天津港高桩码头桩基.doc

天津港高桩码头桩基岸坡土体相互作用的数值分析廖雄华1，张克绪2(1.同济大学 地下建筑与工程系；2.哈尔滨工业大学 建筑工程系)摘 要：本文以天津港高桩码头14#泊位的特定地层条件、土性参数、桩基结构体系为对象，对天津港高桩码头桩基结构岸坡土体相互作用的平面应变问题，进行了较逼近问题原型的FEM数值分析。本文的桩基岸坡土体相互作用数值模型具有以下特点：(1)桩体结构由一般梁杆单元的两个端点加上桩身周边有限的网格节点的广义位移法来描述；(2)采用梁端、桩端节点线位移间的主-从位移约束关系处理结构构件间的搭接关系；(3)所采用的土本构模型认真地考虑了土力学中分级加载的应力历史问题。方法能很好地考虑大直径桩体结构的尺寸效应，以及相互作用问题原型的几何拓扑关系，数值分析的结果较为全面地揭示了港口码头工程桩坡体系相互作用的规律。研究结果可供码头工程设计参考。关键词：桩基岸坡土体相互作用；高桩码头；港口工程；FEM；数值分析作者简介：廖雄华(1969)，男，安徽繁昌人，同济大学地下系博士后，主要从事土木工程问题的力学耦合分析及大型结构有限元分析软件开发等。岸坡土体与桩(群桩)的相互作用是近海、近岸工程结构设计中常遇到的问题。传统的港工桩基设计方法缺乏对桩土相互作用问题的深入研究，使得有些码头工程竣工后不久就出现断桩、裂桩，承台发生较大位移或整个码头差异沉降显著等现象。因此积极开展港工桩基设计计算方法方面的深入研究是必要的。本文在文献1基础上对桩土相互作用的数值方法作了一些研究并提出了若干改进，包括：(1)建议了一种用梁杆单元和桩周节点的广义位移法模拟(大直径)桩体结构的数值方法。(2)把非线弹性邓肯张模型与理想弹塑性模型结合起来，形成了非线性弹性理想塑性的复合本构模型。该模型可以直接利用岩土工程勘查资料。(3)系统地探讨了工程施工力学的概念，并建议了一套综合施工力学观念的桩基岸坡土体相互作用耦合分析的具体数值途径。本文给出了上述思想在工程实例中的应用研究。1 天津港高桩码头工程设计天津新港位于渤海湾西岸，地质年代属于第四纪全新世新鲜层，表层数十米厚的土层属于海相沉积和河口三角洲相冲积层，从上至下地层组成为：(1)淤泥或淤泥质粘土；(2)亚粘土(粉质粘土)或粘土；(3)亚砂土(粉土)；(4)粉砂。海相沉积层为软土，一般分布在-14.0m以上，土的含水量一般大于40%，孔隙比大于1.0，天然含水量大于液限，具有高压缩性，呈流塑状，承载能力低。粉砂地层厚度一般大于3.04.0m，通常埋深在-20.0m以下，以此层作为桩基持力层。 根据工程地质勘查资料以及码头桩基结构多年来使用情况的调查研究，选择其中的二港池14#泊位的岸坡桩基结构体系为典型分析剖面，如图1所示(参见：柴长清，天津新港地区高桩码头卅年，交通部第一航务工程局1993年内部资料). 根据14#泊位后方货场两个勘察钻孔的土样，由常规土工试验测得各层土的物理力学性质指标1。本文数值计算所需的各层土静力性能指标通过静三轴试验获得，试验所采用的侧向固结压力分别为100kPa、200kPa、250kPa和300kPa.图1 14#泊位的岸坡桩基结构体系剖面表1 各层土的静力性能指标和Duncan Chang模型参数指标第二层粘土第三层粘土第四、五层粉质粘土第六层粉砂总强度指标/13.116.221.033.2c/kPa10.018.020.020.0有效强度指标/22.828.128.834.8c/kPa6.010.022.00K426652135n0.400.780.920.42Rf0.880.930.780.86后承台直桩共8根，每根长23.5m，A=0.4m0.4m的方形截面，C40混凝土Es=3250MPa、抗弯刚度EJ=6933.3kNm2，轴向变形刚度EA=520000kN.前承台直桩和斜叉桩共8根桩，每根桩的截面A=0.5m0.5m、C40混凝土Es=3250MPa、EJ=16927.1kNm，EA=812500kN.6根直桩的桩长为26.0m，其中承台前沿的4根集束桩简化成1根截面A=1.2m1.2m、抗弯刚度EJ=492480kNm2、轴向变形刚度EA=4104000kN的等效桩体。2根叉桩每根桩长约为27.5m.前台横梁的截面为A=0.8m1.4m的矩形，EJ=466480kNm2，EA=2856000kN.后台横梁的截面为A=0.8m1.2m的矩形，EJ=293760kNm2，EA=2484000kN，C20混凝土Es=2550MPa.混凝土比重皆取为2.49.8kN/m2，泊松比=0.17.2 码头桩基与岸坡土体受力分析体系的FEM数值建模从图1可见，14#泊位由前、后承台两部分组成。岸坡土体与前、后承台梁板体系之间通过桩发生相互作用。前承台排架间距7.0m，后承台排架间距3.5m.将码头岸坡土体与承台结构体系简化成平面应变问题，岸坡土体的计算厚度取为7.0m，前承台取一榀排架，后承台取二榀排架。前承台横梁为三跨连续梁，与桩刚性连接；后承台横梁除第一跨与桩为刚性连接外，其余与桩顶皆为简单的搭接(即两个构件之间没有任何构造上的连接措施)，搭接关系在本文小应变小位移非破坏性的受力分析中直接模拟成铰接。前、后承台的横梁可简化成两端固支，一端固支、一端铰支，或两端铰支的梁杆体系。桩基结构做如下离散：泥面以上的桩体部分划分为1节无几何尺寸的梁杆线元，而泥面以下的桩体部分由于需要考虑桩土间相互作用的尺寸效应，所以用普通的梁杆单元和桩周节点的广义位移来模拟1。岸坡土体部分用4、5、6节点等参元或3节点常应力-应变单元离散。岸坡土体桩基结构体系的整体计算域大致取105.0m32.5m的范围，整个桩基岸坡土体有限元分析离散模型以及力学边界条件如网格图2所示。由于仅有码头后方货场两个勘察钻孔的地质资料，所以不足以对整个岸坡土体做出细致的划分，故根据码头地层呈层状均匀分布的假设，以及码头后方货场的地层剖面柱状图和码头14#泊位的桩基土体剖面图1，标定各层土性参数与层厚如下：-2.1-4.3m为表1中的第二层粘土，层厚为2.2m；-4.3-17.5m为表1中的第三层粘土，层厚取13.2m；-17.5-18.7m、-18.7-24.5m为表1中的第四、五层粉质粘土，层厚取1.2m+5.8m；-24.6-30.0m*.*1中的第六层粘土，层厚取5.5m.以上土层的材料静力学指标均应取表1中的总强度指标。此外，堆石棱体以及码头岸基部分的碎石和砂垫层的材料力学性质(Duncan Chang模型参数)可参考砂土层的力学性质指标，根据经验可给定为：棱体材料的K值取砂K值的2.5倍，碎石的K值取砂K值的1.5倍，其它参数可取相同值。图2 桩基岸坡土体有限元分析体系离散模型及其力学边界条件网格示意如图1所示：-2.10.0m为碎石和砂垫层，层厚为2.1m，其中砂层厚度为0.5m；0.0m2.5m为棱体(块石)和砂垫层，层厚为2.5m.该层的土性参数取表1中的有效强度指标。对于天津港高桩码头的桩基岸坡土体相互作用问题，本文在有限元数值建模方面有以下一些重要的细节，这些细节同时也表明了本文在数值模拟方面的若干改进之处：(1)整个岸坡土体的网格划分综合了实际问题所给定的地层条件和水位条件等。(2)真实的码头桩基体系中叉桩与直桩之间是不互相干扰的，但对实际工程做二维平面问题简化时，将会产生叉桩与直桩在投影平面内相交的现象，使离散模型中模拟桩体的梁杆单元(或实体单元)相交节点的力学性质难以定义，这种冗余的网格节点实质上反映了一种人为约束，它的引入将改变整个桩梁结构体系的刚度(数值实验表明这种误差的影响很大).上述问题在文献2中也曾讨论过，并通过改变实际桩基结构的拓扑关系来克服这一困难，比如改变叉桩的位置和桩长等。文献3指出实际工程问题简化为二维问题的最大误差约为10%，并建议应该进一步研究新的网格剖分技术。本文由于整个桩体结构是用两端节点描述加上桩身用桩周节点(也是土体单元的节点)的广义位移法来体现，所以从网格剖分的细部上看能够部分地克服这个问题，因此投影相交的公共节点是土体单元网格节点而非梁杆单元的交点(参见网格图2中桩体“交叉”处的局部细节)，节点的力学性质描述也更合理些。(3)在码头桩梁结构体系中，对于前后承台横梁间的梁端相互作用，后承台除第一跨梁外其余各跨之间以及各跨与桩顶之间的搭接关系，目前较为常见的做法是用刚度很柔的一节短梁连接两边的横梁，用减小桩顶单元的刚度2或设置桩与横梁、横梁与横梁两俩间的多个接触单元等。本文基于多重子结构有限元分析程序系统JIGFEX(大连理工大学工程力学所研制开发)模拟技术，把前台承台横梁的端部模拟成两个节点、把后承台的横梁除第一跨外其余各跨的端部以及各跨所搭接的桩顶模拟成3个节点，这显然与实际问题的原型是相符的。只需在在数值模拟中把以上各个节点坐标之间的差值取得很小，比如使x10-3、y10-3就可以完全满足工程精度要求，而不影响桩梁结构体系的刚度和实际尺寸。本文假设在正常的工况下(主要是前后承台的竖向荷载以及后方货场的短期堆载作用)，可不考虑前后承台间的接触作用，并认为桩顶与横梁间不可能滑动、横梁横梁之间无挤靠和分离的接触行为。因此采用梁端、桩端节点线位移间的主从约束关系5来处理这种搭接铰约束，从而通过这一途径在数值模型中完全反映出梁元在端部铰接时的力学行为与杆元的铰接有本质不同。详见图2中的局部放大示意图。经过上述各方面的工作，本文所研究的天津港码头14#泊位桩基岸坡结构体系的有限元数值模型基本上就已建立起来。最后根据码头实际的荷载设计标准给出14#泊位桩基岸坡相互作用数值分析的载荷条件。取最不利的荷载工况组合进行受力分析，具体荷载情况如下：前承台设计的最大水平靠岸力为17.59.8kN，系缆力为6.09.8kN；前后承台的设计堆载分别为2.0t/m2=19.6kN/m2、3.0t/m2=29.4kN/m2，这两部分的荷载可以作为前后承台横梁的四元荷载模型化；后方货场的设计堆载为4.0t/m2=39.2kN/m2，这部分的荷载可离散成土体单元节点荷载施加到数值模型中。表2 天津高桩码头安全性分析荷载工况工况体系自重荷载前承台堆载后承台堆载货场堆载船舶靠岸力船舶系缆力岸坡疏浚施工扰动工况1工况23 工况荷载分析根据文献1于施工力学问题的若干认识，问题的分析要分为下面3个步骤：(1)码头岸坡土体在自重荷载作用下的初始应力状态分析；(2)码头桩基与岸坡土体在桩基结构自重荷载作用下的应力状态分析；(3)对具有上述初始应力水平的码头桩基岸坡体系在使用工况荷载作用下的应力分析。3.1 桩基岸坡土体在不同工况荷载作用下的位移场对比 在表2中工况1、工况2荷载的作用下岸坡土体的位移矢量场对比如图3所示。图3中两个位移矢量场的细微差别反映了岸坡土体在不同工况荷载作用下变形机制上的差异性。两者的共同特点是，后方货场堆载使坡顶土体都有一整体下滑趋势，这与岸坡土体自重作用下的位移趋势是一致的，但由于土坡中的桩基结构体系的影响“遮帘作用”，这种下滑趋势都会减弱，而前后承台有无堆载的工况差异又导致这种下滑趋势弱化结果的不同。如图3(b)所示，在无承台载作用的情况下，下滑趋势被弱化后发展成水平向海的位移，与有堆载的情况不同；当前、后承台本身都有堆载时，桩基结构在弱化坡体下滑变形趋势的同时，使自身的沉降与整体下滑运动矢量合成。如图3(a)所示，与前者的运动位移趋势比较起来，后者则是一个相对稳定的位移场，因为后者更多的是导致码头承台面的沉降大一些，而不会象前者那样产生较大的码头向海倾覆趋势以及前后承台的挤靠并使各个桩体受到较大的水平剪力作用。上述岸坡土体变形机制的差异性由于土结构相互作用会在桩梁体系的结构内力上有所反映。3.2 码头桩基结构在不同工况荷载作用下的内力对比表3 图4中泥面以上自右起前乘台两根叉桩的轴力(单位：kN)第1根桩第2根桩工况上端下端上端下端工况1192.684146.452-732.982-787.066工况246.3490.117-130.069-184.1533.2.1 工况1和工况2荷载作用下，两根叉桩的轴力对比 从表3的对比分析可见，前叉桩(表中第2根桩)一般都是受压，而后叉桩(表中第1根桩)一般都是受拉，这表明：在工况1荷载作用下，较大的后方堆载使坡顶土体下滑，在受到后承台直桩及前承台后叉桩的阻挡后，发生较强的土结相互作用，并改变了后叉桩的受力情况，由可能的受压变为受拉；与后叉桩情况相反，前叉桩不但提供平衡前承台堆载的反力，而且由于与后承台的铰接关系，还须提供阻止后承台桩梁体系的向海水平移动的抗力，因此受压较大。而在工况2荷载作用下，前后承台桩梁体系因为无铰接约束，相当于两个独立的工作体系，前承台在船舶系缆力作用下，水平抗力由前承台3根直桩和叉桩提供，前叉桩受压、后叉桩受拉的机理都是好理解的。(a) 工况1(b) 工况2图3 荷载作用下的岸坡土体位移矢量场两种工况下的结构轴力分布对比如图4，从图4还可看出后承台横梁体系中，有若干段横梁是受拉的，尤以岸基最后方的一段横梁受拉力最大，这与两种工况中均有较大的后方堆载有关，堆载导致坡顶下滑，推动后承台直桩向后倾覆并使横梁受拉。以上是从受力分析结果对岸坡土体桩基结构相互作用机理的一种推断，可供码头结构设计过程中参考，实际工程应用中还需要进一步验证核实。(a) 工况1(b) 工况2图4 荷载作用下桩梁结构的轴力分布(单位：kN)桩梁体系在工况1和工况2的作用下，除前后承台横梁以及前承台两根叉桩的轴向内力差别较大外，泥面以上各个直桩的轴力分布仅在数值大小上有所不同，而在分布趋势上没有本质上的区别。但两种工况荷载作用下泥面以上各桩的弯矩分布却体现了两者间的一些本质区别。具体的内力值如表4、表5所示。3.2.2 工况1和工况2荷载作用下结构体系的弯矩对比 从表4可看出前承台临海面的第1根桩(也即表中第3根桩)在工况1荷载的作用下上端与横梁刚性节点承受的弯矩作用较大，而在工况2荷载的作用下泥面以上的桩体内已出现反弯点，弯曲作用变得复杂起来。此外工况2下后承台泥面以上的6根桩均显著受到弯矩作用，其中后承台与横梁刚性连接的第一根桩的弯矩内力为：上端13.675kNm，下端-11.863kNm.值得指出的是，与桩梁体系自重荷载作用下的弯矩分布图比较起来，前后承台及后方货场的堆载虽然没有使弯矩分布趋势发生根本的改变，但却使桩梁体系在自重荷载作用下的最危险节点位置发生了移动，由原来的第二跨与第三跨间的刚性节点后移到第一跨与第二跨间的叉桩横梁节点处，并且在前承台临海面的第一刚性节点产生较大的弯矩集中。这一现象在工况2荷载的作用下表现得更为显著。表4 图5中泥面以上自右起前承台3根直桩的弯矩内力(单位：kNm)第1根桩第2根桩第3根桩工况上端下端上端下端上端下端工况112.430-5.89326.601-16.772221.900-35.547工况2-0.5793.46810.375-10.26648.381-58.155表5 图5中泥面以上自右起前承台2根叉桩的弯矩内力(单位：kNm)第1根桩第2根桩工况上端下端上端中部下端工况1-23.83419.15533.945-2.425工况2-48.42637.04019.656-7.3549.320(a) 工况1(b) 工况2图5 荷载作用下桩梁结构的弯矩分布(单位：kNm)从两种工况荷载作用下的桩梁体系结构弯矩内力对比可看出(见图5)，无论是直桩还是叉桩，两者的弯矩内力分布差别都很大，尤以前承台的桩体内力差别最为显著。并且工况条件对前承台临海面的第一根直桩以及后面两根叉桩的弯矩内力分布影响较大。对于码头-岸坡桩基结构体系，在工况2的荷载条件下，桩基结构体系的受力情况最不利，桩体内弯矩作用复杂且存在反弯点(前承台泥面以上前叉桩内存在两个反弯点)，在叉桩与横梁的刚性节点处