封 磊,張淑華,王文華,徐思遠(yuǎn),孫潔瑩

(河海大學(xué) 港口海岸與近海工程學(xué)院,南京 210098)

固定式起重機(jī)荷載作用下扶壁碼頭結(jié)構(gòu)內(nèi)力計(jì)算研究

封 磊,張淑華,王文華,徐思遠(yuǎn),孫潔瑩

(河海大學(xué) 港口海岸與近海工程學(xué)院,南京 210098)

為了研究在固定式起重機(jī)荷載作用下的扶壁式碼頭結(jié)構(gòu)內(nèi)力計(jì)算方法，文章使用ANSYS建立了三維有限元模型，利用有限元模型計(jì)算出扶壁結(jié)構(gòu)立板和底板應(yīng)力，進(jìn)而計(jì)算出板的彎矩。將立板與底板彎矩和規(guī)范計(jì)算值對(duì)比，根據(jù)有限元模型計(jì)算結(jié)果，對(duì)立板和底板不同方向的彎矩提出了新的簡(jiǎn)化計(jì)算模型。在固定式起重機(jī)荷載作用下，立板與底板的內(nèi)力與規(guī)范的計(jì)算方法差距較大，而采用文章中提出的新的簡(jiǎn)化計(jì)算模型差距較小。

扶壁碼頭;固定式起重機(jī);數(shù)值模擬;簡(jiǎn)化計(jì)算模型

扶壁碼頭是一種以采用鋼筋混凝土扶壁作為主體結(jié)構(gòu)的重力式碼頭，由立板、底板和肋板互相連接組成。扶壁碼頭施工速度快，施工工藝成熟，廣泛應(yīng)用于我國(guó)南方。

隨著長(zhǎng)江12.5 m深水航道工程的進(jìn)行，許多碼頭原有裝卸工藝面臨挑戰(zhàn)。長(zhǎng)江沿岸某扶壁碼頭采用增添若干臺(tái)固定式起重機(jī)的方法以增加碼頭吞吐量。由于扶壁碼頭的碼頭地面均以回填土為基礎(chǔ)形成，因而在類(lèi)似固定式起重機(jī)荷載這種土體受力面積小，局部應(yīng)力大，且存在較大彎矩的情況下，扶壁結(jié)構(gòu)本身的內(nèi)力分布受到較大的影響。在以規(guī)范為基礎(chǔ)的扶壁式結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)中，規(guī)范中的計(jì)算方法造成設(shè)計(jì)的結(jié)構(gòu)剛度、強(qiáng)度有較大富余,這樣浪費(fèi)了材料，增加了整體重量。

圖1 立板、底板彎矩計(jì)算簡(jiǎn)圖Fig.1 Calculation of bending moment of vertical plate and bottom plate

國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)扶壁式結(jié)構(gòu)內(nèi)力計(jì)算方面進(jìn)了研究[1-7]，但多數(shù)為對(duì)扶壁式擋土墻的內(nèi)力計(jì)算研究，對(duì)于地面荷載較大的扶壁式碼頭的內(nèi)力計(jì)算沒(méi)有提出很好地解決辦法。而目前行業(yè)內(nèi)常采用的簡(jiǎn)化與實(shí)際情況有所偏差，為了使碼頭設(shè)計(jì)更加經(jīng)濟(jì)合理，確保工程結(jié)構(gòu)安全可靠，本文根據(jù)該碼頭的實(shí)際情況，采用數(shù)值模擬方法研究扶壁結(jié)構(gòu)底板和立板的結(jié)構(gòu)內(nèi)力，與規(guī)范計(jì)算結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，并提出了更符合實(shí)際的簡(jiǎn)化計(jì)算模型，以供其他工程參考。

1 規(guī)范中的簡(jiǎn)化計(jì)算方法

在《水工擋土墻設(shè)計(jì)規(guī)范》中，對(duì)扶壁碼頭結(jié)構(gòu)內(nèi)力計(jì)算方法為[12]：

扶壁式擋土墻的墻身和底板，在距墻身和底板交線1.5Lx區(qū)段以?xún)?nèi)(Lx為扶壁或隔墻凈距)可按在梯形荷載作用下的三邊固支、一邊自由的雙向板計(jì)算，其余部分可按單向板或連續(xù)板計(jì)算，梯形荷載可分解為三角形荷載和均布荷載。規(guī)范中的計(jì)算方法主要考慮梯形荷載分布，未考慮碼頭荷載較為復(fù)雜時(shí)，結(jié)構(gòu)受力并非簡(jiǎn)單的梯形分布時(shí)的情況。

My0=my0qLx2M0x=m0xqLx2M0x0=m0x0qLx2

(1)

圖2 碼頭結(jié)構(gòu)斷面圖Fig.2 Cross-section diagram of buttressed wharf

式中：Mx、Mx0分別為平行于Lx方向的跨中和固端彎矩(kN·m)；My、My0分別為平行于Ly方向的跨中和固端彎矩(kN·m)；M0x、M0x0分別為自由邊平行于Lz方向的跨中和固端彎矩(kN·m)；mx、mx0、my、my0、m0x、m0x0分別為相應(yīng)彎矩的計(jì)算系數(shù)，可由規(guī)范查表得；q為計(jì)算荷載強(qiáng)度，kPa，當(dāng)計(jì)算三角形荷載時(shí)，q=q1-q2，當(dāng)計(jì)算均布荷載時(shí)，q=q1；Lx為計(jì)算長(zhǎng)度，m。

2 碼頭結(jié)構(gòu)建模

2.1碼頭概況

碼頭結(jié)構(gòu)為雙肋扶壁，底板寬6 m，長(zhǎng)10 m，底板肋板立板均厚0.5 m，前趾寬1 m，肋板間距4.5 m。碼頭結(jié)構(gòu)斷面圖見(jiàn)圖2。

圖3 固定式起重機(jī)基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)斷面圖、平面圖Fig.3 Plane and cross-section diagram of fixed crane foundation

固定式起重機(jī)基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)(圖3)距碼頭前沿2.5 m，位于扶壁碼頭兩肋板之間，主體結(jié)構(gòu)為埋入土中的6 m×6 m×3 m鋼筋混凝土塊體。地質(zhì)條件見(jiàn)表1。

表1 各土層主要參數(shù)Tab.1 Properties of soil layers

2.2計(jì)算工況

建模時(shí)的水位選取設(shè)計(jì)高水位8.33 m，剩余水頭0.3 m，施加地面荷載為吊機(jī)基礎(chǔ)底面荷載(表2)。荷載值均采用組合值[13]，作用組合為持久組合：設(shè)計(jì)高水位自重+土壓力(設(shè)計(jì)高水位)+剩余水壓力(設(shè)計(jì)高水位)+(設(shè)計(jì)高水位)地面荷載，計(jì)算時(shí)的分項(xiàng)系數(shù)分別?。?.20、1.35、1.05、1.25。

表2 固定吊機(jī)基礎(chǔ)荷載Tab.2 Load of fixed crane

2.3建立模型

建立模型時(shí)在土體中挖去固定式起重機(jī)基礎(chǔ)所占的部分，固定式起重機(jī)荷載加在其基礎(chǔ)底面與土體接觸處。挖去土體部分長(zhǎng)6 m，寬6 m，深3 m。扶壁結(jié)構(gòu)和土體分別采用實(shí)體單元solid65和solid45。土體采用DP模型，各參數(shù)見(jiàn)表1。扶壁結(jié)構(gòu)的彈性模量E=3.0×1010kPa，泊松比μ=0.167，重度γ=25 kNm3。

扶壁結(jié)構(gòu)底部土體約束Z向位移，即允許模型底邊界有水平滑動(dòng)；取變形縫之間的擋墻為一個(gè)計(jì)算單元，扶壁結(jié)構(gòu)變形縫間距為10 m，扶壁結(jié)構(gòu)兩端為自由端；模型土體兩側(cè)約束X向位移，允許有沉降和前后滑動(dòng)；墻前、后土體邊界約束Y向位移，即允許有縱向位移和沉降。土體建立模型見(jiàn)圖4。

3 計(jì)算結(jié)果分析

使用ANSYS建立模型并計(jì)算出底板與立板的應(yīng)力值，導(dǎo)入MATLAB計(jì)算彎矩值并繪制圖形。

圖4 碼頭結(jié)構(gòu)實(shí)體模型Fig.4 Model of wharf structure

3.1立板計(jì)算

立板背側(cè)Mz與Mx的計(jì)算結(jié)果見(jiàn)圖5、圖6。Mz與Mx均為對(duì)稱(chēng)分布。正彎矩Mz極值為32.32 kN·m，X=7.5 m，Z=8.52 m；負(fù)彎矩Mz極值為-21.27 kN·m，此時(shí)X=7 m，Z=3.13 m?？梢钥闯觯瑥澗貥O值均出現(xiàn)在前壁面板與扶壁交界處。Mx最大值為14.92 kN·m，X=7.5 m，Z=8.73 m；Mx最小值為1.01 kN·m，此時(shí)X=2.5 m，Z=2.41 m。

將立板彎矩的數(shù)值模擬結(jié)果與按規(guī)范計(jì)算值結(jié)果進(jìn)行對(duì)比(表3)，在吊機(jī)基礎(chǔ)底面以上部分，數(shù)值模擬結(jié)果大于規(guī)范值，X方向數(shù)值模擬結(jié)果約為彎矩規(guī)范值的2倍；而在吊機(jī)基礎(chǔ)底面以下部分，數(shù)值模擬結(jié)果小于規(guī)范值，X方向彎矩規(guī)范值約為數(shù)值模擬結(jié)果的4倍。

有限元方法分析結(jié)果與規(guī)范方法分析結(jié)果差別較大，原因是固定式起重機(jī)基礎(chǔ)埋入土中一定深度，并非完全位于碼頭地面處，固定式起重機(jī)產(chǎn)生的荷載改變了立板應(yīng)力分布。由吊機(jī)荷載產(chǎn)生的附加土壓力對(duì)立板的應(yīng)力分布產(chǎn)生了較大的影響，應(yīng)力在吊機(jī)底面附近變化較大，從而增加了立板在吊機(jī)底面以上部分彎矩的變化速率。

圖5 立板X(qián)方向彎矩MX 圖6 立板Z方向彎矩MzFig.5 MX of the vertical plate Fig.6 Mz of the vertical plate

前壁板彎矩M(規(guī)范值)(kN·m)前壁板彎矩M(計(jì)算值)(kN·m)壁板1.5L以上1.5L以下X8.48X29.54Z21.28吊機(jī)基礎(chǔ)底面以上吊機(jī)基礎(chǔ)底面以下X14.92Z32.32X6.8Z21.27

3.2底板計(jì)算

底板背側(cè)My與MX的計(jì)算結(jié)果見(jiàn)圖7、圖8。Y=0～0.5 m為底板與水體接觸部分，Y=0.5～1 m為底板與前壁板交界處。Y=1～6 m處X方向彎矩MX特征較為明顯，在扶壁與底板交界處，MX的值最小，最小值為-6.45 kN·m，在兩側(cè)與中點(diǎn)處彎矩最大，最大值為20.33 kN·m。正向彎矩My極值46.37 kN·m，此時(shí)X=5 m，Y=3.75 m；負(fù)向彎矩My極值80.64 kN·m，此時(shí)X=2 m，Y=3.25 m。

將底板彎矩的數(shù)值模擬結(jié)果與按規(guī)范計(jì)算值結(jié)果進(jìn)行對(duì)比(表4)，My的規(guī)范值與數(shù)值模擬計(jì)算結(jié)果比較接近，而MX的規(guī)范值與為數(shù)值模擬計(jì)算結(jié)果相差較大。

底板的有限元方法分析結(jié)果與規(guī)范方法分析結(jié)果差別較大，原因同立板。在于固定式起重機(jī)產(chǎn)生較大的豎向荷載，而起重機(jī)位于兩肋板之間，對(duì)于肋板之間的底板部分應(yīng)力分布影響較大。

表4 底板彎矩計(jì)算結(jié)果表Tab.4 Calculation results of the bottom plate bending moment

圖7 底板Y方向彎矩My 圖8 底板X(qián)方向彎矩MXFig.7 My of the bottom plate Fig.8 MX of the bottom plate

4 簡(jiǎn)化計(jì)算方法

對(duì)于立板和底板彎矩計(jì)算方法的簡(jiǎn)化[8-11]，目的是計(jì)算出與實(shí)際情況更加接近的彎矩值。因而在選擇彎矩計(jì)算的簡(jiǎn)化模型時(shí)，更加關(guān)注其彎矩極值所在截面。在簡(jiǎn)化計(jì)算模型中，固定式起重機(jī)荷載簡(jiǎn)化為位于碼頭地面的梯形分布荷載。本節(jié)提出的簡(jiǎn)化計(jì)算模型，將立板與底板按不同受力情況劃分板帶，再根據(jù)板帶彎矩分布情況簡(jiǎn)化為不同約束的超靜定梁，以超靜定梁計(jì)算出的最大彎矩值作為板帶所受的最大彎矩值。

將固定式起重機(jī)荷載簡(jiǎn)化為作用在碼頭地面范圍內(nèi)的梯形荷載，按規(guī)范根據(jù)立板所受靜水壓力、土壓力的永久工況組合值等計(jì)算出立板荷載分布，并在板帶范圍內(nèi)取最大值作為立板彎矩計(jì)算中的均布荷載；按規(guī)范公式計(jì)算出碼頭結(jié)構(gòu)前趾應(yīng)力和后趾應(yīng)力，并取最大值減去碼頭自重產(chǎn)生的均布?jí)簭?qiáng)作為底板彎矩計(jì)算中的均布荷載。

4.1立板彎矩MZ的水平分帶分布規(guī)律

根據(jù)立板彎矩MZ的分布規(guī)律，將其按水平分帶分為兩段，確定簡(jiǎn)化模型。

圖9 Z=6.44～8.73 m段MZ分布曲線 圖10 立板Z=6.44～8.73 m段MZ計(jì)算模型Fig.9 Distribution curve of MZ(Z=6.44～8.73 m) Fig.10 Computational model of MZ(Z=6.44～8.73 m)

當(dāng)Z=6.44～8.73 m(固定式起重機(jī)基礎(chǔ)底部高程—碼頭地面高程)時(shí)，彎矩在支座(扶壁處)到達(dá)極值，在跨中時(shí)值為0，可以簡(jiǎn)化為兩端固支，跨中鉸接的超靜定梁，簡(jiǎn)化計(jì)算模型如圖10。

式中：q為板帶底部所受均布荷載強(qiáng)度，kPa；L為擋墻扶壁肋板中心線間長(zhǎng)度，m。

圖11 立板Z=0.5～6.44 m MZ分布曲線 圖12 立板Z=0.5～6.44 m MZ計(jì)算模型Fig.11 Distribution curve of MZ(Z=0.5～6.44 m)Fig.12 Computational model of MZ(Z=0.5～6.44 m )

立板Z=0.5～6.44 m(立板底部高程～固定式起重機(jī)基礎(chǔ)底部高程)段可簡(jiǎn)化為以扶壁為固定端的超靜定梁，簡(jiǎn)化計(jì)算模型如圖12。

根據(jù)圖12-a立板計(jì)算模型，荷載為q，軸向彎矩 計(jì)算簡(jiǎn)圖如圖12-b所示，各內(nèi)力分別為

式中：q為板帶底部所受均布荷載強(qiáng)度，kPa；L為擋墻扶壁肋板中心線間長(zhǎng)度，m。

4.2立板彎矩Mx的豎向分帶分布規(guī)律

根據(jù)立板彎矩 的分布規(guī)律，將其按豎向分帶分為跨中和支座兩個(gè)區(qū)域。其跨中和支座處的Mx的分布曲線見(jiàn)圖13。

圖13 MX的豎向分帶分布曲線 圖14 立板MX計(jì)算模型 Fig.13 Distribution curve of MXFig.14 Computational model of MX

從圖13中可以看出，MX的分布的極值均出現(xiàn)在支座處，因此只考慮支座處的簡(jiǎn)化計(jì)算模型。

在支座處，MX一端趨近于0，往另一端不斷增大，因此可以簡(jiǎn)化為一端固支一端自由的超靜定梁，簡(jiǎn)化計(jì)算模型見(jiàn)圖14。

式中：q為板帶所受均布荷載強(qiáng)度，kPa，取立板荷載最大值；L為立板高度，m。

4.3底板彎矩MX的斷面方向分帶分布規(guī)律

根據(jù)底板彎矩MX的分布規(guī)律，將其按Y方向分帶分為非支座和支座兩種情況。其跨中和支座處的MX的分布曲線見(jiàn)圖22。

圖15 MX的Y方向分帶分布曲線圖圖16 底板Y=0～1.25 m段MX計(jì)算模型 Fig.15 Distribution curve of MXFig.16 Computational model of MX(Y=0～1.25 m)

從圖15中可以看出， 的分布的極值均出現(xiàn)在非支座處，因此只考慮非支座處的簡(jiǎn)化計(jì)算模型。X=0 m、X=5 m、X=10 m時(shí)根據(jù) 在Y方向上的分布曲線，將其分為Y=0～1.25 m、Y=1.25～6 m兩個(gè)部分分別確定簡(jiǎn)化計(jì)算模型。

在Y=0～1.25 m(底板近水端～底板立板交界處)段， 由正值變?yōu)樨?fù)值后趨近于0?？梢院?jiǎn)化為一端固支一端鉸接的超靜定梁，簡(jiǎn)化計(jì)算模型見(jiàn)圖16。

式中：q為板帶所受均布荷載強(qiáng)度，kPa，取底板最大壓強(qiáng)；L為擋墻底板長(zhǎng)度，m。

圖17 底板Y=1.25～6 m段MX計(jì)算模型Fig.17 Computational model of MX

在Y=1.25～6 m(底板立板交界處～底板遠(yuǎn)水端)段，根據(jù)圖15，MX由0增大后又減小至0，可簡(jiǎn)化為兩端鉸接的靜定梁，簡(jiǎn)化計(jì)算模型見(jiàn)圖17。

式中：q為板帶所受均布荷載強(qiáng)度，kPa；L為擋墻底板在該區(qū)段長(zhǎng)度，m。

4.4底板彎矩MY的沿岸分帶分布規(guī)律

由圖7知，MY的最大值和最小值均出現(xiàn)在Y=3～4 m的位置，在此區(qū)段MY的分布曲線見(jiàn)圖18。

從圖18可以看出，MY在支座(扶壁處)負(fù)向彎矩到達(dá)極值，在跨中處正向彎矩到達(dá)極值。因此可簡(jiǎn)化為以扶壁為固定端的超靜定梁，簡(jiǎn)化計(jì)算模型如圖。

圖18 底板MY的X方向分帶分布曲線 圖19 底板MY計(jì)算模型 Fig.18 Distribution curve of MY Fig.19 Computational model of MY

根據(jù)圖19-a立板計(jì)算模型，荷載為q，軸向彎矩MY計(jì)算簡(jiǎn)圖如圖19-b所示，各內(nèi)力分別為

式中：q為板帶所受均布荷載強(qiáng)度，kPa，取底板最大壓強(qiáng)，kPa；L為扶壁中心線間長(zhǎng)度，m。

表5 計(jì)算結(jié)果對(duì)比表Tab.5 Comparison of calculation results

4.5簡(jiǎn)化計(jì)算結(jié)果

簡(jiǎn)化計(jì)算結(jié)果與規(guī)范計(jì)算結(jié)果、有限元模擬計(jì)算結(jié)果對(duì)比見(jiàn)表，計(jì)算結(jié)果均取最大值(見(jiàn)表4)。簡(jiǎn)化計(jì)算結(jié)果與數(shù)值計(jì)算結(jié)果相差較小，相比于規(guī)范值誤差減小很多。

4.6簡(jiǎn)化計(jì)算方法驗(yàn)證

通過(guò)改變固定式起重機(jī)基礎(chǔ)位置、地面荷載大小以及扶壁結(jié)構(gòu)尺寸，驗(yàn)證簡(jiǎn)化計(jì)算方法的在不同工況下的適用性。

表6 計(jì)算模型驗(yàn)證Tab.6 Verification of the computational models

工況一：將固定式起重機(jī)位置移至距碼頭前沿5 m；工況二：將固定式起重機(jī)基礎(chǔ)荷載增加20%；工況三：改扶壁結(jié)構(gòu)尺寸為肋板間距6 m，高12 m。計(jì)算結(jié)果見(jiàn)表6。

根據(jù)表中計(jì)算結(jié)果可以看出文章提出的簡(jiǎn)化計(jì)算方法對(duì)于立板和底板的MX有良好的優(yōu)化效果，而對(duì)于立板MY和MZ優(yōu)化效果不太理想，其原因是計(jì)算模型的計(jì)算荷載q取值偏大，應(yīng)當(dāng)對(duì)各個(gè)簡(jiǎn)化計(jì)算模型的計(jì)算荷載都增加一個(gè)折減系數(shù)。因此，須通過(guò)大量物理與數(shù)值實(shí)驗(yàn)，進(jìn)一步研究計(jì)算荷載的折減系數(shù)。

5 結(jié)論與展望

(1)文中以板帶形式提出的簡(jiǎn)化計(jì)算模型，對(duì)碼頭結(jié)構(gòu)受固定式起重機(jī)作用時(shí)的工況擬合較好，對(duì)類(lèi)似工程項(xiàng)目有一定的參考意義。而對(duì)于其他荷載作用下的碼頭結(jié)構(gòu)，該簡(jiǎn)化計(jì)算模型有待進(jìn)一步改進(jìn)與完善。

(2)在固定式起重機(jī)荷載下，扶壁結(jié)構(gòu)立板和底板的彎矩?cái)?shù)值在吊機(jī)基礎(chǔ)底面以上部分，數(shù)值模擬結(jié)果大于規(guī)范值，X方向數(shù)值模擬結(jié)果約為彎矩規(guī)范值的2倍；而在吊機(jī)基礎(chǔ)底面以下部分，數(shù)值模擬結(jié)果小于規(guī)范值，X方向彎矩規(guī)范值約為數(shù)值模擬結(jié)果的4倍。立板彎矩 的規(guī)范值與數(shù)值模擬計(jì)算結(jié)果比較接近， 的規(guī)范值約為數(shù)值模擬計(jì)算結(jié)果的12倍，規(guī)范值過(guò)于保守。

(3) 立板彎矩 的簡(jiǎn)化計(jì)算方法為：豎直方向上從碼頭地面到固定式起重機(jī)基礎(chǔ)所在平面，可以簡(jiǎn)化為兩端固支，跨中鉸接的超靜定梁；豎直方向上從固定式起重機(jī)基礎(chǔ)所在平面到立板底部，簡(jiǎn)化為以扶壁為固定端的超靜定梁。立板彎矩 可以簡(jiǎn)化為一端固支一端自由的超靜定梁進(jìn)行計(jì)算。

(4) 底板彎矩 的簡(jiǎn)化計(jì)算方法：在Y方向上從扶壁結(jié)構(gòu)沿江一側(cè)至底板與立板交界處，簡(jiǎn)化為兩端鉸接的靜定梁；在Y方向上從底板與立板交界處到另一側(cè)，簡(jiǎn)化為一端固支一端鉸接的超靜定梁。底板彎矩 的簡(jiǎn)化計(jì)算方法：簡(jiǎn)化為以扶壁為固定端的超靜定梁。

[1]楊萍.扶壁式擋土墻的設(shè)計(jì)[J]. 建筑節(jié)能,2004,32(4):28-28,45.

YANG P. The design of buttressed retaining wall[J]. Architectural design, 2004, 32(4):28-28,45.

[2]張曉瑩.扶壁式擋土結(jié)構(gòu)受力分析及其設(shè)計(jì)計(jì)算[J].山西建筑,2006,32(19):69-72.

ZHANG X Y.The stress analysis and designing calculation of counterfort wall[J].Shangxi Architecture, 2006,32(19):69-72.

[3]肖壽莊.扶壁式擋土墻優(yōu)化設(shè)計(jì)[J].福建建設(shè)科技,2007(2):7-9,11.

XIAO S Z. Optimal design of buttressed retaining wall[J]. Fujian Construction Science & Technology, 2007(2):7-9,11.

[4]陳群,李建剛,彭欽幫.扶壁式擋墻在工程運(yùn)用中的探討[J]. 西部交通科技,2009,29(11):21-24.

CHEN Q,LI J G,PENG Q B. The Discuss on the Application of Buttress Wall in Construction Project[J]. Road Engineering,2009,29 (11):21-24.

[5]李永剛,白鴻莉.垂直墻背擋土墻土壓力分布研究[J]. 水利學(xué)報(bào),2003 (2):102-106.

LI Y G, BAI H L. Study of earth pressure distribution on the retaining wall with vertical back[J]. Journal of Hydraulic Engineering,2003 (2):102-106.

[6]李論. 扶壁式碼頭立板內(nèi)力計(jì)算分析[J]. 科學(xué)技術(shù)與工程,2012,12(23):5 936-5 941.

LI L..Analysis of internal force of buttressed quay wall vertical plate[J].Science technology and Engineering, 2012,12(23)：5 936-5 941.

[7]王多垠,吳友仁,周世良.高大扶壁式擋土墻墻后土壓力特性有限元分析[J]. 中國(guó)港灣建設(shè),2006 (2):14-17.

WANG D Y, WU Y R, ZHOU S L. Analysis of Behaviors of Earth Pressure Behind Counterfort Retaining Wall with Finite Element Method[J]. China Harbour Engineering, 2006 (2):14-17.

[8]曲健冰,李紅濤,柴俊凱. 自升式平臺(tái)二次彎矩載荷計(jì)算與施加方法對(duì)比[J]. 船海工程,2017 (2):113-116.

QU J B, LI H T, CHAI J K. Study on the Calculation and Apply Method of P-Δ load on Jack-up Unit[J]. SHIP&OCEAN ENGINEERING, 2017 (2):113-116.

[9]孫熙平,吉訓(xùn)明,張桂平. 有限元法在重力式碼頭安全性評(píng)估中的應(yīng)用研究[J]. 水道港口,2012 (1):66-71.

SUN X P, JI X M, ZHANG G P. Application research on finite element method in safety evaluation of gravity wharf[J]. Journal of Waterway and Harbor, 2012 (1):66-71.

[10]陳彬,袁萬(wàn)洪. 四角桅內(nèi)力計(jì)算方法[J]. 船海工程,2006 (4):98-101.

CHEN B, YUAN W H .Internal Force Calculation Method of Four-pointed Mast[J]. SHIP& OCEAN ENGINEERING, 2006 (4):98-101.

[11]嚴(yán)小寶.扶壁式擋土墻結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)化計(jì)算方法研究[D]. 西安：長(zhǎng)安大學(xué),2013.

[12]SL379-2007,水工擋土墻設(shè)計(jì)規(guī)范[S].

[13]JTJ167-2-2009,重力式碼頭設(shè)計(jì)與施工規(guī)范[S].

Research on calculation method of structural internal force of buttressed wharf under the load of fixed crane

FENGLei,ZHANGShu-hua,WANGWen-hua,XUSi-yuan,SUNJie-ying

(CollegeofHarbor，CoastalandOffshoreEngineering，HohaiUniversity，Nanjing210098，China)

In order to research the calculation method of structural internal force of the buttressed wharf under the load of the fixed crane, the 3-D finite element model was established in this paper, and the model was used to calculate stress and moment of the vertical plate and the bottom plate. In comparison of the numerical simulation results and code calculation, several new simplified calculation models were proposed. Under the load of fixed crane, moment of the vertical plate and the bottom plate fits these new simplified calculation models, and there is a wide gap between the numerical simulation results and code calculation results.

buttressed wharf; fixed crane; numerical simulation; simplified analytical model

2017-01-24；

2017-05-03

國(guó)家自然科學(xué)基金(40776053)

封磊(1993-)，男，江蘇連云港人，碩士研究生，主要從事港口工程與海洋工程方面的研究工作。

Biography:FENG Lei(1993-),male,master student.

U 656.1+13

A

1005-8443(2017)05-0501-08