地震作用下分离卸荷式板桩码头动力响应研究

谭慧明，焦志斌，梅涛涛

（1.河海大学海岸灾害及防护教育部重点实验室，江苏南京210098；2.河海大学港口海岸与近海工程学院，江苏南京210098；3.南京水利科学研究院水文水资源与水利工程科学国家重点实验室，江苏南京210029）

地震作用下分离卸荷式板桩码头动力响应研究

谭慧明1，2，焦志斌3，梅涛涛1，2

（1.河海大学海岸灾害及防护教育部重点实验室，江苏南京210098；2.河海大学港口海岸与近海工程学院，江苏南京210098；3.南京水利科学研究院水文水资源与水利工程科学国家重点实验室，江苏南京210029）

本文对水平向地震作用下的分离卸荷式板桩码头动力响应进行了有限元数值模拟。对码头施工过程进行了模拟，通过与现场试验结果对比，检验了有限元模型的合理性和正确性，并进行了不同强度地震作用下分离卸荷式板桩码头的动力响应数值计算。结果表明：在水平向地震荷载作用下，前墙-拉杆-锚碇墙以及前桩-后桩-卸荷平台均能形成整体结构受力体系，仍然发挥承担荷载的作用；后桩的弯矩方向在动力作用下可能发生改变，但前墙、前桩和锚碇墙的弯矩方向基本不变；随着地震峰值加速度的增大，前墙、前桩、后桩、锚碇墙以及拉杆的最大内力值都呈现为不同比例的增大，其中前墙弯矩增幅最大，锚碇墙弯矩和拉杆拉力的增幅次之，前桩和后桩的弯矩增幅最小，表现出了码头结构分离卸荷的特点。

板桩码头；动力响应；地震波；结构内力

1 研究背景

板桩码头因其施工方便、造价低和耐久性好等优点而被广泛使用。随着经济的发展，码头建设也正在向大型化、深水化，一种新的板桩码头结构被提出——分离卸荷式板桩码头［1-2］。分离卸荷式板桩码头结构主要由前墙、锚碇墙、拉杆以及卸荷平台体系组成，是通过卸荷平台体系承载码头上部结构等荷载，以达到减小前墙荷载，加大港池开挖深度的效果。目前这种板桩码头结构已经在唐山港区成功应用于10万吨级码头，效果良好［3］。

已经有一些学者对这种新的板桩码头展开了研究［4-5］，目前主要是针对其可行性以及静力承载特性等展开，但实际震害调查表明，地震动力作用和土层液化都会造成板桩码头结构的破坏［6］。板桩码头的抗震设计目前主要采用拟静力法和动力法。Susumu Iai等［7］采用有限元有效应力法对地震作用下的两座板桩码头结构进行了计算分析。Samuel R.Christie等［8］采用有限元法对地震作用下板桩码头进行了计算，结果表明动力计算结果与拟静力计算结果在动力增量方面是相当的。考虑到关于地震作用下分离卸荷式板桩码头结构动力响应的研究还少有开展，为了阐明其动力响应特点，本文以分离卸荷式板桩码头工程实际为原型，建立有限元数值分析模型，对水平地震作用下的分离卸荷式板桩码头进行计算分析，研究其在不同强度水平地震作用下的动力响应。

2 数值模拟

2.1 计算原型以唐山港试验码头为原型，采用有限元数值模拟方法进行动力计算。通过现场钻孔取样并进行室内试验获得各土层的物理力学性质指标（见表1）。分离卸荷式板桩码头结构示意见图1。

试验码头结构的主要设计方案是：前墙厚1.05 m，其上浇筑混凝土胸墙；在墙后设有钢筋混凝土承台（厚度1 m），承台基础由两根灌注桩组成，桩间距为5.25 m，灌注桩的纵向间距为4.4 m，海侧桩离码头前沿线4.0 m，由1.2 m×1.6 m灌注方桩组成；陆侧桩为1.2 m×1.2 m灌注桩。在胸墙和锚碇墙之间采用Q345ϕ95的拉杆连接；锚碇墙厚为1.1 m。码头施工主要分成结构施工期、前沿浚深期和上部结构安装期，其中码头浚深挖泥深度为16.0 m。码头前沿15.5 m范围内的均布荷载为30 kPa，15.5 m范围以外的均布荷载为80 kPa。

表1 土层主要物理力学指标

图1 分离卸荷式板桩码头结构

2.2 计算模型图2为有限元计算模型。计算主要分为静力和动力计算。静力计算主要考虑了码头施工的主要过程；动力计算是指在静力计算的基础上，施加水平向地震作用，进行码头结构动力时程分析。

图2 分离卸荷式板桩码头有限元计算模型

由于墙体混凝土的模量远大于土体的模量，所以在有限元计算模型中混凝土材料采用线弹性材料来模拟。由于采用二维有限元进行计算，因此以桩间距范围内抗弯刚度相同为原则，桩体采用等效的板单元来模拟。前墙与锚碇墙之间的拉杆采用锚杆单元来模拟，为了能反映拉杆的实际工作状态，给其施加50 kN/m的预张拉力。各结构构件的计算参数见表2。

土体采用摩尔-库伦模型，土体参数见表1。采用弹塑性模型来模拟土与结构的接触面，根据土体强度和强度折减因子确定界面参数，本文强度折减系数取为0.7。

表2 码头结构构件计算参数

在静力计算中认为有足够的排水稳定时间，所以此阶段中土体是排水的；在动力计算中，由于作用时间较短，所以认为此阶段土体是不排水的。在动力计算中，本文还考虑了材料的阻尼特性，采用常用的瑞利阻尼来模拟材料阻尼。

为了保证计算结果的正确性，需要为模型设置适当的边界条件。对于静力计算，在模型左、右设置水平位移约束，在底部设置竖向位移约束。对于动力计算，模型左、右边界采用黏滞吸收边界［9］模拟无限远处边界，避免应力波在模型边界处反射而在模型内来回振荡，影响计算结果。

在静力计算部分，荷载主要是指结构与土体的自重作用以及上部荷载，地下水位设置在-1.5 m处。动力计算中，在模型底部施加水平方向的动力加速度时程。为了分析不同强度地震作用下码头结构的动力影响，将加速度时程按照下式进行调整

另外，为了分析不同加速度时程对板桩码头动力响应的影响，在模型底部施加EL-Centro波进行计算，标准化处理后的地震波（峰值加速度加速度时程见图3，采样时间间隔均为0.02 s。

图3 标准化EL-Centro波加速度时程

2.3 模型验证前墙是码头的重要结构，其主要承担海侧和陆侧土压力差造成的水平力，前墙弯矩是设计的重要参数。图4给出了静力条件下前墙弯矩的实测值和有限元计算值，其中实测值是观测期末的观测结果。从图4可以看出，实测值和计算值都表明前墙弯矩存在明显的拐点，拐点接近疏浚开挖的深度。在有限元计算结果中，拉杆锚碇处存在较小的拐点，与实测值不符，是由于现场试验中该段前墙与胸墙组合在一起，厚度增大，而在有限元模型中并未考虑墙厚的变化。

图5为前桩（海侧桩）弯矩分布图。从图5可以看出，桩身弯矩沿深度分布也存在拐点，拐点以上前墙海侧面受拉、陆侧面受压（负弯矩），拐点以下陆侧面受拉、海侧面受压（正弯矩），但拐点位置计算值与实测值有差异。桩身的最大弯矩值大于前墙最大弯矩值，说明卸荷承台体系起到了很好的承担后方土压力及上部荷载的作用，有效减小了作用于前墙的荷载。

在整个板桩码头结构中，拉杆起到了将前墙、锚碇墙联系起来的关键作用。拉杆最大拉力试验结果分别为321kN，有限元计算结果为446.1kN。

综合比较图4、图5现场试验结果和有限元计算结果，有限元计算结果与现场试验结果基本吻合，能反映出卸荷承台体系在码头结构中起到了承担水平土压力、减小前墙荷载的作用。有限元计算结果基本反映了前墙、桩体以及拉杆等主要构件内力分布规律，有限元计算模型是可信的，可以作为动力分析的计算基础。

图4 静力条件下前墙弯矩分布

图5 静力条件下前桩弯矩分布

图6 不同峰值加速度作用下前墙弯矩包络图

3 计算结果分析

3.1 前墙图6是不同峰值加速度作用下前墙弯矩包络图。从图6可以看出，在前墙上段以负弯矩为主（海侧受拉、陆侧受压），下半段以正弯矩为主（海侧受压、陆侧受拉），弯矩变化明显，存在明显的拐点。随着峰值加速度的增大，前墙的弯矩不断增大。从沿深度分布来看，弯矩的最大值总是出现在码头浚深开挖深度范围内，且都为负弯矩；由于土体的约束作用，前墙下部埋深段（-16 m以下）弯矩值明显变小，这表明土体对前墙的嵌固作用良好；但是随着地震强度的增大，弯矩变化的拐点是不断降低的，说明土体对前墙的约束作用是减弱的。从计算结果也可以看出，地震波强度对前墙正弯矩包络线基本没有影响。

图7是不同峰值加速度作用下前墙最大弯矩变化曲线。从图中7可以看出，随着地震波峰值加速度的增大，前墙承担的荷载是增大的，前墙最大弯矩也是不断增大的，且这种增大是十分明显的，与静力状态相比最大放大倍数为3.26。

图7 不同峰值加速度作用下前墙最大弯矩变化曲线

3.2 前桩（海侧桩）图8是不同峰值加速度作用下前桩弯矩包络图。从图8可以看出，在前桩上段以负弯矩为主，下半段以正弯矩为主，弯矩变化明显，存在明显的拐点。随着峰值加速度的增大，前桩的弯矩不断增大。从沿深度分布来看，最大弯矩均为负弯矩；随着峰值加速度的增大，最大弯矩的位置有下移的趋势，前桩负弯矩的拐点位置也相应降低。负弯矩拐点的存在同时也表明，在整个地震时程作用过程中在前桩的下部都不会出现负弯矩，即使峰值加速度增大至0.5 g时也基本不会出现，土体对前桩的嵌固作用良好。计算结果还表明，地震波强度对前桩正弯矩包络线基本没有影响。

图9反映了不同峰值加速度作用下前桩最大弯矩变化规律。从图9可以看出，随着峰值加速度的增大，前桩承担的荷载增大，其最大弯矩也显著增大，与静力状态相比最大放大倍数为1.96。与前墙最大弯矩放大倍数相比，前桩最大弯矩放大倍数较小。

3.3 后桩（陆侧桩）图10是不同峰值加速度作用下后桩弯矩包络图。从图10可以看出，后桩的下半段会出现明显负弯矩。随着峰值加速度的增大，后桩的弯矩不断增大。从沿深度分布来看，最大弯矩均为负弯矩；随着峰值加速度的增大，最大弯矩的位置略有下移，但基本在-6 m左右。与前桩相比，后桩的弯矩明显较小，前桩的最大弯矩值基本为后桩最大值的2.2倍左右，而其抗弯刚度比为2.37，这说明在地震作用下前桩和后桩的变形是比较接近的，同时也说明在卸荷承台结构体系中，平台起到了很好的连接作用，协调了前桩和后桩的变形。但是前桩和后桩在弯矩分布上仍表现出了不同的特点，在前桩下段部分基本不会出现负弯矩，而后桩的下段部分（约-23 m以下）基本都会出现负弯矩，而且随着荷载的增大，该段出现的负弯矩会越来越大。

图8 不同峰值加速度作用下前桩弯矩包络图

图9 不同峰值加速度作用下前桩最大弯矩变化曲线

图11反映了不同峰值加速度作用下后桩最大弯矩变化规律。从图11可以看出，随着峰值加速度的增大，后桩承担的荷载增大，最大弯矩也显著增大，与静力状态相比最大放大倍数为1.97，小于前墙的放大倍数。由于在水平向地震作用下平台刚度较大，对前桩和后桩的动力响应起到了协调的作用，使得前桩和后桩的最大弯矩放大倍数比较接近。

图10 不同强度地震作用下后桩弯矩包络图

图11 不同强度地震作用下后桩最大弯矩变化曲线

3.4 锚碇墙图12是不同峰值加速度作用下锚碇墙弯矩包络图。从图12可以看出，锚碇墙基本以正弯矩为主，顶部出现的局部负弯矩也是由于忽略实际中墙体加厚所造成的。随着峰值加速度的增大，锚碇墙的弯矩不断增大。从沿深度分布来看，最大弯矩均为正弯矩；随着峰值加速度的变化，最大弯矩的位置基本接近（-5 m左右）。与其他结构相比，锚碇墙弯矩值增加也是比较显著的，大于前桩和后桩弯矩增大的幅度，但小于前墙增大的幅度。这表明锚碇墙通过拉杆的连接，与前墙等形成了整体结构受力体系，共同承担了地震引起的附加荷载。

图12 不同强度地震作用下锚碇墙弯矩包络图

图13反映了不同峰值加速度作用下锚碇墙最大弯矩变化规律。从图13可以看出，随着峰值加速度的增大，锚碇墙承担的荷载增大，锚碇墙最大弯矩也显著增大，与静力状态相比最大放大倍数为2.65，小于前墙的放大倍数，但大于前桩和后桩的放大倍数。

3.5 拉杆图14反映了不同峰值加速度作用下拉杆最大拉力变化规律。从图14可以看出，随着波峰值加速度的增大，拉杆的最大拉力增大，但增幅减小，最后基本趋于稳定，与静力状态相比最大放大倍数为2.34，与锚碇墙的放大系数比较接近，这也说明拉杆是保证锚碇墙发挥作用的关键，在静力和动力条件下都必须保证拉杆的安全性，才能使得码头各构件形成整体协同发挥作用。

图14 不同峰值加速度作用下拉杆最大拉力变化曲线

在不同强度的地震作用下，分离卸荷式板桩码头各个构件的动力响应基本是相同的，即随着峰值加速度的增大，各结构的最大内力增大，但增大的幅度是有差异的。从结构最大内力放大倍数来看，随着峰值加速度的增大，前墙最大弯矩增幅最大，锚碇墙弯矩和拉杆拉力的增幅次之，卸荷承台体系的前桩和后桩弯矩增幅最小。这主要是由于前墙两侧土层分布不对称，在地震作用下，前墙不对称土压力荷载作用更加明显，导致前墙弯矩等增大；前墙与锚碇墙通过拉杆有效连接，前墙荷载的增大也引起了拉杆和锚碇墙内力的增大；而对于卸荷承台体系而言，由于和前墙等结构分开，相对比较独立，且平台水平向抗弯能力较强、桩体全部埋于土层中，所以前桩和后桩的弯矩增大幅度相对较小。

4 结论

针对分离卸荷式板桩码头这种新型的深水型码头，通过有限元数值模拟的方法对其在静力状态及水平向动力荷载作用下的结构内力进行了计算和分析。主要结论如下：（1）与静力状态相比，在地震荷载作用下，码头各个结构的内力都有不同程度的增大，其中前墙弯矩、锚碇墙弯矩和拉杆拉力的增幅接近，卸荷承台体系的前桩和后桩弯矩增幅接近，表明在地震作用下前墙-拉杆-锚碇墙仍能形成整体，前桩-后桩-卸荷平台也仍能形成卸荷承台结构体系，分离卸荷作用仍然可以很好的发挥承担荷载的作用；（2）不同峰值加速度作用下，前墙、前桩和后桩的最大弯矩均为负弯矩（海侧受拉），而锚碇墙的最大弯矩为正弯矩（海侧受压）；前墙和前桩的下段部分在整个地震作用过程中都基本不会出现负弯矩，后桩的下段部分则会出现负弯矩，且随着地震强度的增大而增大；（3）随着峰值加速度的增大，前墙、前桩、后桩、锚碇墙以及拉杆的最大内力值都呈现为不同比例的增大，其中前墙弯矩增幅最大，锚碇墙弯矩和拉杆拉力增幅次之，前桩和后桩的增幅最小。拉杆在前墙和锚碇墙之间起到了很好的连接作用，卸荷平台也将前桩和后桩连接成整体结构受力体系，共同承担了地震引起的附加荷载。

［1］刘永绣.板桩和地下墙码头的设计理论和方法［M］.北京：人民交通出版社，2006.

［2］JTS 167-3-2009，板桩码头设计与施工规范［S］.

［3］于泳，焦志斌，葛兵.分离卸荷式地下连续墙板桩码头运行初期前墙工作性状的观测与研究［J］.港工技术，2011，48（5）：26-28.

［4］龚丽飞.分离卸荷式地下连续墙板桩码头结构与土相互作用研究［D］.南京：南京水利科学研究院，2007.

［5］李利军，杨海霞，范明桥，等.分离卸荷式板桩码头中地下连续墙的性状［J］.河海大学学报：自然科学版，2012，40（4）：475-478.

［6］Motoki Kazama，Toshihiro Noda.Damage statistics（Summary of the 2011 off the Pacific Coast of Tohoku Earth⁃quake damage）［J］.Soils and Foundations，2012，52（5）：780-792.

［7］Susumu Iai，Tomohiro Kameoka.Finite element analysis of earthquake induced damage to anchored sheet pile quay walls［J］.Soils and Foundations，1993，33（1）：71-91.

［8］Christie S R，GE P E.Seismic design methods for anchored sheet pile bulkheads［C］//Proceedings，Ports 2010 Conference Florida.2010：203-212.

［9］Lysmer J，Kuhlmeyer R L.Finite dynamic model for infinite media［J］.ASCE，Journal of Engineering and Me⁃chanical Division，1969，95（4）：859-877.

Dynamic behavior of sheet pile wharf with separated relieving platform under seismic loads

TAN Huiming1，2，JIAO Zhibin3，MEI Taotao1，2
（1.Key Laboratory of Coastal Disaster and Defence of Ministry of Education，Hohai University，Nanjing210098，Chian；2.College of Harbour Coastal and Offshore Engineering，Hohai University，Nanjing210098，China；3.State Key Laboratory of Hydrology-Water Resources and Hydraulic Engineering，Nanjing Hydraulic Research Institute，Ninjing210029，China）

The dynamic responses of sheet pile wharf with separated relieving platformunder horizontal earthquake wave loads have been analyzed by finite element method（FEM）.Firstly,the construction pro⁃cess of wharf has been simulated，compared to the results of testing in situ and FEM computation，the FEM model and results have been verified，and furthermore the seismic simulation has been made.The cal⁃culating results show that:the front wall-tie rod-anchor wall system and front pile-back pile-platform sys⁃tem can both work integrally，and the separated relieving platform system can also carry the loads under the different seismic loads.The direction of bending moment of back pile has been changed with the differ⁃ent earthquake waves，but those of front pile，front wall and anchor wall were not varied basically.With the increase of earthquake wave peak ground acceleration（PGA），the internal forces of wharf structures（front wall，front pile，back pile，anchor pile and tie rod）have been increased in different gradient.The increment of the max bending moment of front wall is the largest，the increments of the max bending mo⁃ment of front pile and back pile are the smallest，and the increments of the max bending moment of an⁃chor wall and the max tension force of tie rod are in the middle，which also shows the separated relieving effect of platform under seismic loads.

sheet pile wharf；dynamic response；earthquake wave；structure internal force

TU473

A

10.13244/j.cnki.jiwhr.2015.02.009

1672-3031（2015）02-0136-07

（责任编辑：王冰伟）

2014-10-22

国家自然科学基金资助项目（51309087）；中央高校基本科研业务费项目（2013B31414）

谭慧明（1980-），江苏宜兴人，副教授，博士，主要从事海洋岩土工程及防灾减灾等研究。E-mail：thming2008@163.com