王元戰(zhàn),賀林林

(1.天津大學(xué)水利工程仿真與安全國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,天津 300072; 2.天津大學(xué)天津市港口與海岸工程重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,天津 300072)

倒T型導(dǎo)管墻樁基防波堤循環(huán)承載力有限元分析

王元戰(zhàn)1,2,賀林林1,2

(1.天津大學(xué)水利工程仿真與安全國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,天津 300072; 2.天津大學(xué)天津市港口與海岸工程重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,天津 300072)

為考慮軟土地基循環(huán)軟化效應(yīng),通過二次開發(fā)將軟土的循環(huán)強(qiáng)度嵌入大型通用有限元軟件ABAQUS平臺(tái)中,基于擬靜力分析建立倒T型導(dǎo)管墻樁基防波堤結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性計(jì)算模型。通過有限元法分析了結(jié)構(gòu)在波浪荷載作用下的循環(huán)承載力,并探討了土體循環(huán)軟化效應(yīng)對(duì)結(jié)構(gòu)破壞模式產(chǎn)生的影響以及結(jié)構(gòu)尺寸參數(shù)對(duì)循環(huán)承載力的影響。研究結(jié)果表明：考慮土體循環(huán)軟化效應(yīng)時(shí)倒T型導(dǎo)管墻樁基防波堤結(jié)構(gòu)的循環(huán)承載力較不考慮土體循環(huán)軟化效應(yīng)時(shí)極限承載力明顯降低,降低程度在28.72%～41.20%之間;考慮土體循環(huán)軟化效應(yīng)后,該結(jié)構(gòu)破壞模式有可能發(fā)生改變,其破壞模式可能由樁身屈服引起結(jié)構(gòu)失穩(wěn)轉(zhuǎn)化為土體強(qiáng)度不足導(dǎo)致結(jié)構(gòu)破壞。

倒T型導(dǎo)管墻樁基防波堤;軟土地基;破壞模式;循環(huán)強(qiáng)度;循環(huán)承載力

倒T型導(dǎo)管墻樁基防波堤是重力式港工結(jié)構(gòu)和樁基式港工結(jié)構(gòu)混合而成的新型港工結(jié)構(gòu)[1-2],該結(jié)構(gòu)由T型截面的鋼筋混凝土預(yù)制構(gòu)件連接而成。每組構(gòu)件由底板、立板和肋板相互連接形成整體,在立板與肋板連接處設(shè)置豎向?qū)Ч?通過導(dǎo)管向地基打入鋼樁形成樁基礎(chǔ),樁與導(dǎo)管間存在的縫隙用混凝土灌漿形成整體,如圖1所示。倒T型導(dǎo)管墻樁基防波堤結(jié)構(gòu)具有質(zhì)量輕、工作性能可靠、適用于軟土地基、施工簡(jiǎn)便、工程造價(jià)低等優(yōu)點(diǎn)[3-4]。然而,波浪循環(huán)荷載作用下,軟土地基產(chǎn)生循環(huán)軟化效應(yīng)往往是導(dǎo)致結(jié)構(gòu)失穩(wěn)的主要原因。范期錦等[5]通過對(duì)長(zhǎng)江口深水航道治理二期工程北導(dǎo)堤半圓形沉箱結(jié)構(gòu)試驗(yàn)段的現(xiàn)場(chǎng)勘察及室內(nèi)試驗(yàn)研究,得出地基土強(qiáng)度在波浪荷載作用下的軟化是導(dǎo)致這類結(jié)構(gòu)出現(xiàn)沉陷破壞的主要原因。

圖1 倒T型導(dǎo)管墻樁基防波堤結(jié)構(gòu)示意圖

為了研究循環(huán)荷載作用下飽和軟黏土的強(qiáng)度弱化對(duì)地基承載力的影響,Andersen等[6-7]對(duì)Drammen黏土進(jìn)行大量循環(huán)直剪與三軸試驗(yàn),提出了軟黏土的循環(huán)強(qiáng)度概念,并基于循環(huán)強(qiáng)度概念,對(duì)波浪荷載作用下軟黏土地基上重力式平臺(tái)基礎(chǔ)及張力腿式平臺(tái)基礎(chǔ)的循環(huán)承載力提出了擬靜力計(jì)算方法。李馳等[8-10]在不固結(jié)不排水條件下進(jìn)行了大量的循環(huán)三軸試驗(yàn),通過對(duì)試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行分析,將Mises屈服準(zhǔn)則和循環(huán)強(qiáng)度相結(jié)合,考慮土單元初始靜剪應(yīng)力對(duì)其循環(huán)強(qiáng)度的影響,建議了一種依據(jù)土單元循環(huán)強(qiáng)度評(píng)價(jià)地基循環(huán)承載力的方法,并分析了單桶基礎(chǔ)的循環(huán)承載特性。范慶來等[11-12]采用該方法對(duì)大圓筒結(jié)構(gòu)循環(huán)承載力進(jìn)行了分析。肖忠等[13]建立了基于D-P屈服準(zhǔn)則的循環(huán)強(qiáng)度模型,實(shí)現(xiàn)了軟土地基上大圓筒結(jié)構(gòu)循環(huán)承載力計(jì)算并提出了加固方法。范書立等[14]將Mohr-Coulomb屈服準(zhǔn)則與循環(huán)強(qiáng)度相結(jié)合分析了斜向抗拔樁的循環(huán)承載力及其影響因素。

針對(duì)倒T型導(dǎo)管墻樁基防波堤結(jié)構(gòu)(圖1),王元戰(zhàn)等[3]基于有限元法分析了該結(jié)構(gòu)的承載特性及失穩(wěn)破壞模式,給出了穩(wěn)定性分析的簡(jiǎn)化方法。張連麗等[4]在有限元法分析基礎(chǔ)上得出樁側(cè)極限水平土抗力分布情況,通過與美國(guó)API規(guī)范[15]對(duì)比,建議采用API規(guī)范公式對(duì)新型防波堤的樁側(cè)土抗力進(jìn)行簡(jiǎn)化計(jì)算，并對(duì)文獻(xiàn)[3]中穩(wěn)定性簡(jiǎn)化分析方法進(jìn)行改進(jìn),根據(jù)結(jié)構(gòu)的不同失穩(wěn)原因,建議了相對(duì)應(yīng)的穩(wěn)定性簡(jiǎn)化計(jì)算方法。王元戰(zhàn)等[16-17]進(jìn)一步采用有限元法探討了不同結(jié)構(gòu)尺寸對(duì)穩(wěn)定性的影響。然而,對(duì)于飽和軟黏土地基在波浪等循環(huán)荷載作用下由于土體孔隙水壓增長(zhǎng)和土體結(jié)構(gòu)破壞而產(chǎn)生的循環(huán)軟化效應(yīng)及其對(duì)結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性的影響情況尚未進(jìn)行相關(guān)研究。

為了分析結(jié)構(gòu)在波浪荷載作用下的循環(huán)承載特性,本文考慮軟土地基循環(huán)軟化效應(yīng),通過二次開發(fā)將軟土的循環(huán)強(qiáng)度嵌入大型通用有限元軟件ABAQUS平臺(tái)中,基于擬靜力分析建立了倒T型導(dǎo)管墻樁基防波堤結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性計(jì)算模型。通過有限元法分析了結(jié)構(gòu)在波浪作用下的循環(huán)承載力,并探討了土體循環(huán)軟化效應(yīng)對(duì)結(jié)構(gòu)破壞模式產(chǎn)生的影響以及結(jié)構(gòu)尺寸參數(shù)對(duì)循環(huán)承載力的影響情況。

1 有限元分析方法

1.1 有限元模型

倒T型導(dǎo)管墻樁基防波堤結(jié)構(gòu)的基本尺寸如下:樁入土深度20 m、樁壁厚度20 mm、樁徑1.0 m、樁距3.0 m、底板寬度16 m、底板厚度0.6 m、肋板及立板厚度0.4 m。樁身均采用Q345鋼管樁,鋼管樁及混凝土材料參數(shù)見表1。

表1 鋼管樁及混凝土材料參數(shù)

圖2 結(jié)構(gòu)有限元計(jì)算域 (單位:m)

倒T型導(dǎo)管墻樁基防波堤結(jié)構(gòu)具有明顯的空間受力特性,波浪力垂直于防波堤軸線墻時(shí),構(gòu)件與平行于波浪方向的平面對(duì)稱。為提高計(jì)算效率,選取1組構(gòu)件的1/2作為分析對(duì)象,結(jié)構(gòu)有限元計(jì)算域示意圖見圖2。為降低邊界效應(yīng)對(duì)分析區(qū)域的影響,地基土體在水平方向取結(jié)構(gòu)前后各30倍樁徑,豎直方向取2倍樁入土深度,結(jié)構(gòu)和土體左右兩側(cè)采用對(duì)稱約束,地基土體在側(cè)面采用水平向約束,底部采用全約束。采用基本尺寸建立的倒T型導(dǎo)管墻樁基防波堤結(jié)構(gòu)與地基相互作用的三維彈塑性有限元模型見圖3。結(jié)構(gòu)與地基相互作用的有限元模型中,均采用三維1節(jié)點(diǎn)減縮積分實(shí)體單元C3D8R模擬。

圖3 結(jié)構(gòu)與地基相互作用三維有限元模型

飽和軟黏土在不排水不固結(jié)條件下的應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系采用基于Mohr-Coulomb屈服準(zhǔn)則的理想彈塑性模型,因飽和軟黏土在不固結(jié)不排水條件下體積幾乎不變,所以泊松比較大,取值范圍為0.450～0.499[11]。

在結(jié)構(gòu)與地基相互作用區(qū)域建立主從接觸面,包括底板底面、樁內(nèi)外壁、樁底與土體接觸的區(qū)域?？紤]到結(jié)構(gòu)彈性模量遠(yuǎn)大于土體彈性模量,指定結(jié)構(gòu)上的接觸面為主接觸面,土體上的接觸面為從接觸面。接觸本構(gòu)模型在切向方向采用庫(kù)侖摩擦本構(gòu)模型,法向采用硬接觸方式。依據(jù)美國(guó)API規(guī)范[15],黏性土對(duì)樁側(cè)單位面積的摩擦力f不大于黏性土不排水剪切強(qiáng)度cu。底板與土體的摩擦因數(shù)可依據(jù)JGT 298—1998《防波堤設(shè)計(jì)與施工規(guī)范》[18]的規(guī)定選取。

1.2 水文地質(zhì)條件

選取一組較為典型的深水波浪條件,設(shè)計(jì)高水位為10 m，設(shè)計(jì)波高為5 m，波長(zhǎng)72 m，波浪周期為8.1 s。采用JGT 213—1998《海港水文規(guī)范》[19]中平面直立墻波浪力的計(jì)算方法計(jì)算設(shè)計(jì)波浪荷載,取設(shè)計(jì)高水位波峰作用時(shí)為最不利情況,工程地質(zhì)條件見表2。

表2 工程地質(zhì)條件

1.3 加載系數(shù)及失穩(wěn)判別標(biāo)準(zhǔn)

為明確有限元數(shù)值計(jì)算時(shí)所施加荷載與設(shè)計(jì)荷載之間的關(guān)系,引入加載系數(shù)α[20-21]:

(1)

式中:PD為設(shè)計(jì)荷載;P為計(jì)算施加荷載。

失穩(wěn)判別標(biāo)準(zhǔn):采用荷載控制方式,通過逐步施加外荷載確定結(jié)構(gòu)在泥面處的位移,結(jié)合加載系數(shù)概念,得到加載系數(shù)-位移關(guān)系曲線,當(dāng)曲線的斜率接近零時(shí),根據(jù)理想塑性流動(dòng)概念,此時(shí)對(duì)應(yīng)的外荷載P即是結(jié)構(gòu)極限承載力Pu,此時(shí)的加載系數(shù)α即為安全系數(shù)K。

1.4 循環(huán)承載力計(jì)算方法、步驟及循環(huán)強(qiáng)度模型選取

1.4.1 循環(huán)承載力計(jì)算方法及步驟

Andersen等[6-7]通過大量軟土動(dòng)三軸試驗(yàn),得出可以利用循環(huán)強(qiáng)度的概念來描述靜荷載與循環(huán)荷載作用下軟土的強(qiáng)度。循環(huán)強(qiáng)度qf,d定義為在一定的循環(huán)次數(shù)下,當(dāng)土單元達(dá)到變形破壞標(biāo)準(zhǔn)時(shí)作用在剪切破壞面上的初始靜剪應(yīng)力和循環(huán)動(dòng)剪應(yīng)力之和:

(2)

式中:qf,d為某特定循環(huán)次數(shù)下的循環(huán)強(qiáng)度；qs、qf分別為作用在土單元破壞面上的初始靜剪應(yīng)力和動(dòng)剪應(yīng)力。

本文所采用的循環(huán)承載力計(jì)算方法就是依據(jù)土單元靜應(yīng)力和一定循環(huán)破壞次數(shù)確定相應(yīng)軟土的不固結(jié)不排水強(qiáng)度,通過擬靜力彈塑性有限元法分析結(jié)構(gòu)的循環(huán)承載力。這是一種擬靜力計(jì)算方法,是在破壞意義等效前提下的一種循環(huán)承載力簡(jiǎn)化計(jì)算方法。目前,基于擬靜力彈塑性有限元法的結(jié)構(gòu)循環(huán)承載力計(jì)算方法已被多人用于海洋結(jié)構(gòu)物基礎(chǔ)及深水結(jié)構(gòu)承載力的分析中[10-13]。不固結(jié)不排水條件下軟黏土在靜、動(dòng)荷載共同作用下的破壞遵循Mohr-Coulomb屈服準(zhǔn)則,并假定地基中任一點(diǎn)的廣義剪應(yīng)力q與室內(nèi)試驗(yàn)中試樣的靜應(yīng)力σs相等效,且?guī)r土塑性理論中廣義剪應(yīng)力定義為

(3)

式中:τ8為地基土單元八面體剪應(yīng)力;σ1、σ2、σ3分別為作用在地基中土單元上的大主應(yīng)力、中主應(yīng)力及小主應(yīng)力,且循環(huán)三軸試驗(yàn)中σ2=σ3。則靜應(yīng)力可等效為

(4)

根據(jù)式(3)(4)可建立實(shí)際地基中應(yīng)力狀態(tài)與循環(huán)三軸試驗(yàn)中土樣應(yīng)力狀態(tài)之間的等效關(guān)系,從而可將動(dòng)三軸試驗(yàn)得到的循環(huán)強(qiáng)度曲線應(yīng)用于實(shí)際地基問題分析中。根據(jù)上述分析,考慮波浪荷載作用下土體循環(huán)軟化效應(yīng),計(jì)算倒T型導(dǎo)管墻樁基防波堤結(jié)構(gòu)在波浪荷載作用下的循環(huán)承載力，具體計(jì)算步驟見文獻(xiàn)[16-17]。

定義結(jié)構(gòu)承載力降低程度β為

(5)

式中:p1、p2分別為未考慮土體循環(huán)軟化效應(yīng)和考慮土體循環(huán)軟化效應(yīng)后結(jié)構(gòu)的水平極限承載力。

1.4.2 循環(huán)強(qiáng)度模型的選取

王建華等[9]在不固結(jié)不排水條件下的大量循環(huán)三軸試驗(yàn)的基礎(chǔ)上,通過對(duì)試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行分析,得出了不同循環(huán)振次、不同靜應(yīng)力條件下的循環(huán)強(qiáng)度曲線。筆者考慮在七級(jí)風(fēng)的波浪條件下,波浪荷載的頻率約為 0.1 Hz,考慮結(jié)構(gòu)經(jīng)受一次典型的風(fēng)暴潮作用大約歷時(shí)3 h,相當(dāng)于基礎(chǔ)遭受1 000次循環(huán)荷載作用,故選取破壞標(biāo)準(zhǔn)εf和循環(huán)次數(shù)N分別為10%和1 000次對(duì)應(yīng)的循環(huán)強(qiáng)度曲線進(jìn)行相關(guān)計(jì)算,原曲線經(jīng)直線段擬合得到循環(huán)強(qiáng)度曲線表達(dá)式為[13]

2 有限元分析結(jié)果

針對(duì)基本尺寸有限元模型,分別采用彈性模型和彈塑性模型模擬鋼管樁,計(jì)算不考慮土體循環(huán)軟化效應(yīng)和考慮土體循環(huán)軟化效應(yīng)時(shí)倒T型導(dǎo)管墻樁基防波堤結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定性。為了清晰簡(jiǎn)便地表述計(jì)算結(jié)果,定義泥面處樁身節(jié)點(diǎn)為關(guān)鍵點(diǎn)A。A點(diǎn)加載系數(shù)-水平位移關(guān)系曲線見圖4,極限狀態(tài)下結(jié)構(gòu)應(yīng)力場(chǎng)分布云圖見圖5。

圖4 A點(diǎn)加載系數(shù)-水平位移關(guān)系曲線

根據(jù)圖4、圖5以及1.3節(jié)中失穩(wěn)判別標(biāo)準(zhǔn)判斷結(jié)構(gòu)安全系數(shù),將有限元計(jì)算結(jié)果整理如表3所示。

由表3可知,對(duì)于基本尺寸結(jié)構(gòu)模型,無論是否考慮土體軟化效應(yīng),樁身采用彈塑性模型模擬時(shí)比采用彈性模型模擬時(shí)所得結(jié)構(gòu)安全系數(shù)明顯降低,且樁身采用彈性模型時(shí)樁身最大應(yīng)力遠(yuǎn)大于屈服應(yīng)力,與樁身實(shí)際承載能力不符。經(jīng)分析可知,在土體達(dá)到極限之前樁身已屈服,出現(xiàn)塑性變形,引起結(jié)構(gòu)位移迅速增大,進(jìn)而導(dǎo)致結(jié)構(gòu)失穩(wěn)。綜上可知,樁身材料屈服是結(jié)構(gòu)失穩(wěn)的主要原因,在進(jìn)行結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性分析時(shí)樁身應(yīng)采用彈塑性模型模擬。

圖5 極限狀態(tài)下結(jié)構(gòu)應(yīng)力場(chǎng)分布云圖(單位：Pa)

采用模型是否考慮土體循環(huán)軟化效應(yīng)結(jié)構(gòu)安全系數(shù)極限狀態(tài)時(shí)樁身最大應(yīng)力值/MPa彈性模型否1.42997彈性模型是0.82601彈塑性模型否1.15388彈塑性模型是0.78373

圖6為樁身采用彈塑性模型時(shí)土體塑性變形分布云圖。由圖6可知,考慮土體軟化效應(yīng)后,地基土體塑性變形區(qū)域增大,塑性變形值也增大?？梢?考慮軟土地基循環(huán)軟化效應(yīng)后,倒T型導(dǎo)管墻樁基防波堤結(jié)構(gòu)循環(huán)承載力較極限承載力明顯降低,由式(5)計(jì)算可知,結(jié)構(gòu)極限承載力降低程度為32.17%,且破壞時(shí)地基中的等效塑性變形分布也存在較大差異,由此可見,分析倒T型導(dǎo)管墻樁基防波堤結(jié)構(gòu)的循環(huán)承載特性是非常必要的。

圖6 極限狀態(tài)下地基土塑性變形分布云圖

3 循環(huán)承載力影響因素分析

為研究倒T型導(dǎo)管墻樁基防波堤結(jié)構(gòu)尺寸參數(shù)對(duì)循環(huán)承載力的影響,在基本尺寸模型的基礎(chǔ)上,改變結(jié)構(gòu)尺寸參數(shù)進(jìn)行有限元分析。

3.1 樁入土深度

圖7 不同樁入土深度條件下A點(diǎn)加載系數(shù)-位移關(guān)系曲線

取樁入土深度為15 m、20 m、25 m,其他尺寸不變,樁身采用彈塑性模型模擬,結(jié)果如圖7所示。由圖7可知,無論是否考慮土體循環(huán)軟化效應(yīng),結(jié)構(gòu)的安全系數(shù)隨樁入土深度增加而增大的趨勢(shì)不變，但考慮循環(huán)軟化效應(yīng)后,結(jié)構(gòu)的循環(huán)承載力較不考慮軟化效應(yīng)時(shí)的極限承載力明顯降低，由式(5)計(jì)算可得,樁入土深度15 m、20 m、25 m對(duì)應(yīng)的承載力降低程度分別為38.61%、32.17%、28.90%?？梢娍紤]土體循環(huán)軟化效應(yīng)后,隨著樁入土深度的增大,結(jié)構(gòu)承載力降低程度呈單調(diào)遞減的趨勢(shì),這是因?yàn)闃度胪辽疃鹊脑黾右鸬鼗谐跏检o應(yīng)力分布值增大,進(jìn)而引起相應(yīng)地基中土單元循環(huán)強(qiáng)度值增大,所以承載力降低程度減小。需要說明的是,對(duì)于入土深度15 m的情況,由后文的分析可知,考慮土體循環(huán)軟化效應(yīng)后,結(jié)構(gòu)的破壞模式由樁身屈服引起結(jié)構(gòu)失穩(wěn)轉(zhuǎn)化為土體強(qiáng)度不足導(dǎo)致結(jié)構(gòu)破壞,即結(jié)構(gòu)失穩(wěn)時(shí)樁身抗彎性能沒有發(fā)揮完全,所以結(jié)構(gòu)承載力降低程度相對(duì)較大。

3.2 樁壁厚度

取樁壁厚度分別為15 mm、20 mm、25 mm,其他尺寸不變,樁身采用彈塑性模型模擬,結(jié)果如圖8所示。由圖8可知,無論是否考慮土體循環(huán)軟化效應(yīng),結(jié)構(gòu)的安全系數(shù)隨樁壁厚度增加而增大的趨勢(shì)不變，但考慮循環(huán)軟化效應(yīng)后,結(jié)構(gòu)的循環(huán)承載力較不考慮軟化效應(yīng)時(shí)的極限承載力明顯降低。由式(5)計(jì)算可得,樁壁厚度15 mm、20 mm、25 mm對(duì)應(yīng)的承載力降低程度分別為32.40%、32.17%、31.70%。可見考慮土體循環(huán)軟化效應(yīng)后,隨著樁壁厚度的增大,結(jié)構(gòu)承載力降低程度相差不大,這是因?yàn)楸诤褡兓秶淮髸r(shí)地基中初始靜應(yīng)力分布相近,因而地基中土單元循環(huán)強(qiáng)度相差不大。

圖8 不同樁壁厚度條件下A點(diǎn)加載系數(shù)-位移關(guān)系曲線

3.3 樁徑

取樁徑分別為1.0 m、1.2 m、1.5 m,其他尺寸不變,樁身采用彈塑性模型模擬,圖9給出了不同樁徑條件下A點(diǎn)加載系數(shù)-位移關(guān)系曲線。由圖9可知,無論是否考慮土體循環(huán)軟化效應(yīng),結(jié)構(gòu)的安全系數(shù)隨樁徑增加而增大的趨勢(shì)不變，但考慮循環(huán)軟化效應(yīng)后,結(jié)構(gòu)的循環(huán)承載力較不考慮軟化效應(yīng)時(shí)的極限承載力明顯降低。由式(5)計(jì)算可知,樁徑1.0 m、1.2 m、1.5 m對(duì)應(yīng)的承載力降低程度分別為32.17%、37.78%、41.20%?？梢娍紤]土體循環(huán)軟化效應(yīng)后,隨著樁徑的增大,結(jié)構(gòu)承載力降低程度呈單調(diào)增加的趨勢(shì),經(jīng)分析可知,雖然樁徑的增大引起地基中初始靜應(yīng)力分布值略大,相應(yīng)地基中土單元循環(huán)強(qiáng)度值較大,但是隨著樁徑的增大,樁身抗彎性能增強(qiáng),而由后文的分析可知,考慮土體循環(huán)軟化效應(yīng)后樁身的抗彎性能沒有發(fā)揮完全,尤其對(duì)于樁徑1.5 m的情況,考慮土體循環(huán)軟化效應(yīng)后結(jié)構(gòu)的破壞模式由樁身屈服引起結(jié)構(gòu)失穩(wěn)轉(zhuǎn)為土體強(qiáng)度不足導(dǎo)致結(jié)構(gòu)破壞,故結(jié)構(gòu)承載力降低程度相對(duì)較大。

圖9 不同樁徑條件下A點(diǎn)加載系數(shù)-位移關(guān)系曲線

3.4 樁間距

取樁間距分別為2 m、3 m、4 m,其他尺寸不變,樁身采用彈塑性模型模擬,圖10給出了不同樁間距條件下A點(diǎn)加載系數(shù)-位移關(guān)系曲線。由圖10可知,無論是否考慮土體循環(huán)軟化效應(yīng),結(jié)構(gòu)的安全系數(shù)隨樁間距增加而減小的趨勢(shì)不變，但考慮循環(huán)軟化效應(yīng)后,結(jié)構(gòu)的循環(huán)承載力較不考慮軟化效應(yīng)時(shí)的極限承載力明顯降低。由式(5)計(jì)算可知,樁間距2 m、3 m、4 m對(duì)應(yīng)的結(jié)構(gòu)承載力降低程度分別為36.18%、32.17%、28.72%。可見考慮土體循環(huán)軟化效應(yīng)后,隨著樁間距的變化增大,結(jié)構(gòu)承載力降低程度呈單調(diào)遞減的趨勢(shì),這是因?yàn)闃堕g距的增加引起地基中初始靜應(yīng)力分布值增大,進(jìn)而引起地基中土單元循環(huán)強(qiáng)度值增大,所以承載力降低程度減小。

圖10 不同樁間距條件下A點(diǎn)加載系數(shù)-位移關(guān)系曲線

3.5 底板寬度

取底板寬度分別為14 m、16 m、18 m,其他尺寸不變,樁身采用彈塑性模型模擬,圖11給出了不同底板寬度下A點(diǎn)加載系數(shù)-位移關(guān)系曲線。由圖11可知,無論是否考慮土體循環(huán)軟化效應(yīng),結(jié)構(gòu)的安全系數(shù)隨底板寬度增加而增大的趨勢(shì)不變，但考慮循環(huán)軟化效應(yīng)后,結(jié)構(gòu)的循環(huán)承載力較不考慮軟化效應(yīng)時(shí)的極限承載力明顯降低。由式(5)計(jì)算可知,底板寬度14 m、16 m、18 m對(duì)應(yīng)的承載力降低程度分別為31.19%、32.17%、30.00%。可見考慮土體循環(huán)軟化效應(yīng)后,隨著底板寬度的變化增大,結(jié)構(gòu)承載力降低程度相差不大,這是因?yàn)榈装鍖挾茸兓鸬牡鼗谐跏检o應(yīng)力分布相差不大,進(jìn)而使地基中土單元循環(huán)強(qiáng)度相差不大。

圖11 不同底板寬度下A點(diǎn)加載系數(shù)-位移關(guān)系曲線

4 結(jié)構(gòu)破壞模式分析

由文獻(xiàn)[5]可知,造成倒T型導(dǎo)管墻樁基防波堤結(jié)構(gòu)失穩(wěn)的原因有兩個(gè)，即結(jié)構(gòu)自身無法滿足強(qiáng)度要求和土體達(dá)到極限狀態(tài)。為了明確不同情況下各種尺寸結(jié)構(gòu)模型所對(duì)應(yīng)的破壞模式,對(duì)其進(jìn)行穩(wěn)定性分析,所得結(jié)構(gòu)安全系數(shù)及極限狀態(tài)時(shí)樁身最大應(yīng)力值統(tǒng)計(jì)見表4、表5。

由表4和表5可知,不考慮土體循環(huán)軟化效應(yīng)時(shí),對(duì)于各尺寸的結(jié)構(gòu)模型,樁身采用彈塑性模型模擬比采用彈性模型模擬所得結(jié)構(gòu)安全系數(shù)明顯降低,且樁身采用彈性模型模擬時(shí),樁身的最大應(yīng)力值遠(yuǎn)大于屈服應(yīng)力,樁身采用彈塑性模型模擬時(shí),樁身最大應(yīng)力值也明顯大于屈服應(yīng)力。由此可知,不考慮土體循環(huán)軟化效應(yīng)時(shí),各尺寸結(jié)構(gòu)模型失穩(wěn)模式均為樁身屈服,結(jié)構(gòu)自身無法滿足強(qiáng)度要求。

考慮土體循環(huán)軟化效應(yīng)后,對(duì)于大部分結(jié)構(gòu)模型,其失穩(wěn)模式?jīng)]有發(fā)生變化,仍然是樁身屈服,結(jié)構(gòu)自身無法滿足強(qiáng)度要求。但對(duì)于樁入土深度15 m和樁徑1.5 m的結(jié)構(gòu)模型,考慮土體循環(huán)軟化效應(yīng)后,樁身采用彈性模型和彈塑性模型模擬所得的結(jié)構(gòu)安全系數(shù)相同。對(duì)于樁入土深度15 m的結(jié)構(gòu)模型,

表4 不同模型結(jié)構(gòu)的安全系數(shù)

注：h為樁入土深度，t為樁壁厚度，d為樁徑，c為樁間距，b為底板寬度,下同。

表5 不同模型極限狀態(tài)時(shí)樁身最大應(yīng)力 MPa

考慮土體循環(huán)軟化效應(yīng)后樁身最大應(yīng)力值(290 MPa)明顯小于屈服應(yīng)力,可以判斷其結(jié)構(gòu)失穩(wěn)是由土體強(qiáng)度不足導(dǎo)致的。但對(duì)于樁徑1.5 m的結(jié)構(gòu)模型,考慮土體循環(huán)軟化效應(yīng)后樁身最大應(yīng)力值接近屈服應(yīng)力,無法直接判斷結(jié)構(gòu)失穩(wěn)原因。結(jié)合圖12可見,未考慮土體循環(huán)軟化效應(yīng)時(shí),結(jié)構(gòu)失穩(wěn)時(shí)樁身中段出現(xiàn)較為明顯的塑性變形區(qū),且塑性區(qū)幾乎擴(kuò)展至整個(gè)橫截面,形成塑性鉸,樁身屈服；而考慮土體軟化效應(yīng)時(shí),樁身塑性變形區(qū)小,且塑性變形值也較小,樁身未屈服破壞,故可判斷考慮土體循環(huán)軟化效應(yīng)后該模型結(jié)構(gòu)失穩(wěn)是由土體強(qiáng)度不足導(dǎo)致的。

圖12 極限狀態(tài)時(shí)樁身等效塑性應(yīng)變?cè)茍D(樁徑1.5 m)

可見,土體循環(huán)軟化效應(yīng)可能改變倒T型導(dǎo)管墻樁基防波堤結(jié)構(gòu)破壞模式。對(duì)于軟土地基上倒T型導(dǎo)管墻樁基防波堤結(jié)構(gòu)長(zhǎng)期受到波浪循環(huán)荷載作用,考慮地基土體的循環(huán)軟化效應(yīng)更符合工程實(shí)際,可更加合理地模擬結(jié)構(gòu)與地基之間相互作用,準(zhǔn)確判斷結(jié)構(gòu)失穩(wěn)的控制因素,使計(jì)算偏于安全。

5 結(jié) 論

a. 考慮軟土地基循環(huán)軟化效應(yīng)后,倒T型導(dǎo)管墻樁基防波堤結(jié)構(gòu)循環(huán)承載力較極限承載力明顯降低,本文模型承載力降低程度在28.72%～41.20%之間,且破壞時(shí)地基中的等效塑性變形分布也存在較大差異。

b. 考慮土體循環(huán)軟化效應(yīng)后,倒T型導(dǎo)管墻樁基防波堤結(jié)構(gòu)破壞模式有可能發(fā)生改變,其破壞模式可能由樁身屈服引起結(jié)構(gòu)失穩(wěn)轉(zhuǎn)化為土體強(qiáng)度不足導(dǎo)致結(jié)構(gòu)破壞。

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Finite element analysis of cyclic bearing capacity of the inverse T-type breakwater with jackets and pile foundations//

WANG Yuanzhan1,2, HE Linlin1,2

( 1.StateKeyLaboratoryofHydraulicEngineeringSimulationandSafety,TianjinUniversity,Tianjin300072,China; 2.MunicipalKeyLaboratoryofPortandMarineEngineering,TianjinUniversity,Tianjin300072,China)

Considering cyclic-softening effect of soft soil foundation, cyclic strength of soft soil was embedded in the framework of the general finite element software ABAQUS by secondary development. Then, taking into account the pseudo-static analysis, it has been formulated a calculation model about the structural stability of the inverse T-type breakwater with jackets and pile foundations. Cyclic bearing capacities of the structures under action of wave load have been analyzed with the finite element method, and the influence of cyclic-softening effect of soft soil foundation on structural failure mode as well as the influence of structure size parameters on cyclic bearing capacity has been discussed. The results show that the cyclic bearing capacity of the inverse T-type breakwater with jackets and pile foundations is clearly lower than the ultimate bearing capacity without considering cyclic-softening effect of soft soil, and the rate of reduction is between 28.72% and 41.20% for the structure model. In consideration of the cyclic softening effect of soft soil, the failure mode of the structure may change from structure displacement for piles body yielding to structural failure caused by soil strength insufficient.

inverse T-type breakwater with jackets and pile foundations; soft soil foundation; failure mode; cyclic strength; cyclic bearing capacity

國(guó)家自然科學(xué)基金(51279128)

王元戰(zhàn)(1958—),男，天津人,教授,博士,主要從事港口海岸及近海工程結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)研究。E-mail:yzwang@tju.edu.cn

10.3880/j.issn.1006-7647.2015.03.011

TV312

A

1006-7647(2015)03-0053-08

2014-02-20 編輯：駱超)