重力式碼頭卸荷板工作機制有限元分析

扈世龍，張建球

(廣西交科集團有限公司，廣西 南寧 530007)

卸荷板是重力式碼頭常見的組合構(gòu)件，在我國最早于1958年應(yīng)用于方塊碼頭[1]，目前已廣泛應(yīng)用于沉箱和坐床式圓筒碼頭。卸荷板的作用效果主要體現(xiàn)在其卸荷效應(yīng)能減少墻背側(cè)向土壓力、懸臂段自重和上方填料自重增加能使結(jié)構(gòu)體重心整體后移及平衡地基應(yīng)力，從而使結(jié)構(gòu)體整體的穩(wěn)定性和適應(yīng)性得到增強。

國內(nèi)外針對卸荷板的研究主要是關(guān)于墻背側(cè)向土壓力卸荷效應(yīng)和土壓力計算方法等的探討。卸荷效應(yīng)模型試驗研究[2]表明，設(shè)置卸荷板后墻背側(cè)向土壓力減少，卸荷效果可達到12%～30%，有研究認為從平衡關(guān)系出發(fā)卸荷的根據(jù)不足[3]；合理位置與長度模型試驗[4]表明卸荷板懸臂越長，卸荷效果越好，卸荷板位置降低可進一步減小墻背主動土壓力，也有人通過理論和有限元分析[5-7]認為隨著位置和長度的變化，卸荷效果表現(xiàn)為先增大后減小的特征，卸荷板的最佳位置在0.3～0.6倍墻高。計算方法研究[8-10]表明，上墻墻背土壓力計算可采用第二破裂面法、朗肯土壓力法等，下墻墻背土壓力計算可采用直線卸荷法、矩形分布法、力的多邊形法等?？傊?，根據(jù)前人的研究結(jié)果，首先都認為設(shè)置卸荷板對增強結(jié)構(gòu)整體穩(wěn)定具有顯著效果，但是對卸荷板卸荷效果和墻背土壓力的計算方法還存在爭議；其次，研究人員更多關(guān)注卸荷板遮簾效果減小下墻墻背土壓力的特點，而對卸荷板上墻墻背土壓力、懸臂段自重和上方填料自重變化對結(jié)構(gòu)整體穩(wěn)定的影響特點關(guān)注較少。此外，還有部分研究[11-12]注意到結(jié)構(gòu)體墻背土壓力的分布與結(jié)構(gòu)體整體變形存在聯(lián)系。

本文通過建立有限元概化模型，探討重力式方塊碼頭懸臂卸荷板的工作機制，一是對比分析卸荷板的卸荷效果和其上方填料自重、懸臂段自重分別對增強碼頭整體穩(wěn)定的貢獻率；二是分析結(jié)構(gòu)體墻背土壓力分布與結(jié)構(gòu)體整體變形的關(guān)系，探究墻后土體整體分布特點。并以此為基礎(chǔ)討論卸荷板懸臂長度和位置的影響特點。

1 有限元模型

采用通用有限元軟件ANSYS進行計算，假定重力式空心方塊碼頭橫向截面均相同，建立二維平面概化模型。

模型結(jié)構(gòu)體采用帶卸荷板重力式空心方塊結(jié)構(gòu)，上部胸墻頂寬1.2 m，墻高3.0 m，中部懸臂式卸荷板厚1.0 m，懸臂長度2.5 m，下部空心塊體高4.0 m，寬3.0 m，側(cè)壁厚和底厚0.4 m，前趾長0.7 m，空心方塊腔內(nèi)回填塊石；墻后回填土體簡化為細砂層；結(jié)構(gòu)下部基床簡化為厚3 m塊石層；基床下部簡化為頁巖層；頂面均布堆載強度為30 kPa，均布堆載范圍從距碼頭前沿1.2 m位置(緊接胸墻)起始。模型X向和Y向均采用8倍擋墻高度的計算范圍，即模型的計算范圍為64 m×64 m，左、右側(cè)邊界Uy可自由移動，Ux約束，下部邊界Uy和Ux全約束，墻底與基床的摩擦系數(shù)為0.45。材料參數(shù)選擇見表1，建立的概化模型見圖1。

表1 材料參數(shù)

圖1 概化模型

2 工作原理

2.1 卸荷板工作原理

圖2a)、b)分別為碼頭結(jié)構(gòu)與周圍土體整體變形等高線圖和變形矢量圖。從圖2a)可知，碼頭結(jié)構(gòu)整體繞卸荷板面向墻后轉(zhuǎn)動，卸荷板整體繞碼頭前端向下轉(zhuǎn)動，卸荷板懸臂段底面與下側(cè)土體之間產(chǎn)生分離；從圖2b)可知，卸荷板和周圍土體同步向下移動，上墻(胸墻)與周圍土體同步向右(后)下方移動，下墻(空心方塊)與周圍土體共同向左(前)下方移動。圖2c)為碼頭墻背土壓力與墻底反力數(shù)值分析值和公式計算值對比。表2為土壓力、抗滑力和彎矩數(shù)值分析值差值。

圖2 結(jié)構(gòu)與土體整體變形和土壓力分布

表2 土壓力、抗滑力和彎矩數(shù)值分析值差值

從圖2c)和表2可知：1)與無卸荷板相比，有卸荷板數(shù)值分析值Ⅰ～Ⅲ區(qū)的土壓力較大；Ⅳ區(qū)土壓力值較??；Ⅴ區(qū)地基反力值后鍾段大于前趾段。2)有卸荷板墻背土壓力數(shù)值分析值和公式計算值比較可知，Ⅰ區(qū)和Ⅲ區(qū)土壓力值大于主動和靜止土壓力公式計算值，小于被動土壓力公式計算值；Ⅳ區(qū)土壓力值與主動土壓力公式計算值接近。

從圖2和表2可知，組合懸臂式卸荷板構(gòu)件后，碼頭結(jié)構(gòu)重心整體后移，卸荷板上部回填料自重、面上堆載和懸臂段自重使卸荷板整體繞碼頭前端向下轉(zhuǎn)動，碼頭胸墻、空心方塊構(gòu)件由于和卸荷板為一個整體，于同方向產(chǎn)生響應(yīng)，最終表現(xiàn)為整體繞卸荷板面向墻后轉(zhuǎn)動的變形模式，這與無卸荷板重力式碼頭最可能發(fā)生繞墻底前趾轉(zhuǎn)動的變形模式存在明顯差別。由于卸荷板懸臂段向下位移受到限制，而其下部土體向下位移較大，從而形成懸臂段對下部土體的遮簾(卸荷)效果，減少了下墻墻后側(cè)向土壓力，但與之對應(yīng)，上墻往墻后位移擠壓后側(cè)土體，形成被動壓力區(qū)，增大了上墻墻后側(cè)向土壓力。

2.2 墻背土壓力分析

從上述分析和變形、土壓力數(shù)值分析分布圖、表對比可知，墻背土壓力分布與碼頭結(jié)構(gòu)整體變形密切相關(guān)，有卸荷板工況下，受上墻產(chǎn)生被動壓力區(qū)影響，墻背Ⅰ區(qū)、Ⅲ區(qū)土壓力相對較大，土壓力增大率達到了40.2%，且介于靜止和被動土壓力公式計算值之間，按主動土壓力公式計算值乘以1.5的系數(shù)比較符合實際情況；下墻與后側(cè)土體形成主動卸荷區(qū)，Ⅳ區(qū)土壓力曲線整體表現(xiàn)為兩頭小、中間大的分布形式，數(shù)值分析值與主動土壓力公式計算值比較接近，并表現(xiàn)出明顯的卸荷效應(yīng)，卸荷效率達到35.4%；與下墻整體向后轉(zhuǎn)動的位移同步，墻底地基反力表現(xiàn)為后踵附近大于前趾附近，表明組合卸荷板可調(diào)節(jié)下墻地基應(yīng)力的分布，但是卸荷板懸臂長度太長或地面荷載過大也容易造成墻體后鍾應(yīng)力過大。

2.3 碼頭結(jié)構(gòu)整體穩(wěn)定性分析

2.3.1抗滑作用影響程度

Ⅰ區(qū)和Ⅲ區(qū)對碼頭底面形成的滑動力合計增加了37.8 kNm，Ⅳ區(qū)和Ⅱ區(qū)對碼頭底面形成的抗滑力分別增加了44.0 kNm和135.4 kNm；卸荷板懸臂段自重對碼頭底面形成的抗滑力增加了37.5 kNm。上墻側(cè)向土壓力增大、下墻側(cè)向土壓力減小、卸荷板上方填料自重(包含地面堆載)增加和懸臂段自重增加對碼頭抗滑穩(wěn)定性的貢獻率分別為-21.1%、24.6%、75.6%和20.9%。

2.3.2抗傾作用影響程度

Ⅰ區(qū)和Ⅲ區(qū)對碼頭前趾形成的傾覆力矩合計增大178.1 kN·mm，Ⅳ區(qū)和Ⅱ區(qū)對碼頭前趾形成的穩(wěn)定力矩分別增大87.9 kN·mm和1 147.6 kN·mm；卸荷板懸臂段自重對碼頭前趾形成的穩(wěn)定力矩增大271.9 kN·mm。上墻側(cè)向土壓力增大、下墻側(cè)向土壓力減小、卸荷板上方填料自重(包含地面堆載)增加和懸臂段自重增加對碼頭抗傾穩(wěn)定性的貢獻率分別為-13.4%、6.6%、86.3%和20.5%。

上述分析表明，組合卸荷板構(gòu)件后，碼頭整體的抗滑和抗傾穩(wěn)定性均得到大幅增強，上墻和下墻墻背側(cè)向土壓力的變化對墻背的作用效應(yīng)相互抵消后，可認為墻背側(cè)向土壓力變化對碼頭穩(wěn)定影響有限，帶卸荷板碼頭整體穩(wěn)定性之所以得到加強主要是依靠卸荷板上方填料自重(包含地面堆載)和懸臂段自重的增加。

3 卸荷板懸臂長度和位置的影響

3.1 卸荷板懸臂長度影響

圖3和表3分別為卸荷板不同懸臂長度下碼頭結(jié)構(gòu)整體變形圖及土壓力、抗滑力和彎矩數(shù)值分析值。

圖3 不同懸臂長度碼頭結(jié)構(gòu)整體變形

表3 卸荷板不同懸臂長度下墻背土壓力、抗滑力和彎矩

續(xù)表3

從圖3 和表3 可知：

1)隨著卸荷板懸臂長度增大，碼頭整體變形從繞墻底前趾向墻前轉(zhuǎn)動逐漸轉(zhuǎn)變?yōu)槔@卸荷板向墻后轉(zhuǎn)動；

2)隨著卸荷板懸臂長度增加，碼頭整體向墻后轉(zhuǎn)動的幅度逐漸增大，碼頭結(jié)構(gòu)抗滑和抗傾穩(wěn)定性逐漸增強，抗滑力增幅前期存在明顯衰減，后期和穩(wěn)定力矩增幅均逐漸趨于穩(wěn)定。

3.2 卸荷板位置影響

圖4和表4分別為卸荷板不同位置下碼頭結(jié)構(gòu)整體變形圖及土壓力、抗滑力和彎矩數(shù)值分析值。

圖4 卸荷板不同位置碼頭結(jié)構(gòu)整體變形

表4 卸荷板與胸腔頂面距離不同位置下墻背土壓力、抗滑力和彎矩

續(xù)表4

可以看出：

1)隨著卸荷板位置從上往下移動，碼頭整體的變形幅度基本一致；

2)碼頭整體抗滑和抗傾穩(wěn)定性隨卸荷板位置從上向下先增強后減弱，最佳位置在約0.6倍墻高處。

4 結(jié)論與建議

1)帶卸荷板碼頭整體表現(xiàn)為繞卸荷板向墻后轉(zhuǎn)動的變形模式，與無卸荷板重力式碼頭常見的繞墻底前趾轉(zhuǎn)動的變形模式存在差別。

2)墻背土壓力整體分布與碼頭整體變形同步，上墻往墻后位移擠壓后側(cè)土體，形成被動壓力區(qū)，墻背土壓力增大率為40.2%，下墻往墻前位移形成主動卸荷區(qū)，墻背土壓力卸荷效率為35.4%，兩者相互抵消，可知側(cè)向土壓力變化對碼頭結(jié)構(gòu)整體穩(wěn)定影響有限。

3)上墻數(shù)值分析墻背土壓力可按朗肯主動土壓力公式乘以1.5的增大系數(shù)計算，下墻數(shù)值分析墻背土壓力可直接按朗肯主動土壓力公式計算。

4)上墻側(cè)向土壓力增大、下墻側(cè)向土壓力減小、卸荷板上方填料自重(包含地面堆載)增加和懸臂段自重增加對碼頭抗滑穩(wěn)定性的貢獻率分別為-21.1%、24.6%、75.6%和20.9%；對碼頭抗傾穩(wěn)定性的貢獻率分別為-13.4%、6.6%、86.3%和20.5%，后兩者是主要貢獻因素。

5)碼頭結(jié)構(gòu)整體抗滑和抗傾穩(wěn)定性隨卸荷板懸臂長度增強。

6)碼頭結(jié)構(gòu)整體抗滑和抗傾穩(wěn)定性隨卸荷板位置從上往下先增強后減弱，最佳位置在0.6倍墻高左右。