基于ABAQUS的分离卸荷式板桩码头受力特性

王琴芬， 汪 啸， 吕 慧， 巫 飞2，， 欧阳峰*

(1．河海大学港口海岸与近海工程学院，江苏南京210098;2．中交第四航务勘察设计院有限公司，广东广州510230)

随着世界船舶工业的蓬勃发展，船舶愈加大型化，装卸工艺愈加自动化，码头结构不断向大型化、深水化发展［1］。传统板桩码头虽结构简单、材料用量省、施工方便等［2］，但只适用于中小型泊位［3］。传统板桩码头想要用于深水泊位建设时，需采用更多的锚碇拉杆或很大厚度的板桩墙。这不仅加大了施工难度，也增加了工程造价。而分离卸荷式板桩码头的出现，有效避免了这些问题［4-8］，为板桩码头向大型化和深水化发展提供了新的契机。

虽然，徐光明、蔡正银［9］等进行多组土工离心模型试验，得出在港池开挖和码头面载的作用下卸荷式板桩码头结构能保持整体稳定的结论，并证明卸荷平台群桩基础的卸荷作用;龚丽飞［10］也通过土工离心模型试验，阐述了分离卸荷式板桩码头中卸荷平台和灌注桩不同连接型式的优缺点，并且用ANSYS有限元软件验证了不同形式的卸荷平台群桩基础对于前墙的卸荷作用。但由于分离卸荷式板桩码头结构复杂，应用较少，工作机理仍处于初级研究阶段，受力变形特性也需进一步研究。

文中利用ABAQUS有限元软件依托具体工程实例对分离卸荷式板桩码头进行分析，重点从卸荷承台与胸墙间距、桩基截面尺寸和桩基排数3个方面对其工作机理和受力特性进行研究，为分离卸荷式板桩码头的优化设计提供一定参考。

1 分离卸荷式板桩码头的有限元建模

如图1所示，分离卸荷式板桩码头是在传统板桩码头后方增设一桩基卸荷承台，群桩基础承担承台上方土重和码头面上的荷载，能有效地改善前墙受力变形特性，达到对码头前墙卸荷的目的。

图1 分离卸荷式板桩码头Fig．1 Sheet pile wharf with separated relieving platform

图2有限元模型中，前墙、卸荷承台和支撑桩基采用弹性模型，C3D8单元模拟;拉杆采用Q345，T3D2单元［11］模拟;土体采用M-C(Mohr-Coulomb)弹塑性模型［12］(适用于颗粒状材料，在岩土工程中应用广泛)，C3D8单元模拟;黏土剪胀角取0°，砂土取5°;结构上部荷载以设计荷载为准，码头前沿(21．5 m范围内)施加30 kPa均布荷载，后方施加80 kPa均布荷载;前墙、卸荷承台及其桩基与土的接触采用接触对，本构关系由法向的“硬接触”和切向的“罚函数”定义;卸荷承台与桩基采用固接方式连接;拉杆与前墙使用点对面的绑定连接;模型底部边界条件采用完全固定约束，左右断面边界条件U3=UR1=UR2=0，前后断面边界条件U1=0。模型主要材料参数如表1所示。

图2 有限元模型Fig．2 Finite element model

表1 模型主要物理力学参数Tab．1 Main physical and mechanical parameters of the model

由于土体的塑性特征，土体的应力历史对其后续的受力和变形有很大影响，因此在研究分析前需先对模型进行地应力平衡［13］处理。

2 分离卸荷式板桩码头的受力特性分析

2．1 卸荷承台与胸墙间距影响

卸荷式板桩码头以卸荷承台与胸墙间距划分，可分为整体式和分离式。截止目前，欧洲及日本等广泛采用整体式，而我国则较多采用分离式，两者各有优劣。其中，分离式卸荷板桩码头的卸荷承台与胸墙的间距是分离卸荷式板桩码头设计的重要参数。建立卸荷承台与胸墙间距分别为50 mm，200 mm，800 mm，1 600 mm的有限元模型如图3所示。

经计算分析，对其前墙弯矩、墙后土压力、水平位移、桩身位移及弯矩进行整理如图4～6所示。

图3 不同墙台间距的有限元模型Fig．3 Finite element models with different wall station spacing

由图4，5，6可知，卸荷承台与胸墙间距从50 mm增加到60 mm，多个特征量都呈现出较好的变化规律:前墙弯矩随着距离的增加有所增大，其距离每增加2～4倍，最大单宽弯矩增加27～58 kN·m/m，并保持在600～800 kN·m/m之间;前墙上部土压力随间距的增加而增大，中下部基本保持不变，但在墙体底端出现先增大后减小的现象，其分布形式逐渐趋于单锚板桩型式;前墙水平位移随着间距的增加无明显变化，最大水平位移值保持在32 mm左右。桩身弯矩随间距的增加有所减小，水平位移呈现上部变大、下部变小的规律，分界点位于高程为-18 m处。

上述现象的主要原因是，在保持卸荷承台整体结构不变的前提下，卸荷承台与胸墙间距的增加会增加承台与前墙之间土体的规模，减弱承台对上部土体和地面荷载的卸荷作用，因而其各特征量会有所增大，当达到某一值时，这种作用完全消失，则整个码头变回单锚板桩型式。

plot （K，rst，type="l"，main=′轮廓系数与 k 的关系′，ylab=′轮廓系数′）

前墙中下部土压力之所以基本保持不变，主要是因为土体在中下部软土层处发生了很大的挤压变形，间距的增大对其的加载作用非常有限，因而变化不大。相比于中下部，前墙底端受嵌固作用越来越强烈，因而会有所减小。对于桩基，由于其前方上部土压力增大，受约束更强，故位移有所减小，前方下部土压力有所减小，约束减弱，因而其位移变大。

综上可得，间距的增大改变了前墙的受力变形特性，间距越大，前墙的受力变形作用越大。当间距达到某一值时，可忽略卸荷承台的作用，码头变回单锚板桩型式。因此在实际应用时，应选择合适的间距。

2．2 桩身截面影响

桩身截面的大小会影响到桩基的抗弯刚度，进而影响桩基受力变形，对前墙的受力变形起到间接作用。建立前排-后排桩的截面尺寸分别为前排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的有限元模型如图7所示。

图4 不同墙台间距的前墙单宽弯矩、土压力和水平位移曲线Fig．4 Curves of the front wall single-wide moment，the earth pressure and horizontal displacement wall units different spacing

图5 不同墙台间距的桩身弯矩曲线Fig．5 Curves of the pile moment different wall station spacing

图6 不同墙台间距的桩基水平位移曲线Fig．6 Curves of the pile horizontal displacement different wall station spacing

经过计算分析，对其前墙弯矩、墙后土压力、水平位移、桩身位移及弯矩进行整理如图8～10所示。

由图8～10可知，随着桩身截面的变化，除桩身弯矩有较大变化外，其他特征量变化很小，前墙最大单宽弯矩保持在650 kN·m/m左右，前墙最大水平位移保持在32 mm左右，桩身最大水平位移保持在32 mm左右。随着桩基截面的增大，前墙上部弯矩和土压力均略微减小，下部弯矩和土压力基本保持不变;前墙上部水平位移基本保持不变，下部水平位移略微减小。随着桩基截面的增大，前后桩基桩身弯矩均有明显增加;前后桩基上部位移基本保持不变，下部位移均有略微减小。当前排桩桩身截面不发生变化时，前排桩弯矩也几乎保持不变。

出现上述现象主要是因为:桩基截面的增大，增加了桩基的刚度和卸荷平台的整体刚度，对桩间的土拱效应和卸荷平台的遮帘效应具有促进作用，导致前墙上部弯矩和土压力略微减小，以及前墙下部水平位移略微减小，之所以前墙上部位移基本保持不变主要受到拉杆的锚定作用所致;土拱效应和遮帘效应的增强，引起土体应力向桩基传递和转移，导致后排桩的弯矩明显增加。

图7 不同桩身截面的有限元模型Fig．7 Finite element models with different pile sections

图8 不同桩身截面的前墙单宽弯矩、土压力和水平位移曲线Fig．8 Curves of the front wall single-wide moment，the earth pressure and horizontal displacement different pile section

图9 不同桩身截面的桩身弯矩曲线Fig．9 Curves of the pile moment different pile section

图10 不同桩身截面的桩基水平位移曲线Fig．10 Curves of the pile horizontal displacement different pile section

虽然增大桩基面积对减小前墙弯矩、土压力和位移有一定的促进作用，但作用比较微弱且增大桩基截面将大大增加工程造价。综合考虑，在实际应用中，桩身截面满足自身强度要求即可。

2．3 桩基排数影响

经过计算分析，对其前墙弯矩、墙后土压力、水平位移、桩身位移以及弯矩进行整理如图12～14所示。

图11 不同桩排数有限元模型Fig．11 Rows of different pile finite element models

图12 不同桩基排数的前墙单宽弯矩、土压力和水平位移曲线Fig．12 Curves of the front wall single-wide moment，the earth pressure and horizontal displacement different pile rows

图13 不同桩基排数的桩身弯矩曲线Fig．13 Curves of the pile moment different pile rows

图14 不同桩基排数的桩基水平位移曲线Fig．14 Curves of the pile horizontal displacement different pile rows

由图12～14可知，桩排数由2排增加至4排时，前墙中下部弯矩有小幅减小，上部弯矩小幅增加，桩排数每增加一排，最大单宽弯矩减小11～13 kN·m/m，并保持在650 kN·m/m左右;前墙上部土压力有所增大，中下部墙后土压力有所减小，分界点在高程-9．6 m左右处;前墙水平位移有所减小，但桩基由2排增加到4排时，前墙最大水平位移仅由33 mm减小至29 mm，效果不显著。随着桩基排数的增加，桩身弯矩和水平位移都有所减小，但3排桩的效果和4排桩的基本一致。

上述现象的主要原因是:桩基排数的增加，加大了卸荷承台的承台面积和整体刚度，以及支撑桩基作用的区域，增强了卸荷承台对上部土荷载的卸荷作用和承台下方桩基对后方土体的遮挡作用，将后方土压力以及土体变形，尤其是软土地基变形推延到离前墙更远的地方，使其下部弯矩、水平位移及下部土压力都有所减小。

前墙上部土压力有所增加，主要是因为随着桩排数的增加，卸荷承台及其桩基整体刚度加大，其水平位移减小，墙台之间的空隙加大，使更多的上部压力穿过间隙传递至前墙上部，造成上部土压力增加。

此外，对比3组计算结果可知:3排桩和4排桩，虽然对前墙的受力和位移以及桩基的受力变形特性有所改善，但改善的幅度并不明显，在实际工程中，增设一排或多排桩会显著增加工程造价。因而在实际使用时，综合考虑，仍建议优先选用双排桩结构。

3 结语

1)随着卸荷承台与胸墙间距的增加，卸荷承台对前墙的作用逐渐减弱，前墙的受力变形作用增强，逐渐呈现单锚板桩码头的结构受力变形特性。因此在实际工程中，对间距的把握需要慎重考虑，在满足码头整体布置的情况下，选择适当小的间距对结构的受力变形特性具有重要影响。

2)加大桩基的截面尺寸对前墙的受力变形特性影响很小，在实际工程设计中，桩身截面尺寸满足自身强度要求和设计规范即可。

3)增加卸荷承台的桩基排数，可以改善前墙及桩基的受力变形特性，但效果并不十分理想。综合考虑工程造价，建议优先选用双排桩结构。

［1］王福强，李庭辉．钢管板桩结构的特点及在深水码头中的应用［J］．港工技术，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］刘永绣．板桩码头向深水化发展的方案构思和实践—遮帘式板桩码头新结构的开发［J］．港工技术，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］虞辉，李利军．分离卸荷式板桩码头工作性状的数值分析［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］秦网根，范明桥，黄康理，等．分离卸荷式板桩码头原型观测技术研究［J］．港工技术，2010，47(3):32-34．QIN Wanggen，FAN 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］杨亮．遮帘式板桩码头静力分析及优化设计［D］．天津:天津大学，2008．

［7］蔡正银，徐光明，曾友金，等．遮帘式板桩码头土压力离心模型试验研究［J］．港工技术，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］李利军，杨海霞，范明桥，等．分离卸荷式板桩码头中地下连续墙的性状［J］．河海大学学报，2012，40(7):475-478．LI Lijun，YANG Haixia，FAN 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，蔡正银，曾友金，等．一种新型板桩码头结构的离心模拟［J］．岩土力学，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］龚丽飞．分离卸荷式地下连续墙板桩码头结构与土相互作用研究［D］．南京:南京水利科学研究院，2007．

［11］费康，张建伟．ABAQUS在岩土工程中的应用［M］．北京:中国水利水电出版社，2010:44-60．

［12］王金昌，陈页开．ABAQUS在土木工程中的应用［M］．杭州:浙江大学出版社，2006:16-20．

［13］代汝林，李忠芳，王姣．基于ABAQUS的初始地应力平衡方法研究［J］．重庆工商大学学报，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)