新型筒型透空式码头结构的失稳分析

2019-05-23孙熙平张宝华

水道港口 2019年2期

陈宇，孙熙平，焉振，张宝华

(1.中国民航大学机场学院，天津 300300； 2.交通运输部天津水运工程科学研究所港口水工建筑技术国家工程实验室水工构造物检测、诊断与加固技术交通行业重点实验室，天津 300456)

目前，沿海近岸自然条件优越的港址大部分已被开发利用，离岸深水甚至深海大型港口建设是今后我国港口工程发展的方向。然而，离岸无掩护深水码头结构所受波流力、船舶挤靠力等外荷载水平力较大，以及远海环境码头结构施工困难等问题一直成为离岸深水码头建设的难题。

重力式基础和桩基础是码头结构主要的两种基础形式，且其经过多年的发展已成为我国近岸码头建设最成熟的基础形式。这两种基础形式若建设在离岸深水环境中存在较多问题，如重力式码头结构由于迎水面较大导致其所受波流力过大影响结构整体稳定性；桩基础形式码头可以有效减小波流力作用，但其在外海环境施工困难。为了适应外海恶劣的地质条件，已有研究学者开发了筒型基础[1]，其基础为一顶面封闭的筒体或箱体。筒型基础可在陆地预制成型，通过气浮整体拖运，抽负压下沉方式插入地基，施工方便，建设周期短，特别适合于软土地基的结构物[2-3]。

关于筒型基础的结构设计，主要是结构使用期的整体稳定性计算[4]。武庆卫[5]分析了箱筒型基础结构在波浪作用和地震作用下的动力响应问题，结果表明该基础形式表现出良好的整体稳定性。肖忠等[6]根据天津港筒型基础防波堤的结构特性，建议了此种结构稳定性分析的四种判别标准，分析了这种新型防波堤的失稳模式主要为绕基础筒底以下某点发生转动失稳。

为了解决离岸深水环境水平荷载力较大且施工难度大的问题，本文综合筒型基础和高桩码头结构的优点，开发一种适用于远海环境的筒型透空式码头结构，然后基于LS-DYNA有限元软件建立筒型透空式码头标准单元的精细化有限元模型，提出结构的失稳判别准则，探讨其水平承载特性。

1 筒型透空式码头结构

图1 筒型透空式码头标准单元Fig.1 Standard cell of the open wharf structure with bucket foundation

本文针对远海地质和水文环境复杂的特点，以筒型基础为码头结构的基础，提出了筒型透空式码头结构形式。图1所示为筒型透空式码头单个标准单元断面示意图。该码头结构由筒型基础、承重柱和码头承台面板组成。如图1所示，本文所述筒型基础横截面为圆形，根据设计需要也可拓展为椭圆形，筒壁底部为尖角形式，减小施工过程中沉入地基的阻力；承重柱底部与筒型基础顶板固定，上部与承台面板固定，承重柱数量根据设计计算确定，承重柱之间形成透空形式，波流可绕过承重柱，因此波流力较小。离岸深水码头结构系缆墩可采用单个标准单元，码头工作平台可由多个标准单元通过可靠的基础连接组合而成。本文重点研究所提出的筒型透空式码头单个标准单元的承载特性。

2 结构有限元计算模型

有限元分析方法可以模拟土与结构的相互作用、土与结构的应力应变特性，已成熟应用于地基承载力和结构稳定性分析方面[7-8]。基于有限元分析方法建立筒型透空式码头结构与地基组成的系统弹塑性有限元模型，其基本内容包括：土体计算域的选取及其边界条件、结构及土体本构模型、土体与结构接触面模拟。

2.1 土体计算域的选取及边界条件

土体计算域的选取按文献[7]的方法在垂直筒型透空式码头结构基础的轴线方向，向两侧各取结构水平尺寸的5倍，筒底以下土体深度取基础筒长的3倍。计算土域的边界条件如下：地基表面为自由边界，底面为固定边界，土体侧面为侧限边界。

2.2 结构和土体本构模型

码头结构由钢筋混凝土材料或钢材制成，结构强度和刚度远远大于土体强度和刚度，结构失稳破坏主要为地基土体的破坏，研究中主要分析筒体基础的破坏模式，故在有限元分析中码头结构的筒型基础和承重柱均采用弹性模型，在LS-DYNA中采用*MAT_ELASTIC模型[9]。同时考虑到结构各部分连接牢固，有限元分析中对其进行整体建模。地基土体采用LS-DYNA软件中的*MAT_MOHR_COULOMB模型[10]，该模型可以较好地描述岩土材料的强度特性和破坏行为，模型中需输入土体参数粘聚力c和内摩擦角φ值，其值可以通过各种不同的常规试验测定。

在码头结构建立的三维弹塑性有限元模型中，为了模拟基础和土体之间的相互作用，土体和基础均采用精细化有限元模型，建模过程中土体和基础均采用八节点常应力实体单元。码头结构中的承重柱采用梁单元，其码头面荷载等效为竖向均布荷载。

2.3 土体与结构接触面模拟

为了模拟土体与码头结构基础间的相互作用，在结构与土体相接触的区域建立主从接触面[6]，以考虑荷载作用下结构与周围土体间的粘结、滑移、脱离现象。同时考虑到结构的弹性模量远大于土体的弹性模量，所以指定结构上的接触面为主接触面，土体上的接触面为从接触面，在LS-DYNA中采用*CONTACT_AUTOMATIC_SINGLE_SURFACE可以实现。

3 水平荷载作用下结构失稳分析方法

3.1 水平荷载作用下的结构失稳分析步骤

图2 荷载-位移关系曲线Fig.2 Load-displacement curve

采用有限元方法进行荷载作用下筒型透空式码头结构失稳分析的步骤如下：(1)建立有限元分析模型；(2)在码头结构顶部以位移控制方法加载水平荷载，用以模拟系缆力的作用，提取有限元分析模型计算基础顶部的位移和对应的结构反力，并逐步加载直至结构完全失稳；(3)绘制力-位移关系曲线；(4)依据结构的力-位移关系曲线确定结构的失稳判别标准；(5)根据结构的失稳判别标准，确定结构失稳时对应的荷载，该荷载定义为结构的水平极限承载力。

3.2 结构失稳判别标准

根据结构的荷载-位移关系曲线，将结构的失稳过程分为三个阶段(图2)。

(1)弹性阶段。在水平力不是很大的情况下，大部分土体处于弹性状态，荷载-位移曲线大体呈线性关系。

图3 筒型透空式码头结构分析模型(单位：m)Fig.3 Analytical model of the open wharf structure with bucket foundation (unit: m)

(2)塑性发展阶段。当作用的水平力继续增大，土体逐渐进入屈服阶段，土体的塑性区逐渐扩展。

(3)失稳阶段。当水平荷载超过最大水平承载力时，塑性区进一步扩展，位移增加幅度变快，荷载-位移曲线出现较明显拐点，结构处于倾覆失稳阶段。

4 筒型透空式码头水平承载特性分析

4.1 分析模型

表1 土层参数Tab.1 Soil parameters

为了分析所提出的筒型透空式码头结构的水平承载特性。依托某远海码头工程，设计了所提出码头结构的标准单元，其结构分析模型的断面图如图3所示。该码头标准单元由1个筒型基础、4根承重柱和承台面组成。筒型基础尺寸：筒长10.0 m，半径4.0 m，壁厚0.5 m、顶板厚1.0 m。承重柱尺寸：长20.0 m，直径2.5 m。承台面尺寸：长、宽、厚度分别为6 m、6 m、0.5 m。该码头结构由钢筋混凝土制成，钢筋混凝土密度为25 kN/m3，因此承台面分配给4跟承重柱的竖向荷载为112.5 kN。承重柱和筒型基础均采用弹性模型，其弹性模量取3.0×104N/mm2。设计采用的工程地质剖面由上至下分为4层，依次为淤泥层、粉质黏土、粉土层和粉砂层，土层主要性能参数见表1所示。

图4 筒型透空式码头结构有限元模型Fig.4 Finite element model of the open wharf structure with bucket foundation图5 有限元模型的剖面图Fig.5 Cross-section of the finite element model

4.2 水平承载特性

按第3节的方法建立筒型透空式码头结构的有限元模型，如图4和图5所示。在所建立的码头结构有限元模型的顶部施加水平位移荷载，获得结构的力-位移关系曲线；提取不同深度土体的土压力，分析土压力随深度的变化情况；分析筒型透空式码头和地基土体组成系统在水平荷载作用下的承载特性和破坏模式。

图6 筒型基础的力-位移曲线Fig.6 Force-displacement curve of the bucket foundation

图6给出了筒型透空式码头筒型基础的力-位移关系曲线。从图中可以看出，水平位移在0～32 mm之间，结构处于弹性阶段，当位移达到32 mm时，结构地基达到水平屈服承载力，其值为2 973 kN；然后随着位移增大，结构地基反力增长趋缓，结构地基处于塑性发展阶段；当位移达到110 mm时，结构地基达到极限承载力，其值为4 096 kN；最后，随着位移增大，地基承载力降低，结构地基处于失稳阶段。

图7给出了筒型透空式码头式结构筒型基础的破坏模式。从图中可以看出，在水平荷载作用下筒体底部出现横向剪切破坏，受压侧土体在筒底部沿45°发生斜向向上剪切破坏，在筒体顶部沿45°发生斜向向下剪切破坏，其受压侧土体形成楔形剪切破坏面，结构发生水平位移的同时发生整体转动。

图7 筒型基础的破坏模式Fig.7 Failure mode of the bucket foundation

图8 屈服位移32 mm对应不同土层深度的受压侧土体土压力Fig.8 Soil side pressure in various depths under yield displacement (32 mm)图9 极限位移110 mm对应不同土层深度的受压侧土体土压力Fig.9 Soil side pressure in various depths under ultimate displacement (110 mm)

图10 不同筒长的筒型基础力-位移曲线Fig.10 Force-displacement curve of the bucket foundation with different length

图8给出了结构基础达到水平屈服位移32 mm时不同深度处基础受压侧土体的土压力。从图中可以看出，随着土层深度的增加，土压力随之增大，符合库伦被动土压力的分布规律。图9给出了当结构地基达到极限位移110 mm时不同深度处基础受压侧土体的土压力，从图中可以看出，随着土层深度的增加，土压力先增大后减小，这是由于随着水平荷载增大，筒体发生整体转动，导致土压力随深度分布发生变化，由于筒体转动的原因导致下部土体土压力较中部土体小，因此出现中部土体土压力最大的情况出现。

4.3 筒长的影响

为了分析筒长对筒型基础承载力的影响，改变图3中筒长的大小，分别取10.0 m、12.5 m和15.0 m，其他尺寸与4.1节相同。图10给出了不同筒长的筒型基础的力-位移曲线。从图中可以看出，筒长为10.0 m、12.5 m和15.0 m，其水平屈服位移分别为32 mm、33 mm和34 mm，水平极限位移分别为110 mm、97 mm和91 mm，以筒长10.0 m为基准，筒长为12.5 m和15.0 m的水平屈服位移分别增大3.1%和6.3%，极限位移分别减小11.8%和17.3%。表明随着筒长的增加，其水平屈服位移有增大趋势，极限位移有减小的趋势。同时从图中可以看出，筒长为10.0 m的结构地基的水平屈服承载力为2 973 kN，极限承载力为4 098 kN；筒长为12.5 m的结构地基的水平屈服承载力为4 494 kN，极限承载力为6 406 kN；筒长为15.0 m的结构地基的水平屈服承载力为5 655 kN，极限承载力为7 671 kN；以筒长10.0 m为基准，筒长为12.5 m和15.0 m的水平屈服承载力分别提高51.2%和90%，极限承载力分别提高42.5%和89%。因此，增加筒长可明显提高结构地基的水平承载力，相对而言对结构地基的水平屈服位移和极限位移影响较小。