双向波浪荷载对跨海大桥基础的作用

朱思蓉　王华

摘要：为了研究波浪荷载对某跨海大桥桥墩基础产生的动力特性，并分析不同荷载幅值对基础的影响，文章以某跨海大桥为工程背景，运用有限元软件进行数值模拟，从基础累积位移、速度、加速度以及累积转角等四个方面对其变化规律进行总结分析，从而为跨海大桥桥墩基础的设计提供参考。研究结果表明，在进行跨海大桥基础的设计时，不能忽略短期荷载对其稳定性的影响。

关键词：跨海大桥;Plaxis;基础累积位移;累积转角;波浪荷载

中国分类号：U443.16文章标识码：A301164

0 引言

近年来，随着港珠澳跨海大桥、平潭海峡大桥、杭州湾大桥等跨海大桥的兴建，一系列技术问题也随之产生。跨海大桥不仅面临水深急流、海床条件复杂等工程地质的考验，还面临台风、巨浪、暴风雨等恶劣的海洋环境，这类荷载的累积效应对跨海大桥稳定性与安全性的影響不可忽略[1-2]。

国内外学者对海上结构在荷载作用下的特性开展了诸多研究。孙希使用现场试验和模型试验对海上风电单桩基础在水平静荷载作用下桩土之间的相互作用进行了分析研究，研究表明规范推荐使用的p-y法用于计算海上大直径单桩基础，其结果过于保守[3]。朱斌等人开展现场试验对比研究水平单调荷载与循环荷载对海上桩基础的影响，研究表明不同时段的循环荷载对桩基循环累积变形存在叠加效应[4]。Andersen等通过室内三轴试验研究发现海洋软黏土存在显著的循环弱化现象[5]。若地基土为软黏土时，应考虑弱化现象带来的影响。张光建使用有限元软件对海上风电单桩在循环荷载作用下的动力响应进行了研究分析，其研究表明，波浪荷载对海上结构的长期作用所造成的影响是不可忽视的[6]。

虽然国内外大量学者针对海上桩基础在水平单调荷载和循环荷载作用下桩基的受力变形开展了相应的研究，但是其研究对象多为海上风电单桩基础。鉴于国内跨海大桥的兴建，桥的下部基础作为其承重部分，对桥梁整体稳定性和安全性至关重要，因此，开展在波浪荷载作用下跨海大桥桩基础的动力响应研究具有重大工程意义。本文使用有限元软件分析不同循环荷载对桩身累积位移、累积转角的影响，为跨海大桥桩基础的设计分析提供一些参考。

1 工程概况

本文以某跨海大桥作为工程背景，该海域土体以中密砂土层作为持力层，地表下20～25 m的土体为软土。从地质条件考虑，该海域采用自重轻、抗弯能力好的钢管桩基础作为跨海大桥的基础形式。该桥北起嘉兴，南止宁波，全长36 km，其中大直径超长钢管桩基础桥段长118.27 km。钢管桩分别有1.5 m和1.6 m两种规格，其中1.5 m的桩基础2 524根，1.6 m的桩基础1 860根。

2 模型设置

2.1 土体设置与桩基础

跨海大桥桩基础多为超长柔性薄壁钢管桩，因此采用板单元进行模拟，在数值模拟中模拟的桩基础长径比为40。其具体参数详见表1。

本文采用摩尔-库伦模型来模拟地基土，在数值模拟中通常采用人工截断边界来模拟真实工程中的半无限地基土，因此为了尽可能地减小边界效应对数值模拟的影响，土体长度设置为20倍桩径，高为2倍桩长。

土体为半无限弹性体，在建模过程中土体顶部边界为自由边界条件，不约束土体位移。土体、结构及界面均采用默认10节点四面体单元。为了提高计算精度，本文在基础周围设置网格加密区，最终生成14 735个单元、14 539个节点。有限元计算模型设置如图1（a）所示。

在建立模型时，除了要考虑边界效应对模型的影响外，还要明确初始应力状态和初始构造对模型的影响。在跨海大桥桩基础的研究中，桥墩一般位于海上或水位较高的沿海区域，因此进行数值模拟时也要遵循实际情况设置相应水位高度。模型水头设置如图1（b）所示，表示初始水位线位于土体上方20 m处，整个土体充满了水。

2.2 分析步骤

在PLAXIS中有自由边界、黏性边界等。在动力分析中，波的反射与吸收会显著影响计算结果的准确性与真实性，若模拟中采用简单的静力人工边界则无法正确计算结构或地基土的动力响应，因此本文采用黏性边界来作为动力边界，用以吸收外行波的能量[7]。

波浪荷载作用下桩-土之间相互作用的分析主要分为以下三步：（1）使用k0加载生成初始应力场;（2）安装钢管桩基础，激活基础与正负界面单元，使之产生相互作用;（3）将放置在地基土中的桩基础位移重置为0，并在桩顶施加波浪荷载。波浪荷载为循环往复动荷载，因此在计算类型选项卡下需要设置为动力模式。在模拟计算中为了便于得到更详细的计算结果，在步骤选项中设置单步最大荷载步为0.1。

3 结果分析

3.1 桩基础位移

跨海大桥桥墩在循环波浪荷载作用下的动力响应特性研究中，桩基础直径、地基土性质以及荷载幅值大小、方向都是影响动力响应分析的重要因素[1]。本文主要研究了不同循环荷载幅值对跨海大桥桩基础的动力特性影响，为跨海大桥桩基础的选择与设计提供参考。

为探讨荷载幅值对跨海大桥桩基础的影响，分别将A=100 kN、A=400 kN以及A=700 kN施加在桩基础的顶端，得到不同循环荷载作用下桩基础的动力结果。图4（a）是不同荷载作用下的桩基础位移随时间变化的曲线，图4（b）是循环荷载结束时桩基础位移沿深度变化的曲线。由图4（a）可知，波浪荷载作用在桩基础顶部时，单桩基础的时间-位移曲线呈现周期性变化，荷载幅值不改变其变化规律，仅改变位移大小;荷载越大，基础所产生位移越大。究其因，在循环荷载作用下，桩基础周围土体受到循环往复剪切，其刚度退化现象逐渐加强，对桩基础的约束减小，从而使得桩基位移值随波浪荷载幅值的增大而增大，并且荷载幅值大小对桩基周围土体的影响范围也将随着荷载幅值的增减而产生相应变化。

图4（b）反映了经历10次循环荷载后桩基础最终的循环累积位移。可以清楚地看到，对于柔性钢管桩，循环荷载幅值变化对靠近荷载部分影响较大，对于远离荷载的桩端影响不明显，最终累积位移沿着桩身逐渐减小。在荷载幅值为100 kN时，桩基础最终的累积位移为0.05 m。当荷载幅值由100 kN增加为400 kN时，桩基础最终的累积位移为0.13 m，增加了160%。荷载幅值由400 kN增加为700 kN时，桩基础最终的累积位移为0.64 m，增加了392%。这表明，当荷载增量一致时，桩基础累积位移增量曲线斜率变陡。波浪荷载幅值的改变对跨海大桥桩基础的位移影响不可忽略，并且要注意海洋极端荷载对其的影响。

当荷载幅值达到700 kN时，桩基础将出现比较剧烈的摇晃，这种荷载幅值较大的情况，可以视为实际海洋环境中的极端荷载，因此为了应对海洋中的极端环境，在跨海大桥桩基础的设计中需要进行地基加固处理，或选择别的方法减少桩基础的循环累积位移。

3.2 速度与加速度

图5是不同循环荷载作用下桩基础的速度与加速度图。由图可知，无论是加速度曲线还是速度曲线都呈现上下波动的情况，并且在第一个循环中速度与加速度达到最大，在后续循环中速度与加速度绝对值趋于稳定。

对比图5（a）和图5（b）可以清楚地看到，波浪荷载幅值为100 kN时，桩基础速度最大值为0.3 m/s。波浪荷载幅值为400 kN时，桩基础速度最大值为1.0 m/s。荷载幅值为700 kN时，桩基础速度最大值为3.5 m/s。这表明，波浪荷载幅值越大桩基础的速度越大，最终产生的累积位移越大。这与图4桩基础的位移曲线相符。[KH-*1]

3.3 累积位移转角

水平静荷载和波浪荷载对跨海大桥桩基础的影响远大于上部竖向荷载产生的影响[9]。桩基础在波浪荷载作用下会产生旋转倾斜，使得桩基础与地表之间产生夹角，夹角的产生会使得桩基础的不稳定性增加，超过特定角度，基础会发生失稳破坏。因此，分析波浪荷载作用下累积转角是很有必要的。各国对倾斜角度的上限也不一样，德国和英国规定单桩最大旋转量上限分别是0.5°与0.25°[9]，我国单桩旋转角度严格限制在0.17°[10]。

图6给出了该桩在不同波浪荷载作用下的累积转角图。从图可知，经历10个循环周期后，基础在双向循环荷载作用下产生的累积位移转角随着荷载幅值的增大而增加，并且曲线斜率变陡。当循环荷载幅值为100 kN时，桩基础几乎不产生轉角。当荷载从100 kN增加到400 kN时，基础累积位移转角超过了0.003 rad。当荷载从400 kN增加到700 kN时，累积位移转角增加了460%。随着荷载比的增加，累积转角之间差异明显。究其因，在基础顶端施加荷载，荷载沿桩身向下传递，造成桩周土体受到扰动，土体会产生可恢复的弹性变形和不可恢复的塑性变形[11]。在荷载较小时，土体以弹性变形为主，产生的塑性变形较小，使得最终的累积转角位移较小。而随着荷载的增大，土体的塑性变形逐渐增加，在双向往复荷载作用下土体也产生累积效应，最终导致基础累积转角增加。

因此，在对跨海大桥桥墩基础进行设计时，要考虑短期极端荷载，例如海上风暴、海啸等对桥墩稳定性的影响。

4 结语

对比分析不同波浪荷载对跨海大桥桩基础位移与转角的影响，通过上述有限元分析，得到以下主要结论：

（1）桩基础的位移曲线随时间出现上下波动，由于土体动应变特性中的滞后性，使得桩体波动趋势与施加的波浪荷载规律不完全一致。并且桩基础累积位移随着双向对称循环荷载幅值的增加而增加。当荷载幅值较大时，需要对跨海大桥桩基础进行地基加固处理，或选择别的方法减少桩基础的循环累积位移，增加桩基稳定性。

（2）土体的变形特性，使得基础累积位移转角随着循环荷载幅值的增大而增加。当荷载超过某个特定值时，累积位移转角将超过我国桩基础的规定，使其处于危险状态。因此，在对跨海大桥桥墩基础进行设计时，要考虑短期极端荷载对桥墩稳定性的影响。

参考文献：

[1]孔德森，张 杰，巩 越.波浪荷载作用下近海风电单桩基础受力变形特性影响因素分析[J].海洋通报，2020，39（5）：632-640.

[2]覃勇刚，刘 钊，李学民，等.杭州湾大桥南岸超长栈桥钢管桩水平极限承载力分析[J].公路交通科技，2006，23（8）：93-96.

[3]孙 希.海上风电基础结构桩土相互作用研究[D].青岛：中国海洋大学，2014.

[4]朱 斌，杨永[HTXH1]垚，余振刚，等.海洋高桩基础水平单调及循环加载现场试验[J].岩土工程学报，2012，34（6）：1 028-1 037.

[5]Andersen K H，Pool J H，Brown S F，et al.Cyclic and Static Laboratory Tests on Drammen Clay[J].Journal of the Geotechnical Engineering Division，1980，106（5）：499-529.

[6]张光建.长期水平循环荷载下大直径桩的累积位移分析[D].杭州：浙江大学，2013.

[7]蒋 通，张 昕.用粘性边界有限元法分析弹性半无限地基中的动力问题[J].力学季刊，2004，25（4）：535-540.

[8]Leblanc C，Houlsby G T，Byrne B W.Response of Stiff Piles in Sand to Long-Term Cyclic Lateral Loading[J].Géotechnique，2010，60（2）：79-90.

[9]Duan N，Yi PC.Characteristics of Monopile Foundation in Sand for Offshore Wind Turbine[D].London：University College London，2016.

[10]Achmus M，Kuo YS，Abdel-Rahman K.Behavior of Monopile Foundations under Cyclic Lateral Load[J].Computers and Geotechnics，2009，36（5）：725-735.

[11]钱寿易，楼志刚，杜金声.海洋波浪作用下土动力特性的研究现状和发展[J].岩土工程学报，1982（1）：16.