應力最大值出現(xiàn)在扶壁肋板上部。箱格肋板處中間兩塊肋板受壓應力較大，壓應力最大值出現(xiàn)在箱格肋板下部靠近后面板處，壓應力最小值出現(xiàn)在箱格肋板下部(為扶壁高度)靠近前面板處。

(2)前面板z向彎矩可簡化為以一端為活動鉸支座、一端為固定鉸支座的簡支梁，后面板z向彎矩在y=0～3.34 m板帶間，可簡化為以兩端為固定支座的超靜定梁，在y=3.34～16.7 m板帶間，可簡化為以一端為活動鉸支座、一端為固定鉸支座的簡支梁。

(3)底板z向彎矩在x=0～4.5 m和x=8.7～12.6 m板帶間，可簡化為以一端為活動鉸支座、一端為固定鉸支座的簡支梁，在x=4.5～4.8 m板帶間，可簡化為以兩端為固定支座的超靜定梁，z向彎矩在x=4.8～8.7 m板帶間，可簡化為以跨中為固定鉸支座、兩端為定向支座的超靜定梁。

(4)沉箱倉格與扶壁肋板比例為0.52，其中沉箱倉格長為4.3 m，扶壁肋板長為8.3 m。加入卸荷板可以使碼頭前端基床應力和地基應力減小，通過分析確定卸荷板懸臂長度為3.5 m最優(yōu)。在新型箱肋式重力結(jié)構(gòu)碼頭中設(shè)置抗滑鍵，能有效提高新結(jié)構(gòu)抗滑穩(wěn)定性。