賀林林，劉 洋，鄧 曉

(1.重慶交通大學 國家內河航道整治工程技術研究中心，重慶 400074；2.長江科學院，湖北 武漢 430019；3.重慶水利電力職業(yè)技術學院，重慶 402160)

離岸深水全直樁碼頭結構群樁基礎工作性狀有限元分析

賀林林1，劉 洋2，鄧 曉3

(1.重慶交通大學 國家內河航道整治工程技術研究中心，重慶 400074；2.長江科學院，湖北 武漢 430019；3.重慶水利電力職業(yè)技術學院，重慶 402160)

采用有限元法，建立了全直樁碼頭結構-地基相互作用的三維彈塑性有限元模型，研究了該結構群樁基礎中各樁荷載分擔比、樁身彎矩分布、樁側土壓力分布、群樁效應特性及樁基臨界入土深度。結果表明：離岸深水全直樁碼頭結構群樁基礎中群樁效應可忽略不計，這為研究該結構穩(wěn)定性計算方法時可不考慮群樁效應。通過計算確定了該離岸深水全直樁碼頭結構水平承載群樁的臨界入土深度。

港口工程；巖土工程；離岸深水全直樁碼頭；有限元法；群樁效應；臨界入土深度

近幾十年來，由于我國持續(xù)的建港高潮，較易開發(fā)的近岸岸線資源使用殆盡，離岸深水港建設成為我國水運工程發(fā)展的必然趨勢。全直樁碼頭結構由于工程造價低且船舶泊穩(wěn)條件好、外海施工方便，是適用于軟土地基上離岸深水海域的新型高樁碼頭結構型式[1]。

離岸深水全直樁碼頭結構一般位于無掩護的開敞海域，受波浪等荷載作用嚴重，且隨水深增加，樁柱必須加長，其承載機理與傳統(tǒng)高樁碼頭結構存在較大差異[2]。在水平荷載作用下，離岸深水全直樁碼頭結構的群樁基礎中樁與樁之間可能產生互相影響，已有學者針對其他結構群樁基礎受力及變形進行了相關研究[3-6]。但對于離岸深水全直樁碼頭這種新型結構群樁基礎中群樁效應尚不明確，且無規(guī)范可循。學者們對該結構穩(wěn)定性計算方法研究也是基于現有經驗[2,7-8]，并未對離岸深水全直樁碼頭結構群樁基礎工作性狀及群樁效應特性進行深入研究。

筆者采用有限元法對離岸深水全直樁碼頭結構群樁基礎工作性狀、樁身荷載分擔比、樁身彎矩分布、樁側土壓力分布、群樁效應特性及樁基臨界入土深度等進行全面的分析，并在計算結果的基礎上確定了離岸深水全直樁碼頭水平承載群樁的群樁效應影響程度和樁基臨界入土深度。

1 有限元分析模型

某港離岸深水全直樁碼頭結構工程，結構方案為全直樁梁板式的典型群樁基礎結構?；鶚毒捎娩摴軜?，鋼管樁及混凝土材料參數見表1，水文條件見表2，工程地質條件見表3。

表1 鋼管樁及混凝土材料參數

表2 水文條件

表3 各土層主要參數

選取該離岸深水碼頭一榀橫向排架為研究對象，利用大型有限元軟件ABAQUS建立的結構-地基相互作用三維彈塑性有限元分析模型及邊界條件見圖1。模型中，采用三維八節(jié)點減縮積分實體單元C3D8R模擬。鋼管樁材料參數采用彈塑性模型模擬，軟黏土材料參數采用基于Mohr-Coulomb屈服準則的理想彈塑性模型，并通過設置主從接觸面模擬樁土相互作用。

圖1 全直樁碼頭結構-地基相互作用有限元分析模型Fig.1 The finite element model simulating the interaction between all vertical piled structure and ground

根據規(guī)范及相關文獻[9-13]計算設計船舶撞擊力荷載為船舶靠岸時的撞擊力PD=1 624 kN。已有研究成果表明[1]，該離岸深水全直樁碼頭水平向控制荷載為船舶撞擊力荷載，其安全系數為3.34。筆者采用撞擊力荷載進行相關分析。

2 水平荷載作用下群樁工作性狀

為闡明水平荷載作用下離岸深水全直樁碼頭結構群樁基礎的工作性狀，采用有限元法對依托工程進行相關分析。

2.1 群樁基礎中各樁荷載分擔比

荷載作用方向及樁身編號如圖2。以設計撞擊力為基準，水平荷載取不同值，分別取施加荷載為設計荷載的0.50，1.00，2.00，2.50，3.34倍(極限承載狀態(tài))進行計算。隨著荷載的增加，各樁荷載分擔比變化情況見圖3。

圖2 荷載作用方向及樁身編號Fig.2 Loading direction and the pile number

圖3 各樁荷載分擔比與荷載大小關系Fig.3 The relationship of load shared ratio and loads size

由圖3可知，當施加荷載為0.5倍設計荷載時，4#樁荷載分擔比最大，1#樁最小，2#樁和3#樁荷載分擔比相近，其值介于1#樁和4#樁之間，但4根樁荷載分擔比相差不大；這說明施加荷載較小時，各樁變形相差不大，樁周土體分布比較接近。

隨著施加荷載的增加，4#樁荷載分擔比不斷上升，1#樁荷載分擔比逐漸降低，2#樁和3#樁荷載分擔比幾乎保持不變。接近極限狀態(tài)時，4#樁荷載分擔比達最大值，1#樁荷載分擔比達最小值；這主要是開始受力大的樁其樁前土體更早進入塑性狀態(tài)，由于土體具有彈塑性，進入塑性狀態(tài)后，其變形隨著荷載增加呈非線性增長，且隨著荷載的增加，受力大的樁其樁前土體最先進入塑性狀態(tài)，土體的變形增大的速度比受力小的樁要大，因此其樁前土體受壓產生的土抗力也要增大，故樁身所分擔的荷載比相應增加。

2.2 群樁基礎中各樁樁身彎矩分布

以設計撞擊力為基準，水平荷載取不同值，分別取施加荷載為設計荷載的0.50，1.00，2.00，2.50，3.34倍(極限承載狀態(tài))進行計算，分析群樁基礎中各樁樁身彎矩分布情況。

圖4為不同水平荷載作用下，群樁基礎中泥面以下各樁樁身彎矩分布。

圖4 不同水平荷載作用下樁身彎矩分布Fig.4 Bending moment distribution of pile under different horizontal loading

由圖4可知，相同荷載作用下，各樁樁身彎矩變化形式一致，其變化形式均是從泥面開始沿深度增加到最大值，再由最大值開始沿深度逐漸減小，最后趨于穩(wěn)定的極小值；隨著水平荷載增加，各樁樁身彎矩值增大并向下延伸，但幅度不大，同時樁身彎矩最大值的位置也依次向下略有延伸。

2.3 群樁基礎中各樁樁側土壓力

為清晰表述土壓力分布情況，圖5給出樁側土壓力參考點分布示意。

圖5 樁側土壓力參考點分布平面Fig.5 Pile bilateral soil pressure reference point distribution plane

2.3.1 樁側環(huán)向土壓力

依次選取泥面A點，泥面以下2.4，4.0，13.5，27.0，34.0 m處為B點、C點、D點、E點及F點，按照圖5中的方向(O1→M→O2→N→O1)展開，以1#樁為例，撞擊力極限狀態(tài)時，樁側土壓力沿樁身環(huán)向分布見圖6。

圖6 水平極限狀態(tài)時，1#樁外壁環(huán)向土壓力分布Fig.6 Circumferential distribution of earth pressure around outer wall of pile in the limit state

由圖6可知，A，B，C點土壓力分布形式相同，其分布形式為：M點處為最大值，沿兩側環(huán)向逐漸減小至迎浪側最小，最小值為0，樁土間呈分離狀態(tài)；D，E點土壓力分布形式相同，其分布形式為：M點處為最小值，沿兩側環(huán)向逐漸增大，在迎浪側繼續(xù)增大至N點處達最大值；F點沿樁側環(huán)向均有土壓力分布，M點處為最大值，N點處最小值。

2.3.2 樁側豎向土壓力

由分析可知，樁外壁背浪側M點、迎浪側N點土壓力值變化最大，故以M點和N點為代表點研究沿樁外壁樁側豎向土壓力分布情況。以1#樁為例，不同荷載作用下，樁側豎向土壓力分布情況見圖7。

圖7 1 #樁外壁豎向土壓力分布Fig.7 Vertical distribution of earth pressure of outer wall of 1 # pile

由圖7可知，在荷載水平較低時，沿深度方向豎向土壓力分布情況為沿M點為上部被動土壓力、下部靜止土壓力，基本無主動土壓力；而沿N點為上部土壓力為0、下部為靜止土壓力。隨著荷載水平的增大，沿深度方向豎向土壓力分布情況為：沿M點為上部被動土壓力、中部主動土壓力、下部靜止土壓力形式；而沿N點為：上部為0、中部為被動土壓力、下部為靜止土壓力。

圖8為水平極限狀態(tài)時地基土體應力場分布、等效塑性變形分布和水平位移場分布云圖。

圖8 水平極限狀態(tài)時地基土體云圖Fig.8 Cloud picture of soil in the limit state

由圖8(a)，(b)可知群樁基礎相互之間影響不大;但是由圖8(c)可知，樁與樁之間位移場仍存在較明顯的相互影響現象，故有必要對群樁基礎中群樁效應影響程度進行分析。

3 群樁效應分析

通過美國、德國、波蘭及挪威等各國有關規(guī)范規(guī)定的水平力作用下群樁效應臨界樁距對比可知[14]，平行于荷載作用方向的樁與樁之間的縱向影響明顯大于垂直于荷載作用方向的樁與樁之間的橫向影響，故縱向群樁效應臨界樁距的取值也遠大于橫向群樁效應的臨界樁距的取值。多數規(guī)范取縱向臨界樁距為S=8D(D為樁徑或者樁寬)，少數取值S=6D，而日本《港口設計施工標準》(1989年)建議的群樁效應臨界樁距比較小，其中砂土的取值是基于模型試驗的，而黏性土的資料很少，幾乎沒有，其依據不夠充分。

依托工程碼頭結構中的縱向樁間距S約為6倍樁徑，且作用于軟土地基上，結構的群樁效應是否明顯尚不確定，為了明確該全直樁碼頭的群樁效應，利用有限元法進行了相關分析。

3.1 橫向群樁效應分析

為研究離岸深水全直樁碼頭結構群樁基礎的群樁效應，所建模型均采用文中依托工程中相關參數。由于垂直于荷載作用方向的樁與樁之間的橫向影響遠小于平行于荷載作用方向的樁與樁之間的縱向影響，研究離岸深水全直樁碼頭結構橫向群樁效應時，僅對樁間距影響進行分析。建立單樁模型1與2，其中模型1樁周地基土體取15倍樁徑，模型2樁側地基土體橫向建立一倍排架間距，縱向取為15倍樁徑，排架兩側對稱約束，單樁有限元分析模型對比如圖9。

圖9 單樁有限元計算模型Fig.9 The finite element calculation model of single pile

圖10給出了采用模型1與2進行計算時樁頂位移與施加荷載關系曲線對比。由圖10可知，采用兩種模型計算所得曲線完全重合，說明兩種計算結果相同。由此說明：水平荷載作用下，該離岸深水全直樁碼頭結構橫向排架間無群樁效應。

圖10 單樁樁頂荷載-位移關系曲線對比Fig.10 Relationship of load and displacement on the top of single pile

3.2 縱向群樁效應分析

已知群樁基礎中樁與樁之間的縱向影響遠大于樁與樁之間的橫向影響，所以縱向群樁效應是分析的重點，且樁間距是群樁效應的最主要影響因素。為了分析離岸深水全直樁碼頭結構縱向群樁效應，其他尺寸不變，改變樁間距，取樁間距與樁徑比值S/D=5，6，7，8進行計算。計算的過程中，為建模方便，樁頂承臺均建立統(tǒng)一簡化結構模擬，不設立橫縱梁等細部結構。

圖11(a)給出了不同樁間距且水平荷載為2 000 kN時，承臺頂部水平位移對比；圖11(b)給出了不同樁間距時，水平極限荷載作用下，結構安全系數對比。

圖11 不同徑距比時對比Fig.11 Comparison with different ratio of diameter and span of piles

由圖11分析可知，樁間距由5D增加至8D的過程中，相同荷載作用下，結構頂部水平位移相差極小，結構安全系數也幾乎相同。由此說明：該結構群樁基礎中可忽略縱向群樁效應。離岸深水全直樁碼頭結構一般縱向樁間距大于5倍樁徑，由此可判斷，離岸深水全直樁碼頭結構群樁基礎中可忽略樁與樁之間縱向群樁效應。

4 群樁基礎臨界入土深度分析

離岸深水全直樁碼頭結構失穩(wěn)是由樁身強度控制的，水平極限狀態(tài)時，樁身達到屈服應力，出現塑性變形進而引起結構位移迅速增大而失穩(wěn)。樁基入土深度在35～45 m范圍內，樁基入土深度變化對結構水平極限承載力幾乎沒有影響。由此表明：該結構存在某一樁基入土深度臨界值，當樁基入土深度超過臨界值時，隨著樁基入土深度的增加，結構承載力保持不變。

為明確該離岸深水全直樁碼頭結構群樁基礎臨界入土深度，其他尺寸不變，分別取樁基入土深度為15，17，18，20，25，28，30，35，40，45 m進行水平極限承載力分析。圖12給出不同樁基入土深度對應的結構安全系數。

圖12 樁基入土深度不同時結構安全系數對比Fig.12 Comparison of structure safety factor with different pile penetrations

由圖12可知，樁基入土深度小于18 m時，隨著樁基入土深度的增加結構水平極限承載力增大；當樁基入土深度大于18 m時，隨著樁基入土深度的增加，結構水平極限承載力基本保持不變。由此可判斷，該結構樁基入土臨界深度L0≈18 m，為10D，D為樁徑。在實際工程設計中，在滿足豎向承載力要求的前提下，建議參考此類結構樁基臨界入土深度進行設計，做出經濟合理的選擇。

5 結 論

筆者采用有限元法，建立了全直樁碼頭結構-地基相互作用的三維彈塑性有限元模型。對該結構群樁基礎中各樁荷載分擔比、樁身彎矩分布、樁側土壓力分布、群樁效應特性及樁基臨界入土深度等進行了深入的研究，并得到如下結論：

1)在計算結果的基礎上，明確了離岸深水全直樁碼頭結構橫向群樁效應不明顯，且縱向樁間距由5D增加至8D的過程中，相同荷載作用下，結構頂部水平位移相差極小，結構水平極限承載力也大致相同。離岸深水全直樁碼頭結構一般縱向樁間距大于5倍樁徑，由此可以判斷，離岸深水全直樁碼頭結構群樁基礎中縱向群樁效應也不明顯，即離岸深水全直樁碼頭結構的群樁效應可忽略。該結論為研究該結構穩(wěn)定性計算方法時不考慮群樁效應提供了依據。

2)進一步通過計算，確定了該離岸深水全直樁碼頭水平承載群樁的臨界入土深度L0≈18 m，為10D(D為樁徑)。在實際工程設計中，在滿足豎向承載力要求的前提下，建議參考樁基臨界入土深度，做出經濟合理的選擇。

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Finite Element Analysis on Working Behavior for Group Pile Foundation in All-Vertical-Piled Wharf in Offshore Deep-Water

HE Linlin1，LIU Yang2，DENG Xiao3

(1. National Engineering Research Center for Inland Waterway Regulation, Chongqing Jiaotong University, Chongqing 400074, P.R.China; 2. Changjiang River Scientific Research Institute, Wuhan 430019, Hubei, P.R.China; 3.Chongqing Water Resources and Electric Engineering College, Chongqing 402160, P.R.China)

A 3D elastic-plastic finite element model was established to simulate the interaction between all-vertical piled wharf structure and the ground. Pile load sharing ratio in the group pile foundation, bending moment distribution of pile bodies, soil pressure on pile lateral sides, characteristic of effect of group piles and the critical penetration depth of piles were investigated thoroughly and overall by using the finite element method. The results show that, it is obtained that the group pile effect can be ignored for all-vertical-piled wharf in deep water offshore, that provides basis for ignoring group pile effect in this structural stability calculation and the critical penetration depth of the horizontal bearing group pile in all-vertical piled wharf in deep water offshore.

port engineering; geotechnical engineering; all-vertical-piled wharf in offshore deep-water; finite element method; effect of pile group; the critical penetration depth

10.3969/j.issn.1674-0696.2016.05.17

2015-10-12；

2015-10-23

重慶市教委基金項目(KJ1500518)

賀林林(1983—)，女，黑龍江齊齊哈爾人，講師，博士，主要從事港口海岸、近海工程結構設計理論和計算方法、土與結構方面的研究。E-mail:helinl@126.com。

U656.1+1;TU412.4；TV31

A

1674-0696(2016)05-079-06