李 欢

(上海市水利工程设计研究院有限公司,上海滩涂海岸工程技术研究中心,上海 200061)

随着大规模的建设，近海岸线资源已基本开发殆尽，船舶向大型化、专业化发展，开敞式深水码头的建设已成为水运工程发展的方向。开敞式码头所处的外海深海水域浪大流急，海上施工环境恶劣，为解决这一问题，张志明[1]提出了桩基-重力式复合结构。这一新型结构是下部重力式沉箱与上部透空桩基承台的组合结构，在深水开敞海域具有广泛的应用前景[2]。

学者们对桩基-重力式复合结构开展了一系列研究。卢生军等[3]利用ANSYS有限元软件对复合结构码头的内力进行数模分析，指出桩基与沉箱的连接节点应力较大，设计时需要注意；李欢等[4]对桩基-重力式靠船墩结构抗震特性进行研究，桩基与墩台连接部位较桩基与沉箱连接部位更易遭到破坏，且通过损伤耗散确定结构的破坏方式为脆性断裂；Fan等[5]建立有限元模型以船舶荷载作为主要控制荷载，对重力式复合结构进行研究，数值模拟结果表明，该平台与保护系统的连接处应谨慎设计，保证足够的延展性，防止脆性破坏。

连接节点处受力集中、应力大，且涉及两种材料之间的连接，是该结构最关键和薄弱的部位。因此，研究桩基-重力式复合结构在水平荷载作用下连接节点的受力特性，分析不同构造措施连接节点的水平承载特性十分必要。本文利用ABAQUS软件建立桩基-重力式靠船墩模型，分析连接节点在船舶撞击荷载下的响应，并研究不同因素的影响。

1 计算模拟

依托大连新港续建30万吨级(兼靠45万吨级)的进口原油码头工程进行改进，桩基-重力式靠船墩结构见图1。选取30万吨级油船为设计船型，综合考虑船舶在靠岸过程横移的附加水体质量，通过增大船体的密度建立有限元模型，取船舶尺寸为167 m×60 m×31.2 m(长×宽×高)。防冲板尺寸为7 640 mm×3140 mm×30 mm(长×宽×厚)，橡胶护舷采用SUC2500H标准反力型两鼓一板橡胶护舷。根据美国ASCE手册《船舶靠泊、系泊及维修设施设计》[6]，对于大型船舶，船舶法向靠岸速度为0.09～0.15 m/s，本文选取极端情况0.15 m/s进行分析。

图1 桩基-重力式靠船墩结构(高程：m；尺寸：mm)

1.1 材料参数

在计算模型中，墩台和沉箱采用C40混凝土，钢管内核心采用C50混凝土，并采用塑性损伤模型[7]来定义混凝土材料的塑性破坏准则。圆钢管采用Q345钢，采用双折线模型，其屈服强度为335 MPa，极限屈服强度为536 MPa，极限应变为0.099 2。基床抛石和沉箱抛石采用线弹性模型，岩基采用Mohr-Coulomb模型，黏聚力为16.26 MPa，内摩擦角为55°。

船舶采用实体单元，选用线弹性材料模型，密度为975.29 kg/m3。防冲板采用Q235钢材，抗弯强度设计值为215 MPa，抗剪强度为125 MPa，弹性模量为206 GPa，屈服应力为235 MPa，泊松比为0.3。橡胶护舷选取含有2个参数的Mooney-Rivlin模型，Rivlin系数C10=2.02、C01=0.02。

1.2 单元类型和网格划分

单元类型的选择和网格划分对数值分析结果可靠性具有影响[8]。本文模型采用线性减缩积分单元(C3D8R)，适合于接触分析，计算时间少，当模型发生较大变形时，对位移的求解结果较为精确。处理模型时对连接节点局部的网格划分进行加密，整个有限元模型包含4万～5万个单元。

1.3 接触设置

ABAQUS中通常采用“硬接触”与绑定约束两种接触设置[9]，橡胶护舷与防冲板和墩台、钢管桩与防冲板和墩台采用绑定约束，其余部件采用“硬接触”。

1.4 模态分析和阻尼计算

采用Lanczos方法进行模态分析[10]，在结构振动中，高阶模态能量占比较低，不容易被激发，故取前5阶模态见表1。1～3阶振型的频率相差不大，说明结构的刚度分布均匀，整体性较好。在结构设计中，应尤其避免频率在0.636～1.021 Hz。

表1 桩基-重力式靠船墩模态分析

根据瑞利阻尼[11]，工程上对于钢筋混凝土结构一般取第i、j阶阻尼比ξi、ξj均为0.05，阻尼部分在系统响应的低频段起主导作用，两个振动频率的范围选取0.636 ～1.021 Hz频段，则ωi=3.997、ωj=6.416(ωi、ωj为结构的第i、j阶的角频率)，得到阻尼系数α=0.246 2、β=0.009 6。

2 连接节点响应分析

模拟船舶沿X向以0.15 m /s速度靠泊撞击桩基-重力式靠船墩，分析连接节点的响应分析。由于结构及荷载施加的对称性，取1#、2#、4#、6#、7#连接节点为研究对象。定义沉箱顶面高程为0 m，取沉箱顶面靠海侧前沿单元分析连接节点的响应，取桩身靠海侧前沿单元桩身响应。

2.1 位移响应分析

船舶以X向靠泊撞击靠船墩，连接节点X向位移时程曲线见图2a)，连接节点的位移随着时间的增加先增大后减小，当船舶与橡胶护舷分离后，连接节点的残留位移很小，最终位移随着结构的自由振动产生小幅度的波动。桩身X向位移响应见图2b)，各个钢管混凝土桩的位移随着高度的增加而增大，增长速率由小变大再变小，钢管混凝土桩与上下结构的固接连接，增加了中部群桩的整体刚度。前排桩的位移发展速率大于后排桩；桩顶的位移值相差不大，说明上部结构呈沿X向水平平动。

图2 连接节点与桩身X向位移响应

2.2 应力响应分析

桩基-重力式靠船墩最大主应力云图见3。由图3a)可以看出，应力集中现象比较明显，最大主应力主要集中在桩与墩台和沉箱的连接处，对于同一根桩，桩与墩台连接处的后侧及桩与沉箱连接处的前侧应力最大；由于钢材的抗拉强度远大于混凝土，因此，墩台与沉箱的最大主应力比钢管桩小近一个数量级。隐藏钢管后输出的最大主应力云图见图3b)，同样是墩台和沉箱与桩连接处发生应力集中现象，最大主应力最大值3.569 MPa，即钢管内的核心混凝土及沉箱混凝土均进入塑性损失阶段。

图3 桩基-重力式靠船墩最大主应力云图

2.3 损伤响应分析

损伤发展时程曲线可以描述连接节点单元损伤严重程度以及损伤的发展过程,连接节点损伤发展时程曲线见图4。由图4a)可看出，1#连接节点沉箱单元出现损伤时间最早，最终受拉损伤系数最大，损伤最严重。损伤系数时程曲线出现峰值平台逐步跃升，在平台阶段，裂缝进行张开与闭合，损伤系数不发生变化；随着荷载逐步施加，损伤逐渐积聚，裂缝不断增长和发展，当累计损伤效应达到一定水平时，损伤系数会从一个峰值涨到另一个峰值，直到损伤增大到一定极限值时，最终发展成贯通结构的宏观裂缝，造成结构完全破坏。由图4b)可看出，前排连接节点核心混凝土单元出现损伤时间早于中、后排，且最终受拉损伤系数大于中、后排。相比于沉箱单元，核心混凝土单元出现损伤时间早，但沉箱单元最终损伤更严重。

图4 连接节点损伤发展时程曲线

3 影响因素分析

3.1 埋入深度

建立埋入深度分别为0.6、0.8、1.0、1.2、1.4、1.6、1.8、2.0、2.2和2.4 m的有限元模型。不同埋入深度的连接节点特性见图5。可以看出，位移时程响应呈现的规律是一致的。随着埋入深度的增加，对桩的嵌固能力增大，连接节点的位移峰值逐渐减小；当埋入深度超过1.2 m(1倍桩径)后，位移峰值相差不大，再增加埋入深度，对位移极值影响不大，因此，桩的埋入深度不应小于1倍桩径。同时，桩的埋深对沉箱单元的影响略大于核心混凝土单元的损伤，但影响程度均很小，随着埋入深度的增加，其损伤略微减小。

图5 不同埋入深度的连接节点特性

3.2 桩径尺寸

建立桩径尺寸分别为1.2、1.4、1.6、1.8和2.0 m的有限元模型。不同桩径尺寸的连接节点特性见图6。可以看出，随着桩径的增大，连接节点的位移极大值越小；当桩径大于1.8 m后，连接节点位移极大值减小的幅度变小。随着桩径尺寸的增大(取1#和7#连接点作为研究对象)，连接节点单元的损伤发展峰值减小，最终损伤破坏越小，当桩径尺寸达到2.0 m，仅有1#连接节点的核心混凝土产生小范围低程度受拉损伤。

图6 不同桩径尺寸的连接节点特性

3.3 钢管壁厚

建立钢管壁厚分别为30、35、40、45和50 mm的有限元模型，不同钢管壁厚的连接节点特性见图7。可以看出，连接节点的位移随着时间增加先增大后减小，且位移时程响应曲线几乎是重合的，钢管壁厚对连接节点的位移几乎没有影响。在钢管混凝土桩直径为2.0 m情况下，随着钢管壁厚的增加，连接节点沉箱单元均不产生损伤破坏，1#和7#连接节点核心混凝土单元受拉损伤系数峰值减小，当钢管壁厚为50 mm时，1#和7#核心混凝土单元均不产生损伤，整个结构都不产生损伤破坏。

图7 不同钢管壁厚的连接节点特性

3.4 沉箱高度

为满足结构稳定性要求，沉箱高度应在9.94～19.94 m之间。建立沉箱高度为10、12、14、16、18 m的有限元模型。不同沉箱高度的连接节点特性见图8。可以看出，随着沉箱高度的增加，连接节点X向位移峰值越小；当沉箱高度为18 m时，其连接节点位移极值大幅度减小，相比沉箱高度为10 m时减小了25%。由图8b)、c)可看出，随着沉箱高度的增加，连接节点单元的损伤发展峰值减小；当沉箱高度为18 m时，7#连接节点的沉箱单元受拉损伤系数峰值迅速下降，而其他位置受拉损伤减缓并不明显。

图8 不同沉箱高度的连接节点特性

综合上述因素影响，在每一种沉箱高度情况下进行试算，对比在满足结构整体稳定性及位移、应力要求的基础上，采用连接节点恰好不产生损伤破坏的有限元模型。发现钢材的价格在费用中起控制作用，通过扩大桩径尺寸和钢管壁厚来降低连接节点损伤破坏的措施是不经济的，提高沉箱的高度来降低连接节点损伤更为经济合理。

3.5 构造措施

建立底部加强环式、外加强环式、栓钉式、加劲肋板式连接节点局部有限元模型，不同构造措施的连接节点见图9。采用荷载控制方法，在结构底部施加约束，在桩顶逐步施加荷载。为对比不同构造措施连接节点的承载特性，定义以连接节点单元开始产生破坏的荷载为承载荷载，以沉箱单元损伤突变时荷载为极限荷载。

荷载-受拉损伤系数对比见图10。可以看出，不同构造措施连接节点单元的损伤系数均随荷载增加表现出峰值平台的逐步跃升，采取构造措施的连接节点的核心混凝土单元产生损伤破坏的荷载开始增大，可以有效减轻核心混凝土单元的损伤破坏；沉箱单元产生突变的荷载也增大。采取构造措施的连接节点可以明显提高连接节点的承载荷载，改善连接节点的极限承载能力。

图9 不同构造措施的连接节点(单位：mm)

图10 荷载-受拉损伤系数对比曲线

4 结论

1)对桩基-重力式靠船墩非线性模型进行模态分析及阻尼计算，其低阶振型的频率相近且较低，低阶振型主要表现为上部墩台和桩基的平动，高阶振型主要为中后排桩的扭动，结构刚度分布均匀且整体性较好。

2)连接节点主要产生X向的速度与位移，前排连接节点的位移峰值大于后两排；应力响应分析中，最大主应力峰值出现在前排桩与沉箱交接处前侧，且前排连接节点的应力发展速度及最终损伤均大于后两排。

3)桩的埋入深度应不小于1倍桩径，当埋入深度超过1倍桩径后，增大埋入深度对改善连接节点受力特性效果不明显；增大桩径尺寸是改善连接节点的受力特性最有效的措施，提高沉箱高度是改善连接节点的受力特性较为经济合理的措施。

4)底部加强环式、外加强环式、栓钉式和加劲肋板式连接节点均可以提高连接节点的承载力，连接节点设置加强构造措施，可以在不增大桩径和沉箱高度、降低造价成本的基础上，满足连接节点的受力要求。

5)以上结论仅限于以上数值分析得出，有待实际工程验证。