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    重力式碼頭卸荷板工作機制有限元分析

    2020-11-12 03:11:12扈世龍張建球
    水運工程 2020年10期
    關(guān)鍵詞:卸荷懸臂側(cè)向

    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。

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