莊 寧，楊皓博，趙海宇，李宇翔，謝兆飛

(1.河海大學(xué)港口海岸與近海工程學(xué)院，南京 210098；2.上海市政工程設(shè)計(jì)研究總院(集團(tuán))有限公司，上海 200092；3.灌云縣水利局，連云港 222000)

新型箱肋式重力碼頭結(jié)構(gòu)是對(duì)傳統(tǒng)沉箱碼頭結(jié)構(gòu)的改進(jìn)。結(jié)構(gòu)前部采用沉箱倉(cāng)格結(jié)構(gòu)，前倉(cāng)格結(jié)構(gòu)作為一個(gè)整體共同承擔(dān)水平波浪力、系纜力、土壓力以及很大的豎向荷載(軌道荷載等)，相對(duì)于扶壁碼頭結(jié)構(gòu)，其受力更合理、整體性更好。結(jié)構(gòu)后部采用扶壁后肋板結(jié)構(gòu)，作為前倉(cāng)格與底板的連接結(jié)構(gòu)，取消了常規(guī)沉箱的后壁與后縱隔墻等后倉(cāng)格結(jié)構(gòu)，避免了傳統(tǒng)沉箱工程量相對(duì)較大、造價(jià)相對(duì)較高的缺點(diǎn)，同時(shí)兼具沉箱碼頭結(jié)構(gòu)與扶壁式碼頭結(jié)構(gòu)的優(yōu)點(diǎn)，既保證了結(jié)構(gòu)的整體性，又充分利用了各構(gòu)件的受力特點(diǎn)。

由于新型箱肋式重力碼頭結(jié)合了沉箱碼頭和扶壁碼頭的特點(diǎn)，目前對(duì)于此種碼頭結(jié)構(gòu)的研究較少，對(duì)于單獨(dú)的沉箱碼頭沉箱結(jié)構(gòu)和扶壁碼頭扶壁結(jié)構(gòu)研究較多。如王利歡等[1]、劉蕓蕓等[2]、陳宇等[3]分析了影響筒型結(jié)構(gòu)及沉箱結(jié)構(gòu)的抗滑、抗傾穩(wěn)定性可靠指標(biāo)計(jì)算中作用效應(yīng)與抗力變異性的主要因素，提出了沉箱結(jié)構(gòu)的抗滑、抗傾穩(wěn)定性可靠指標(biāo)的簡(jiǎn)化計(jì)算公式。孫百順等[4]、姜寧林等[5]、戈龍仔等[6]等采用三維彈塑性有限元數(shù)值分析方法，研究在水平或豎直單一方向荷載以及復(fù)合加載條件下軟黏土地基上沉箱結(jié)構(gòu)的失穩(wěn)模式，提出破壞包絡(luò)線的穩(wěn)定性判別方法。沈兆剛[7]提出設(shè)置樁支承的起重機(jī)軌道梁的扶壁結(jié)構(gòu)，抗傾穩(wěn)定性影響分析中應(yīng)該考慮截樁力的穩(wěn)定力矩。關(guān)于沉箱結(jié)構(gòu)和扶壁結(jié)構(gòu)力學(xué)特性的研究，謝喬木等[8]、Claudia Rendón-Conde等[9]、陸微等[10]利用有限元分析軟件ANSYS對(duì)沉箱結(jié)構(gòu)在船舶荷載作用下的靜態(tài)力學(xué)性能進(jìn)行數(shù)值分析，提出一種工程上可行且結(jié)果可靠的有效數(shù)值計(jì)算方法。封磊等[11]研究了在固定式起重機(jī)荷載作用下的扶壁結(jié)構(gòu)內(nèi)力計(jì)算方法。管人地等[12]、Qing C N[13]等通過(guò)有限元法和通常簡(jiǎn)化計(jì)算方法對(duì)扶壁結(jié)構(gòu)立板進(jìn)行了內(nèi)力比較分析，并闡述現(xiàn)有簡(jiǎn)化計(jì)算方法的原理與不足之處。

由上分析，目前大多數(shù)學(xué)者單獨(dú)對(duì)沉箱結(jié)構(gòu)或扶壁結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定性和力學(xué)特性展開(kāi)研究，得出穩(wěn)定性計(jì)算的簡(jiǎn)化公式及內(nèi)力計(jì)算的相關(guān)方法，但對(duì)于結(jié)合兩者特點(diǎn)的新型箱肋式整體結(jié)構(gòu)研究較少。由此對(duì)新型結(jié)構(gòu)開(kāi)展結(jié)構(gòu)力學(xué)特性分析及穩(wěn)定性優(yōu)化研究，為此類結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)提供參考。

1 碼頭數(shù)值模型建立

本文依托某集裝箱碼頭工程，碼頭結(jié)構(gòu)為新型箱肋式重力碼頭形式，挖入式布置，含2個(gè)10萬(wàn)t級(jí)主集裝箱泊位以及2個(gè)1萬(wàn)t級(jí)支線集裝箱泊位，其中10萬(wàn)t級(jí)泊位結(jié)構(gòu)按15萬(wàn)t級(jí)船型設(shè)計(jì)，1萬(wàn)t級(jí)泊位結(jié)構(gòu)按2萬(wàn)t級(jí)船型設(shè)計(jì)。新型箱肋式重力碼頭結(jié)構(gòu)斷面如圖1所示，工程設(shè)計(jì)高水位為0.6 m，設(shè)計(jì)低水位為-0.15 m，極端高水位為1 m(50 a一遇)，極端低水位為-0.5 m(50 a一遇)。

對(duì)新型箱肋式重力碼頭在施工期進(jìn)行有限元分析，選取主集裝箱泊位的新型箱肋式重力碼頭的一結(jié)構(gòu)段建立三維ABAQUS有限元模型如圖2所示，模型長(zhǎng)度14.1 m，結(jié)構(gòu)斷面寬12.6 m，前后面板長(zhǎng)16.7 m、寬14.1 m、厚0.3 m，箱格肋板長(zhǎng)16.7 m、寬3.7 m、厚0.3 m，扶壁肋板長(zhǎng)16.7 m、寬7.8 m、厚0.3 m，底板長(zhǎng)14.1 m、寬12.6 m、厚0.8 m，胸墻高4.3 m。新型箱肋重力碼頭位于中風(fēng)化巖層處，巖層以片麻巖為主，碼頭計(jì)算模型中巖基的參數(shù)彈性模量為200 MPa，密度為1 900 kg/m3，泊松比為0.23，沉箱后和箱格內(nèi)拋石的參數(shù)彈性模量為300 MPa，密度為1 700 kg/m3，泊松比為0.15，沉箱、胸墻、扶壁的參數(shù)彈性模量為30 000 MPa，密度為2 500 kg/m3，泊松比為0.3。

碼頭計(jì)算模型選用C3D8R單元類型，即八節(jié)點(diǎn)線性六面體減縮積分單元，新型箱肋式重力碼頭結(jié)構(gòu)計(jì)算模型網(wǎng)格劃分圖如圖3所示。本文模型邊界條件為底邊采用全約束，限制所有方向的位移，取變形縫之間的擋墻為一個(gè)計(jì)算單元。碼頭兩側(cè)是自由的，不施加約束條件，模型土體兩側(cè)約束橫向位移，允許有沉降和前后滑動(dòng)。碼頭基底與土體采用表面與表面接觸，碼頭側(cè)面與土體接觸采用罰函數(shù)摩擦模型。

圖1 新型箱肋式重力碼頭結(jié)構(gòu)斷面圖Fig.1 Structural section of the new box-ribbed gravity wharf圖2 新型箱肋式重力碼頭結(jié)構(gòu)三維模型Fig.2 Three-dimensional model of the new box-ribbed gravity wharf structure圖3 新型箱肋式重力碼頭結(jié)構(gòu)計(jì)算模型網(wǎng)格劃分圖Fig.3 Grid division diagram of calculation model of the new box-ribbed gravity wharf structure

2 新型箱肋式重力碼頭結(jié)構(gòu)力學(xué)特性研究

2.1 后側(cè)扶壁肋板和箱格肋板

本文對(duì)新型箱肋式重力碼頭結(jié)構(gòu)的前后面板、底板、箱格肋板和后側(cè)扶壁肋板五個(gè)構(gòu)件進(jìn)行應(yīng)力分析，并對(duì)前后面板和底板的彎矩進(jìn)行簡(jiǎn)化計(jì)算。由扶壁肋板豎向應(yīng)力云圖(圖4)可以看出中間兩塊肋板受拉應(yīng)力程度比外側(cè)兩塊肋板大?？拷竺姘逄幯貀方向整體受壓，壓應(yīng)力最大值出現(xiàn)在扶壁上部處。拉應(yīng)力最大值出現(xiàn)在肋板斜邊上。

由箱格間肋板豎向應(yīng)力云圖(圖5)看出箱格間肋板豎向關(guān)于跨中對(duì)稱，中間兩塊肋板受壓應(yīng)力σy程度比外側(cè)兩塊肋板大。豎向整體受壓，壓應(yīng)力最大值出現(xiàn)在箱格肋板下部靠近后面板處。壓應(yīng)力最小值出現(xiàn)在箱格肋板下部(為扶壁高度)靠近前面板處，和壓應(yīng)力最大值基本在同一水平線上。箱格肋板上部受胸墻影響，壓應(yīng)力較大，整體在豎向上應(yīng)力σy呈變小的趨勢(shì)。對(duì)于整個(gè)結(jié)構(gòu)而言，扶壁肋板和箱格肋板的彎矩較小。

圖4 扶壁肋板豎向應(yīng)力σy 云圖Fig.4 Vertical stress σy cloud diagram of buttress rib plate圖5 箱格肋板豎向應(yīng)力σy 云圖Fig.5 Vertical stress σy cloud diagram of box lattice plate

2.2 后面板

由后面板z向應(yīng)力云圖(圖6)看出面板z向應(yīng)力σz關(guān)于跨中對(duì)稱，扶壁肋板作用在后面板面?zhèn)劝押竺姘宸指舫扇龎K面板，且每塊面板下部偏跨中位置拉應(yīng)力σz達(dá)到最大，呈圓形擴(kuò)散。扶壁肋板作用在面板下部的位置壓應(yīng)力σz達(dá)到最大，后面板面?zhèn)葄向應(yīng)力曲線如圖7所示，后面板背側(cè)z向應(yīng)力曲線如圖8所示。

6-a 后面板面?zhèn)?-b 后面板背側(cè)圖6 后面板z向應(yīng)力云圖Fig.6 The z-direction stress cloud of rear panel

7-a 后面板y=0～3.34 m間z向應(yīng)力曲線7-b 后面板y=3.34～6.68 m間z向應(yīng)力曲線

8-a 后面板y=0～3.34 m間z向應(yīng)力曲線8-b 后面板y=3.34～6.68 m間z向應(yīng)力曲線

在后面板面?zhèn)扰c背側(cè)z向應(yīng)力曲線中，應(yīng)力在扶壁肋板與箱格肋板處突變。在y=0～3.34 m范圍內(nèi)，扶壁肋板處z向應(yīng)力值最小，位于兩塊扶壁肋板之間處z向應(yīng)力值最大，z向應(yīng)力σz呈駝峰狀變化。在y=3.34～6.68 m和y=13.36～16.7 m范圍內(nèi)，z向應(yīng)力為壓應(yīng)力，z向應(yīng)力σz呈波浪狀變化，波峰位于兩塊扶壁肋板中間處，波谷位于扶壁肋板處。在y=6.68～13.36 m范圍內(nèi)，z向應(yīng)力仍為壓應(yīng)力，z向應(yīng)力呈倒駝峰狀變化。由后面板前后側(cè)z向應(yīng)力曲線可以看出，z向應(yīng)力整體上呈倒駝峰狀變化，在不同范圍內(nèi)應(yīng)力變化的區(qū)間不一樣，根據(jù)后面板z向應(yīng)力變化趨勢(shì)將面板劃分成四段，劃分結(jié)果如圖6-a所示。后面板z向彎矩曲線如圖9所示。

圖9 后面板z向彎矩曲線Fig.9 The z-direction bending moment curve of rear panel

在后面板z向彎矩曲線圖中，y=0 m為面板與底板連接位置，后面板跨中位置和扶壁處彎矩出現(xiàn)極值。在y=0～3.34 m范圍內(nèi)，后面板z向彎矩呈倒駝峰狀分布，在y=2 m時(shí)正彎矩達(dá)到最大值1 423 kN·m，在y=3.34～6.68 m和y=13.36～16.7 m范圍內(nèi)，后面板z向彎矩呈波浪狀分布，在y=16.03 m時(shí)負(fù)彎矩達(dá)到極值-19 566 kN·m，在y=6.68～13.36 m范圍內(nèi)，后面板彎矩呈駝峰狀分布，且彎矩值為負(fù)。根據(jù)彎矩分布規(guī)律，可將后面板彎矩分成四段進(jìn)行計(jì)算。后面板z向彎矩在y=0～3.34 m板帶間簡(jiǎn)化為以兩端為固定支座的超靜定梁，q1為板帶所受均布荷載強(qiáng)度，簡(jiǎn)化計(jì)算模型如圖10所示，彎矩Mz計(jì)算簡(jiǎn)圖如圖11所示。

圖10 y=0～3.34 m板帶間計(jì)算模型Fig.10 Inter-strip calculation model at y=0-3.34 m圖11 彎矩Mz計(jì)算簡(jiǎn)圖Fig.11 Schematic diagram of bending moment calculation Mz

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后面板z向彎矩在y=3.34～6.68 m和y=13.36～16.7 m板帶間都可簡(jiǎn)化為一端為活動(dòng)鉸支座、一端為固定鉸支座的簡(jiǎn)支梁，q2為兩條板帶所受均布荷載強(qiáng)度，簡(jiǎn)化計(jì)算模型如圖12所示，彎矩Mz計(jì)算簡(jiǎn)圖如圖13所示。

圖12 兩條板帶間計(jì)算模型Fig.12 Calculation model between two plates and strips圖13 彎矩Mz計(jì)算簡(jiǎn)圖Fig.13 Schematic diagram of bending moment calculation Mz

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后面板z向彎矩在y=6.68～13.36 m板帶間可簡(jiǎn)化為以一端為活動(dòng)鉸支座、一端為固定鉸支座的簡(jiǎn)支梁，q3為板帶所受均布荷載強(qiáng)度，簡(jiǎn)化計(jì)算模型如圖14所示，彎矩Mz計(jì)算簡(jiǎn)圖如圖15所示。

圖14 y=6.68～13.36 m板帶間計(jì)算模型Fig.14 Inter-strip calculation model at y=6.68-13.36 m圖15 彎矩Mz計(jì)算簡(jiǎn)圖Fig.15 Schematic diagram of bending moment calculation Mz

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2.3 前面板

由前面板z向應(yīng)力云圖(圖16)看出面板z向應(yīng)力σz關(guān)于跨中對(duì)稱，箱格肋板作用在前面板面?zhèn)劝亚懊姘宸指舫扇龎K，且每塊下部偏跨中位置壓應(yīng)力σz達(dá)到最大，呈圓形擴(kuò)散。作前面板面?zhèn)葄向應(yīng)力曲線如圖17所示，前面板背側(cè)z向應(yīng)力曲線如圖18所示。

16-a 前面板面?zhèn)?6-b 前面板背側(cè)圖16 前面板z向應(yīng)力云圖Fig.16 The z-direction stress cloud of front panel

17-a 前面板y=0～1.34 m間z向應(yīng)力曲線17-b 前面板y=1.34～16.7 m間z向應(yīng)力曲線圖17 前面板面?zhèn)葄向應(yīng)力曲線Fig.17 The z-direction stress curve of front panel side

18-a 前面板y=0～1.34 m間z向應(yīng)力曲線18-b 前面板y=1.34～16.7 m間z向應(yīng)力曲線圖18 前面板背側(cè)z向應(yīng)力曲線Fig.18 The z-direction stress curve on the back of front panel

在前面板面?zhèn)葄向應(yīng)力曲線中，可以看出前面板處于受壓狀態(tài)。在y=0～1.34 m范圍內(nèi)，應(yīng)力呈倒駝峰狀分布，在箱格肋板處壓應(yīng)力有所減小。在y=1.34～16.7 m范圍內(nèi)，應(yīng)力呈駝峰狀分布，在箱格肋板處壓應(yīng)力會(huì)增大。前面板背側(cè)與面?zhèn)葄向應(yīng)力曲線分布情況相似，根據(jù)前面板面?zhèn)扰c后側(cè)應(yīng)力分布趨勢(shì)將前面板劃分成兩段，劃分結(jié)果如圖16-a。前面板z向彎矩曲線如圖19所示。

圖19 前面板z向彎矩Mz曲線Fig.19 The z-direction bending moment Mz curve of front panel

在前面板z向彎矩曲線中，可以看出彎矩值在箱格肋板處減小，在兩塊箱格肋板之間彎矩值先增大后減小，彎矩極值為-32 432 kN·m出現(xiàn)在y=11.36 m處，第一塊箱格肋板和第二塊扶壁肋板之間。前面板z向彎矩整體上呈倒駝峰狀分布，整個(gè)前面板可簡(jiǎn)化為以一端為活動(dòng)鉸支座、一端為固定鉸支座的簡(jiǎn)支梁，計(jì)算同后面板y=6.68～13.36 m板帶。

2.4 底板

由底板z向應(yīng)力云圖(圖20)看出底板z向應(yīng)力σz關(guān)于跨中對(duì)稱，底板z向應(yīng)力呈區(qū)域狀，底板的應(yīng)力分布集中在底板跨中呈等高線形，應(yīng)力聚集成橢圓狀，不向周?chē)l(fā)散。底板上側(cè)z向應(yīng)力分布曲線如圖21所示，底板下側(cè)z向應(yīng)力分布曲線如圖22所示。

20-a 底板上側(cè)20-b 底板下側(cè)圖20 底板z向應(yīng)力云圖Fig.20 The z-direction stress cloud of bottom plate

底板關(guān)于跨中對(duì)稱，可以看出底板上側(cè)與下側(cè)z向應(yīng)力分布曲線有很多重合和對(duì)稱部分，由底板上側(cè)z向應(yīng)力分布曲線看出，在x=0～4.5 m范圍內(nèi)z向應(yīng)力隨x變大，z向應(yīng)力變化幅度越小，在x=4.5～4.8 m范圍內(nèi)，z向應(yīng)力突變呈駝峰狀分布，在x=4.8～8.7 m范圍內(nèi)，z向應(yīng)力呈倒駝峰狀分布，在x=8.7～12.6 m范圍內(nèi)z向應(yīng)力分布相比于x=4.8～8.7 m范圍整體下移。在底板下側(cè)z向應(yīng)力分布曲線中，z向應(yīng)力整體上呈駝峰狀變化，根據(jù)底板上側(cè)與下側(cè)z向應(yīng)力變化趨勢(shì)，將底板劃分成四段，劃分結(jié)果如圖20-a所示。底板z向彎矩曲線如圖23所示。

21-a 底板x=0～4.5 m處z向應(yīng)力曲線21-b 底板x=4.5～4.8 m處z向應(yīng)力曲線

22-a 底板x=0～4.5 m處z向應(yīng)力曲線22-b 底板x=4.5～4.8 m處z向應(yīng)力曲線

圖23 底板z向彎矩曲線Fig.23 The z-direction bending moment curve of bottom plate

在x=0～4.5 m和x=8.7～12.6 m區(qū)段z向彎矩曲線呈駝峰狀變化， 在x=12.6 m時(shí)負(fù)彎矩達(dá)到極值-12 188 kN·m。在x=4.5～4.8 m區(qū)段為z向彎矩變向階段，x=4.8 m時(shí)彎矩達(dá)到極值11 237 kN·m。在x=4.8～8.7 m區(qū)段跨中處負(fù)彎矩先增大后減小，扶壁處負(fù)彎矩繼續(xù)增大，彎矩呈倒駝峰狀分布。z向彎矩在x=0～4.5 m板帶和x=8.7～12.6 m板帶間可簡(jiǎn)化為以一端為活動(dòng)鉸支座、一端為固定鉸支座的簡(jiǎn)支梁，計(jì)算同后面板y=6.68～13.36 m板帶。z向彎矩在x=4.5～4.8 m板帶間可簡(jiǎn)化為以兩端為固定支座的超靜定梁，計(jì)算同后面板y=0～3.34 m板帶。

底板z向彎矩在x=4.8～8.7 m板帶間可簡(jiǎn)化為以跨中為固定鉸支座、兩端為定向支座的超靜定梁，q6為板帶所受均布荷載強(qiáng)度，簡(jiǎn)化計(jì)算模型如圖24所示，彎矩Mz計(jì)算簡(jiǎn)圖如圖25所示。

圖24 底板x=4.8～8.7 m板帶間計(jì)算模型Fig.24 Inter-strip calculation model of bottom plate x=4.8-8.7 m圖25 彎矩Mz計(jì)算簡(jiǎn)圖Fig.25 Schematic diagram of bending moment calculation Mz

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3 新型箱肋式重力碼頭結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性分析

3.1 碼頭結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性計(jì)算

新型箱肋重力式碼頭的穩(wěn)定性計(jì)算包括抗滑抗傾覆以及基床頂面應(yīng)力和地基應(yīng)力驗(yàn)算。主要是對(duì)碼頭水工建筑物結(jié)構(gòu)自重以及墻后土壓力、船舶系纜力、波浪力、堆貨荷載等基礎(chǔ)荷載先進(jìn)行計(jì)算，再根據(jù)相應(yīng)公式判斷是否滿足各個(gè)指標(biāo)的要求。沿基床頂面、底面的抗滑穩(wěn)定性分別用下式計(jì)算

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式中：r0為結(jié)構(gòu)重要性系數(shù)；rE為土壓力系數(shù)；EH、EV分別為永久作用土壓力水平分力和豎向分力，kN；EqH、Eqv分別為可變作用土壓力水平分力和豎向分力，kN；ψ為作用組合系數(shù)；rPR為系纜力分項(xiàng)系數(shù)；PRH、PRV分別為系纜力水平分力和豎向分力，kN；rG為自重力分項(xiàng)系數(shù)，取1.0；G為結(jié)構(gòu)自重力，kN；f為摩擦系數(shù)。

抗傾覆穩(wěn)定性可用下式計(jì)算

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式中：MEH、MEqH分別為永久作用和可變作用土壓力水平分力的傾覆力矩，kN·m；MEV、MEqv分別為永久作用和可變作用土壓力豎向分力的穩(wěn)定力矩，kN·m；rPW為剩余水壓力分項(xiàng)系數(shù)；MPW為剩余水壓力的傾覆力矩，kN·m；MPR為系纜力的傾覆力矩，kN·m；MG為結(jié)構(gòu)自重力的穩(wěn)定力矩，kN·m。

荷載組合分別包括設(shè)計(jì)高水位、設(shè)計(jì)低水位下四種情況，自重+土壓力，自重+土壓力+堆貨荷載(重荷)，自重+土壓力+系纜力(重纜)，自重+土壓力+堆貨荷載+系纜力(全重)。全重情況下荷載較多，相對(duì)其他情況更危險(xiǎn)且與碼頭運(yùn)營(yíng)時(shí)受力情況較為一致，因此在沉箱倉(cāng)格與扶壁肋板比(箱肋比)為0.5和0.52時(shí)，計(jì)算在全重情況下抗滑和抗傾穩(wěn)定性。在設(shè)計(jì)高水位情況下，抗滑、抗傾穩(wěn)定性均滿足要求。在設(shè)計(jì)低水位情況下，抗傾穩(wěn)定性滿足要求，但抗滑穩(wěn)定性不滿足，抗滑穩(wěn)定性計(jì)算結(jié)果如表1所示。

基床承載力為穩(wěn)定性驗(yàn)算中的重要組成，經(jīng)計(jì)算在極端低水位時(shí)，基床所受應(yīng)力最大值為668.76 kPa，比拋石基床的容許承載力值小，所以箱肋比為0.5或0.52時(shí)，均滿足地基承載力要求。

3.2 沉箱倉(cāng)格和扶壁肋板比例

沉箱倉(cāng)格結(jié)構(gòu)承擔(dān)著水平波浪力、系纜力、土壓力以及很大的豎向荷載，扶壁后肋板結(jié)構(gòu)為前倉(cāng)格與底板的連接結(jié)構(gòu)，沉箱倉(cāng)格和扶壁肋板對(duì)新結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定性起著重要作用，若沉箱倉(cāng)格長(zhǎng)度與扶壁肋板長(zhǎng)度比值(箱肋比)過(guò)小，結(jié)構(gòu)會(huì)出現(xiàn)不穩(wěn)定狀況，若箱肋比過(guò)大，會(huì)增加材料用量是不經(jīng)濟(jì)的。本文通過(guò)分析箱肋比與安全系數(shù)變化規(guī)律確定最優(yōu)箱肋比， 經(jīng)計(jì)算發(fā)現(xiàn)箱肋比在小于0.52前，安全系數(shù)隨之增長(zhǎng)的速度較快，箱肋比在大于0.52后，安全系數(shù)隨之增長(zhǎng)的速度放緩，箱肋比為0.52為轉(zhuǎn)折點(diǎn)，安全系數(shù)大于1.3才能滿足穩(wěn)定性的要求，所以取箱肋比為0.52。

表1 設(shè)計(jì)低水位抗滑穩(wěn)定性Tab.1 Design low water level slip resistance stability

3.3 卸荷板長(zhǎng)度

卸荷板的加入分擔(dān)了一部分土的自重，使結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性更好。卸荷板懸臂長(zhǎng)度越長(zhǎng)所分擔(dān)土的重力越多，但卸荷板懸臂長(zhǎng)度增加會(huì)增加工程費(fèi)用和施工難度，需確定最適合地基條件的結(jié)構(gòu)尺寸以達(dá)到經(jīng)濟(jì)有效的目的。當(dāng)卸荷板懸臂長(zhǎng)度小于2.7 m時(shí)，碼頭前趾處應(yīng)力較大。卸荷板懸臂長(zhǎng)度大于3.5時(shí)，卸荷板不能滿足穩(wěn)定性要求。因此,將影響碼頭結(jié)構(gòu)的控制因素變化范圍進(jìn)一步縮小，即卸荷板懸臂長(zhǎng)度分別為2.7 m、3.0 m、3.3 m、3.5 m。分析卸荷板懸臂長(zhǎng)度與地基應(yīng)力之間的關(guān)系，如圖26所示。

隨著卸荷板長(zhǎng)度的逐漸增加，卸荷板作用逐漸顯現(xiàn)出來(lái)，基床及地基應(yīng)力隨之趨向平衡。但達(dá)到一定程度時(shí)，卸荷板會(huì)出現(xiàn)后傾，不滿足結(jié)構(gòu)安全使用要求。本依托工程推薦選用帶卸荷板的新型箱肋式重力碼頭結(jié)構(gòu)，其最優(yōu)設(shè)計(jì)斷面為卸荷板懸臂長(zhǎng)度3.5 m。

3.4 設(shè)置抗滑鍵

抗滑鍵常在擋土墻工程中應(yīng)用，一般在擋土墻的基底增加一個(gè)同基礎(chǔ)連成一體的榫狀凸起塊體。利用抗滑鍵前部產(chǎn)生的被動(dòng)土壓力來(lái)阻止墻背土體作用形成的位移趨勢(shì)[14]，起到抗滑的作用，從而達(dá)到減小結(jié)構(gòu)的斷面尺寸、降低工程造價(jià)、提高經(jīng)濟(jì)效益的目的。圖27為帶抗滑鍵新型箱肋結(jié)構(gòu)受力圖，抗滑鍵為錨固在巖體中的鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)，抗滑鍵與新型箱肋式碼頭剛性連接，碼頭本身剛度很大，可將其視為剛體，同時(shí)可忽略擋土墻前的薄層填土的土壓力作用。

圖26 懸臂長(zhǎng)度與基床應(yīng)力關(guān)系曲線Fig.26 Relationship curve between cantilever length and stress of foundation bed圖27 帶抗滑鍵新型箱肋結(jié)構(gòu)受力圖Fig.27 Force diagram of the new box-ribbed structure with anti-slide tie

由帶抗滑鍵新型箱肋式結(jié)構(gòu)受力圖可得出如下關(guān)系式

H=Ea-F

(16)

M=Eah-Ge

(17)

H1=H

(18)

M1=M

(19)

根據(jù)所需的剪力和彎矩，對(duì)抗滑鍵進(jìn)行設(shè)計(jì)。使假定的抗滑鍵尺寸滿足如下關(guān)系式

(20)

(21)

τf=σtanφ

(22)

τ<τf

(23)

式中：A為碼頭結(jié)構(gòu)底部面積；σ為抗滑鍵所受彎曲應(yīng)力；W為截面抗彎系數(shù)，m3；φ為抗滑鍵的摩擦角，(°)；τf為抗滑鍵的抗剪強(qiáng)度，kPa。

沉箱倉(cāng)格長(zhǎng)為4.2 m，扶壁肋板長(zhǎng)為8.4 m，扶壁與沉箱的比為0.50，在設(shè)計(jì)低水位工況情況下抗滑穩(wěn)定性驗(yàn)算不能滿足要求，加入橫截面各邊尺寸均為1.3 m的抗滑鍵后，經(jīng)計(jì)算新結(jié)構(gòu)滿足抗滑穩(wěn)定性要求。

4 結(jié)論

本文依托實(shí)際碼頭工程，利用ABAUQS軟件進(jìn)行數(shù)值模擬，并分析新型箱肋式重力碼頭結(jié)構(gòu)的力學(xué)特性和穩(wěn)定性，得到以下結(jié)論：

(1)扶壁肋板處中間兩塊扶壁肋板所受拉應(yīng)力最大，拉應(yīng)力最大值出現(xiàn)在扶壁肋板斜邊中部，壓應(yīng)力最大值出現(xiàn)在扶壁肋板上部。箱格肋板處中間兩塊肋板受壓應(yīng)力較大，壓應(yīng)力最大值出現(xiàn)在箱格肋板下部靠近后面板處，壓應(yīng)力最小值出現(xiàn)在箱格肋板下部(為扶壁高度)靠近前面板處。

(2)前面板z向彎矩可簡(jiǎn)化為以一端為活動(dòng)鉸支座、一端為固定鉸支座的簡(jiǎn)支梁，后面板z向彎矩在y=0～3.34 m板帶間，可簡(jiǎn)化為以兩端為固定支座的超靜定梁，在y=3.34～16.7 m板帶間，可簡(jiǎn)化為以一端為活動(dòng)鉸支座、一端為固定鉸支座的簡(jiǎn)支梁。

(3)底板z向彎矩在x=0～4.5 m和x=8.7～12.6 m板帶間，可簡(jiǎn)化為以一端為活動(dòng)鉸支座、一端為固定鉸支座的簡(jiǎn)支梁，在x=4.5～4.8 m板帶間，可簡(jiǎn)化為以兩端為固定支座的超靜定梁，z向彎矩在x=4.8～8.7 m板帶間，可簡(jiǎn)化為以跨中為固定鉸支座、兩端為定向支座的超靜定梁。

(4)沉箱倉(cāng)格與扶壁肋板比例為0.52，其中沉箱倉(cāng)格長(zhǎng)為4.3 m，扶壁肋板長(zhǎng)為8.3 m。加入卸荷板可以使碼頭前端基床應(yīng)力和地基應(yīng)力減小，通過(guò)分析確定卸荷板懸臂長(zhǎng)度為3.5 m最優(yōu)。在新型箱肋式重力結(jié)構(gòu)碼頭中設(shè)置抗滑鍵，能有效提高新結(jié)構(gòu)抗滑穩(wěn)定性。