高桩码头结构体系的被动桩机理数值分析

崔春义，张石平，杨刚

（1.大连海事大学土木工程系，辽宁 大连 116026；2.北京工业大学建筑工程学院，北京 100022）

高桩码头结构体系的被动桩机理数值分析

崔春义1，2，张石平1，杨刚1

（1.大连海事大学土木工程系，辽宁 大连 116026；2.北京工业大学建筑工程学院，北京 100022）

为深入认识高桩码头的被动桩形成机理，考虑桩与岸坡相互作用，地基土弹塑性特性，桩土接触界面非线性，通过建立高桩码头与岸坡的共同作用有限元模型，分析其在自重状态下的被动桩特性形成机理，结果表明：在岸坡侧向变形作用下，码头结构产生了显著的附加内力，其影响不容忽视，在高桩码头的设计施工中须予以重点考虑。

高桩码头；被动桩；弹塑性；共同作用；有限元

0 引言

高桩码头因具投资省、建设速度快、构件受力明确、波浪反射小、泊稳条件好和能适应软土地基变形的技术要求等优点而在软土地基普遍分布的港口建设中广为应用。目前，围绕高桩码头众多学者已进行了大量的研究，并取得了丰富的研究成果。张强等[1]通过总结天津港高桩码头由于岸坡土体变形造成的破损形式、破损程度和分布规律，分析了岸坡土体变形引起码头基桩变位的破损机理，提出了岸坡土体变形引起码头基桩变位破损的防治对策。陈平等[2]结合工程实例分析了高桩码头横向水平位移的原因，提出了预防措施和建议。姚文娟等[3]研究了承受边载作用的高桩码头排桩的工作特性，揭示了桩身侧摩阻力、桩身弯矩变化的规律。并基于工程实例通过合理经济地置换加固软弱土层，研究了在改变土层性质的情况下排桩的承载特性。吴红霞等[4]研究分析了高桩码头产生横向水平位移的原因，提出了预防措施和建议。但是，因为要满足停靠船舶的水深要求，码头前沿通常需要挖深，而为形成港区需要的陆域场地和与陆上交通相衔接，又需对码头后侧进行大规模高深回填，这样的前挖后填必然会破坏土体原有的平衡状态，导致岸坡变形，从而对码头桩基产生影响。此时码头桩基不仅承受上部结构传来的使用荷载，同时桩侧还受到运动土体施加的土压力的作用，受力状况非常复杂[5-6]。

据不完全统计，在实际工程中，由于没有处理好码头岸坡和桩基的相互作用问题而导致码头结构产生较大的水平位移以及断桩、裂桩的问题多有发生，使得码头结构无法正常使用，甚至破坏。在高桩码头中，桩侧受到的外荷载是土体运动的结果，由于具体分布形式难以确定，且土体运动还受到桩的形状、数量和布置等因素的制约，因而在研究其工作性状时须将桩土体系当做整体考虑。同时，地基土的塑性变形以及桩土间的非连续接触对高桩码头的工作特性具有显著影响，亦需考虑。

为此，本文针对高桩码头的被动桩特性，考虑桩土相互作用，地基土弹塑性性质以及桩土接触界面非线性，建立了高桩码头体系有限元模型，通过数值计算分析其被动桩特性的形成机理以及在岸坡变形的影响下码头结构所呈现的受力变形特性。

1 高桩码头体系的被动桩特性分析

本文选用非线性有限元软件ADINA建立该高桩码头体系数值计算模型，考虑桩土相互作用，采用Mohr-Coulomb破坏准则模拟地基土的弹塑性特性，通过设置Coulomb接触对模拟桩土接触界面滑动和脱开的非线性行为。为避免边界效应，分析区域选择岸坡底宽125 m，高40 m；码头面板宽25 m，厚35 cm；桩基为单榀排架结构，相邻桩基间距4.5 m，自左向右依次编号为P1～P6，各桩均长25 m，宽55 cm，弹性模量为35 GPa，泊松比为0.12，密度为2 500 kg/m3。地基从上至下地层组成为：墙后回填土及抛石挡土墙；亚黏土；黏土；亚黏土；亚砂土；粉土。各层土的物理力学性质指标如表1所示。整个模型均由实体单元模拟，土体两侧边界条件为垂直于该面的链杆约束，底面为固定约束。有限元计算模型如图1所示。

表1 土层参数Table 1 The parametersof soil layers

图1 有限元计算模型图（截取模型的一部分）Fig.1 The FEM modelof piled wharf system(a partof the model)

需要指出的是，本文在具体建模分析过程中，首先对边坡以下的地基土进行地应力平衡，然后建立高桩码头结构部分，最后对边坡部分以逐步加载的方式施加自重，以此考虑前挖后填完成之后边坡在自重条件下的沉积变形作用。

图2所示为群桩桩侧不平衡土压力分布。从图中可见，各桩身土压力均呈现两头小中间大的分布形式。由于岸坡土体变形差异，桩身两侧土压力并不一致，由受力分析可知，土压力差的出现将使得桩身上出现剪力和弯矩。坡后边桩的桩身土压力差最为显著，这是因为此处存在较大的岸坡土体变形，致使桩土相互作用较强。

群桩桩身海侧位移分布如图3（a）所示。从图中可见，各桩桩身水平位移均沿桩身逐渐增大，在桩顶位移达到最大值。相较于其它桩体，坡前边桩的相对侧移明显较大，而其它桩体的相对侧移基本上一致。由于群桩桩顶受到码头面板的整体连接，桩顶位移相同，而坡前边桩的桩身相对位移最大，因此这将导致高桩排架向海侧倾斜。

图3（b）为群桩桩身轴力分布。从图中可见，由于高桩排架向海侧倾斜的缘故，群桩轴力分布自左至右呈现出明显的调整过程，具体表现为前方桩体承受较大压力，后方桩体出现受拉区。坡前边桩桩身轴力明显大于其它桩体所受压力，且桩底处压力值较大。坡后边桩桩身轴力分布存在一个中性点，中性点以下桩体承受压力，中性点以上桩体承受拉力，且在桩顶拉力达到最大值。桩体排架前倾影响着群桩桩身轴力的分布，并且使得码头后方部分桩基出现受拉区，显然不利于桩身工作的安全。

图2 群桩桩侧不平衡土压力分布图Fig.2 The unbalanced soil pressu re distributionsof the both sidesof pile group

图3 计算结果图Fig.3 Calcu lation results

群桩桩身剪力分布如图3（c）所示。从图中可见，各桩桩身剪力分布均较为复杂，表现为泥面位置以上部分剪力为定值，泥面以下部分呈抛物线形曲线变化，剪力最大值大致分布在入泥桩段的中间附近位置，反映了此处存在较强的桩土相互作用。相较而言，坡后边桩的桩身剪力最大值比其余桩基的要大很多，这与群桩桩侧不平衡土压力的分布一致。显然，因岸坡变形引起的桩基附加剪力不容忽视，故在工程设计施工中应做好危险部位的抗剪防护。

图3（d）为群桩桩身弯矩分布。从图中可见，靠海侧的桩基弯矩大致沿桩身呈增大趋势，在桩顶处达到最大值；靠岸侧的桩基弯矩分布则呈先增大后减小的曲线形变化。这是因为岸坡的侧向变形作用增强了靠岸侧桩基对地基土的“兜提”作用，使得靠岸侧桩基的受力状况类似于底端铰接，顶端受弹簧约束的梁中间承受较大侧压，因此靠岸侧桩桩身弯矩呈现两头小中间大的分布形式。而对于靠海侧桩基而言，因相对远离岸坡，相应位置处的土体侧移很小，桩侧土压力差较小，而桩顶受到码头面板的整体连接，加之高桩排架前倾影响，使得桩顶所受弯矩为控制外荷载，因而综合作用后其弯矩基本表现为沿桩长增大的分布形式。对比各桩弯矩可见，由岸坡变形引起的桩身弯矩非常显著。显然，过大的弯矩会导致混凝土开裂破坏，危及码头安全，因此在工程设计施工中应加强危险部位的抗弯性能。

码头面板内力分布如图4所示。

图4 码头面板内力分布Fig.4 The internal force distributionsofwharf slab

从图中可见，桩顶和码头面板连接处是内力分布的突变部位，内力在此处较为显著。具体来看，码头面板中间位置附近受到的剪切作用较强。另外，面板弯矩并不对称分布，面板靠海侧的部分顶面受拉，靠岸侧的部分底面受拉，这是由于桩排架受到岸坡变形侧压而前倾，导致码头面板内力发生调整。从具体数值看，在岸坡变形影响下码头面板中产生了更大的内力。

2 结语

本文针对高桩码头和岸坡相互作用体系，采用Mohr-Coulomb屈服准则模拟地基土的弹塑性性质，利用基于罚函数算法的Coulomb接触来描述桩基与地基土之间允许滑动和脱开的界面接触行为，通过有限元数值计算探究高桩码头在岸坡变形作用下的被动桩特性形成机理，同时分析在此情况下码头结构受力变形的表现形式。计算分析表明：

1）岸坡土体的侧向变形导致码头结构产生显著的侧移，从而引起桩基明显的轴力调整，使得码头后方桩基产生受拉区。此外，在岸坡侧向变形的作用下，码头结构产生了显著的附加剪力和附加弯矩，其中坡后边桩的剪力最大值和弯矩最大值最为显著，且大体分布在桩身中部位置处。码头面板内力极值分布在桩顶与码头面板连接处。

2）码头的前挖后填破坏了原先土体的平衡状态，造成岸坡变形，从而导致高桩排架前倾，引起码头结构侧移和产生附加内力。从计算数值上看，岸坡变形带来的影响不容忽视，因此在高桩码头的设计施工中，须予以重点考虑。

[1]张强，刘现鹏，刘娜.岸坡土体变形对天津港高桩码头的危害[J].水道港口,2005，26（4）：241-243. ZHANG Qiang,LIU Xian-peng,LIU Na.Damage from bank soil deformation to high-pilewharf[J].Journal of Waterway and Harbour,2005,26(4):241-243.

[2]陈平，袁孟全.高桩码头位移原因分析及其预防措施[J].中国港湾建设，2006（6）：7-10. CHEN Ping,YUANMeng-quan.Analysis causesand precautionarymeasuresagainstdisplacementofpiled wharfs[J].China Harbour Engineering,2006(6):7-10.

[3]姚文娟，高敏，程泽坤，等.边载作用下高桩码头桩基承载力性能及加固研究[J].水运工程，2010（11）：66-70. YAOWen-juan,GAOMin,CHENG Ze-kun,etal.Research on load capacity and strengthening of piles in long-piled wharf subjected to side loads[J].PortandWaterway Engineering,2010(11): 66-70.

[4]吴红霞,邓先乔.高桩码头岸坡滑动位移原因及对策研究[J].中国水运,2011（11）：234-235. WU Hong-xia,DENG Xian-qiao.Study on countermeasures and reason ofslide deformation ofpiled wharf[J].China Water Transport,2011(11):234-235.

[5] 魏汝龙.高桩码头与岸坡变形的相互关系[J].港工技术，1993（4）：40-50. WEIRu-long.Correlation between piled wharf and slope deformation[J].Port Engineering Technology,1993(4):40-50.

[6]王年香.被动桩与土体相互作用研究综述[J].南京水利科学研究院学报，2000（3）：69-76. WANGNian-xiang.A summary of interaction between passive pile and soilmass[J].Scientific Research of Hydraulic and Water Transport,2000(3):69-76.

Num erical analysis of passive pilem echanism of piled wharf system

CUIChun-yi1,2,ZHANGShi-ping1,YANGGang1
（1.Institute of Civil Engineering,Dalian Maritime University,Dalian,Liaoning 116026,China; 2.Collegeof Architecture Engineering,Beijing University of Technology,Beijing100022,China）

In order to study the passive pilemechanism of piled wharf,with consideration of the pile-soil interaction,elastop lasticity of subsoil and discontinuous interfacesbetween pile and subsoil,through establishing the piled wharf-bank slope FEM model,we analyzed the passive pilemechanism of under its self-gravity state,and drawn some significant conclusion.The results show that slope deformation results in piled wharfgenerating remarkable additional internal forces,the impactshould not be ignored,which should bemainly considered in the design and construction ofpiledwharfs.

piled wharf;passive pile;elasto-plasticity;interaction;FEM

U656.113；TU432

A

2095-7874（2015）05-0005-04

10.7640/zggw js201505002

2015-01-13

2015-04-14

国家自然科学青年基金(50809009)；国家自然科学基金面上项目(51278015)；辽宁省教育厅一般项目(L2013305)；北京市博士后基金(2014ZZ-49)

崔春义（1978— ），男，辽宁丹东市人，副教授，博士后，主要从事岩土工程数值分析方面的研究。E-mail：cuichunyi@dlmu.edu.cn