离岸深水全直桩码头结构群桩基础工作性状有限元分析

贺林林，刘 洋，邓 晓

(1.重庆交通大学 国家内河航道整治工程技术研究中心，重庆 400074；2.长江科学院，湖北 武汉 430019；3.重庆水利电力职业技术学院，重庆 402160)

离岸深水全直桩码头结构群桩基础工作性状有限元分析

贺林林1，刘 洋2，邓 晓3

(1.重庆交通大学 国家内河航道整治工程技术研究中心，重庆 400074；2.长江科学院，湖北 武汉 430019；3.重庆水利电力职业技术学院，重庆 402160)

采用有限元法，建立了全直桩码头结构-地基相互作用的三维弹塑性有限元模型，研究了该结构群桩基础中各桩荷载分担比、桩身弯矩分布、桩侧土压力分布、群桩效应特性及桩基临界入土深度。结果表明：离岸深水全直桩码头结构群桩基础中群桩效应可忽略不计，这为研究该结构稳定性计算方法时可不考虑群桩效应。通过计算确定了该离岸深水全直桩码头结构水平承载群桩的临界入土深度。

港口工程；岩土工程；离岸深水全直桩码头；有限元法；群桩效应；临界入土深度

近几十年来，由于我国持续的建港高潮，较易开发的近岸岸线资源使用殆尽，离岸深水港建设成为我国水运工程发展的必然趋势。全直桩码头结构由于工程造价低且船舶泊稳条件好、外海施工方便，是适用于软土地基上离岸深水海域的新型高桩码头结构型式[1]。

离岸深水全直桩码头结构一般位于无掩护的开敞海域，受波浪等荷载作用严重，且随水深增加，桩柱必须加长，其承载机理与传统高桩码头结构存在较大差异[2]。在水平荷载作用下，离岸深水全直桩码头结构的群桩基础中桩与桩之间可能产生互相影响，已有学者针对其他结构群桩基础受力及变形进行了相关研究[3-6]。但对于离岸深水全直桩码头这种新型结构群桩基础中群桩效应尚不明确，且无规范可循。学者们对该结构稳定性计算方法研究也是基于现有经验[2,7-8]，并未对离岸深水全直桩码头结构群桩基础工作性状及群桩效应特性进行深入研究。

笔者采用有限元法对离岸深水全直桩码头结构群桩基础工作性状、桩身荷载分担比、桩身弯矩分布、桩侧土压力分布、群桩效应特性及桩基临界入土深度等进行全面的分析，并在计算结果的基础上确定了离岸深水全直桩码头水平承载群桩的群桩效应影响程度和桩基临界入土深度。

1 有限元分析模型

某港离岸深水全直桩码头结构工程，结构方案为全直桩梁板式的典型群桩基础结构。基桩均采用钢管桩，钢管桩及混凝土材料参数见表1，水文条件见表2，工程地质条件见表3。

表1 钢管桩及混凝土材料参数

表2 水文条件

表3 各土层主要参数

选取该离岸深水码头一榀横向排架为研究对象，利用大型有限元软件ABAQUS建立的结构-地基相互作用三维弹塑性有限元分析模型及边界条件见图1。模型中，采用三维八节点减缩积分实体单元C3D8R模拟。钢管桩材料参数采用弹塑性模型模拟，软黏土材料参数采用基于Mohr-Coulomb屈服准则的理想弹塑性模型，并通过设置主从接触面模拟桩土相互作用。

图1 全直桩码头结构-地基相互作用有限元分析模型Fig.1 The finite element model simulating the interaction between all vertical piled structure and ground

根据规范及相关文献[9-13]计算设计船舶撞击力荷载为船舶靠岸时的撞击力PD=1 624 kN。已有研究成果表明[1]，该离岸深水全直桩码头水平向控制荷载为船舶撞击力荷载，其安全系数为3.34。笔者采用撞击力荷载进行相关分析。

2 水平荷载作用下群桩工作性状

为阐明水平荷载作用下离岸深水全直桩码头结构群桩基础的工作性状，采用有限元法对依托工程进行相关分析。

2.1 群桩基础中各桩荷载分担比

荷载作用方向及桩身编号如图2。以设计撞击力为基准，水平荷载取不同值，分别取施加荷载为设计荷载的0.50，1.00，2.00，2.50，3.34倍(极限承载状态)进行计算。随着荷载的增加，各桩荷载分担比变化情况见图3。

图2 荷载作用方向及桩身编号Fig.2 Loading direction and the pile number

图3 各桩荷载分担比与荷载大小关系Fig.3 The relationship of load shared ratio and loads size

由图3可知，当施加荷载为0.5倍设计荷载时，4#桩荷载分担比最大，1#桩最小，2#桩和3#桩荷载分担比相近，其值介于1#桩和4#桩之间，但4根桩荷载分担比相差不大；这说明施加荷载较小时，各桩变形相差不大，桩周土体分布比较接近。

随着施加荷载的增加，4#桩荷载分担比不断上升，1#桩荷载分担比逐渐降低，2#桩和3#桩荷载分担比几乎保持不变。接近极限状态时，4#桩荷载分担比达最大值，1#桩荷载分担比达最小值；这主要是开始受力大的桩其桩前土体更早进入塑性状态，由于土体具有弹塑性，进入塑性状态后，其变形随着荷载增加呈非线性增长，且随着荷载的增加，受力大的桩其桩前土体最先进入塑性状态，土体的变形增大的速度比受力小的桩要大，因此其桩前土体受压产生的土抗力也要增大，故桩身所分担的荷载比相应增加。

2.2 群桩基础中各桩桩身弯矩分布

以设计撞击力为基准，水平荷载取不同值，分别取施加荷载为设计荷载的0.50，1.00，2.00，2.50，3.34倍(极限承载状态)进行计算，分析群桩基础中各桩桩身弯矩分布情况。

图4为不同水平荷载作用下，群桩基础中泥面以下各桩桩身弯矩分布。

图4 不同水平荷载作用下桩身弯矩分布Fig.4 Bending moment distribution of pile under different horizontal loading

由图4可知，相同荷载作用下，各桩桩身弯矩变化形式一致，其变化形式均是从泥面开始沿深度增加到最大值，再由最大值开始沿深度逐渐减小，最后趋于稳定的极小值；随着水平荷载增加，各桩桩身弯矩值增大并向下延伸，但幅度不大，同时桩身弯矩最大值的位置也依次向下略有延伸。

2.3 群桩基础中各桩桩侧土压力

为清晰表述土压力分布情况，图5给出桩侧土压力参考点分布示意。

图5 桩侧土压力参考点分布平面Fig.5 Pile bilateral soil pressure reference point distribution plane

2.3.1 桩侧环向土压力

依次选取泥面A点，泥面以下2.4，4.0，13.5，27.0，34.0 m处为B点、C点、D点、E点及F点，按照图5中的方向(O1→M→O2→N→O1)展开，以1#桩为例，撞击力极限状态时，桩侧土压力沿桩身环向分布见图6。

图6 水平极限状态时，1#桩外壁环向土压力分布Fig.6 Circumferential distribution of earth pressure around outer wall of pile in the limit state

由图6可知，A，B，C点土压力分布形式相同，其分布形式为：M点处为最大值，沿两侧环向逐渐减小至迎浪侧最小，最小值为0，桩土间呈分离状态；D，E点土压力分布形式相同，其分布形式为：M点处为最小值，沿两侧环向逐渐增大，在迎浪侧继续增大至N点处达最大值；F点沿桩侧环向均有土压力分布，M点处为最大值，N点处最小值。

2.3.2 桩侧竖向土压力

由分析可知，桩外壁背浪侧M点、迎浪侧N点土压力值变化最大，故以M点和N点为代表点研究沿桩外壁桩侧竖向土压力分布情况。以1#桩为例，不同荷载作用下，桩侧竖向土压力分布情况见图7。

图7 1 #桩外壁竖向土压力分布Fig.7 Vertical distribution of earth pressure of outer wall of 1 # pile

由图7可知，在荷载水平较低时，沿深度方向竖向土压力分布情况为沿M点为上部被动土压力、下部静止土压力，基本无主动土压力；而沿N点为上部土压力为0、下部为静止土压力。随着荷载水平的增大，沿深度方向竖向土压力分布情况为：沿M点为上部被动土压力、中部主动土压力、下部静止土压力形式；而沿N点为：上部为0、中部为被动土压力、下部为静止土压力。

图8为水平极限状态时地基土体应力场分布、等效塑性变形分布和水平位移场分布云图。

图8 水平极限状态时地基土体云图Fig.8 Cloud picture of soil in the limit state

由图8(a)，(b)可知群桩基础相互之间影响不大;但是由图8(c)可知，桩与桩之间位移场仍存在较明显的相互影响现象，故有必要对群桩基础中群桩效应影响程度进行分析。

3 群桩效应分析

通过美国、德国、波兰及挪威等各国有关规范规定的水平力作用下群桩效应临界桩距对比可知[14]，平行于荷载作用方向的桩与桩之间的纵向影响明显大于垂直于荷载作用方向的桩与桩之间的横向影响，故纵向群桩效应临界桩距的取值也远大于横向群桩效应的临界桩距的取值。多数规范取纵向临界桩距为S=8D(D为桩径或者桩宽)，少数取值S=6D，而日本《港口设计施工标准》(1989年)建议的群桩效应临界桩距比较小，其中砂土的取值是基于模型试验的，而黏性土的资料很少，几乎没有，其依据不够充分。

依托工程码头结构中的纵向桩间距S约为6倍桩径，且作用于软土地基上，结构的群桩效应是否明显尚不确定，为了明确该全直桩码头的群桩效应，利用有限元法进行了相关分析。

3.1 横向群桩效应分析

为研究离岸深水全直桩码头结构群桩基础的群桩效应，所建模型均采用文中依托工程中相关参数。由于垂直于荷载作用方向的桩与桩之间的横向影响远小于平行于荷载作用方向的桩与桩之间的纵向影响，研究离岸深水全直桩码头结构横向群桩效应时，仅对桩间距影响进行分析。建立单桩模型1与2，其中模型1桩周地基土体取15倍桩径，模型2桩侧地基土体横向建立一倍排架间距，纵向取为15倍桩径，排架两侧对称约束，单桩有限元分析模型对比如图9。

图9 单桩有限元计算模型Fig.9 The finite element calculation model of single pile

图10给出了采用模型1与2进行计算时桩顶位移与施加荷载关系曲线对比。由图10可知，采用两种模型计算所得曲线完全重合，说明两种计算结果相同。由此说明：水平荷载作用下，该离岸深水全直桩码头结构横向排架间无群桩效应。

图10 单桩桩顶荷载-位移关系曲线对比Fig.10 Relationship of load and displacement on the top of single pile

3.2 纵向群桩效应分析

已知群桩基础中桩与桩之间的纵向影响远大于桩与桩之间的横向影响，所以纵向群桩效应是分析的重点，且桩间距是群桩效应的最主要影响因素。为了分析离岸深水全直桩码头结构纵向群桩效应，其他尺寸不变，改变桩间距，取桩间距与桩径比值S/D=5，6，7，8进行计算。计算的过程中，为建模方便，桩顶承台均建立统一简化结构模拟，不设立横纵梁等细部结构。

图11(a)给出了不同桩间距且水平荷载为2 000 kN时，承台顶部水平位移对比；图11(b)给出了不同桩间距时，水平极限荷载作用下，结构安全系数对比。

图11 不同径距比时对比Fig.11 Comparison with different ratio of diameter and span of piles

由图11分析可知，桩间距由5D增加至8D的过程中，相同荷载作用下，结构顶部水平位移相差极小，结构安全系数也几乎相同。由此说明：该结构群桩基础中可忽略纵向群桩效应。离岸深水全直桩码头结构一般纵向桩间距大于5倍桩径，由此可判断，离岸深水全直桩码头结构群桩基础中可忽略桩与桩之间纵向群桩效应。

4 群桩基础临界入土深度分析

离岸深水全直桩码头结构失稳是由桩身强度控制的，水平极限状态时，桩身达到屈服应力，出现塑性变形进而引起结构位移迅速增大而失稳。桩基入土深度在35～45 m范围内，桩基入土深度变化对结构水平极限承载力几乎没有影响。由此表明：该结构存在某一桩基入土深度临界值，当桩基入土深度超过临界值时，随着桩基入土深度的增加，结构承载力保持不变。

为明确该离岸深水全直桩码头结构群桩基础临界入土深度，其他尺寸不变，分别取桩基入土深度为15，17，18，20，25，28，30，35，40，45 m进行水平极限承载力分析。图12给出不同桩基入土深度对应的结构安全系数。

图12 桩基入土深度不同时结构安全系数对比Fig.12 Comparison of structure safety factor with different pile penetrations

由图12可知，桩基入土深度小于18 m时，随着桩基入土深度的增加结构水平极限承载力增大；当桩基入土深度大于18 m时，随着桩基入土深度的增加，结构水平极限承载力基本保持不变。由此可判断，该结构桩基入土临界深度L0≈18 m，为10D，D为桩径。在实际工程设计中，在满足竖向承载力要求的前提下，建议参考此类结构桩基临界入土深度进行设计，做出经济合理的选择。

5 结 论

笔者采用有限元法，建立了全直桩码头结构-地基相互作用的三维弹塑性有限元模型。对该结构群桩基础中各桩荷载分担比、桩身弯矩分布、桩侧土压力分布、群桩效应特性及桩基临界入土深度等进行了深入的研究，并得到如下结论：

1)在计算结果的基础上，明确了离岸深水全直桩码头结构横向群桩效应不明显，且纵向桩间距由5D增加至8D的过程中，相同荷载作用下，结构顶部水平位移相差极小，结构水平极限承载力也大致相同。离岸深水全直桩码头结构一般纵向桩间距大于5倍桩径，由此可以判断，离岸深水全直桩码头结构群桩基础中纵向群桩效应也不明显，即离岸深水全直桩码头结构的群桩效应可忽略。该结论为研究该结构稳定性计算方法时不考虑群桩效应提供了依据。

2)进一步通过计算，确定了该离岸深水全直桩码头水平承载群桩的临界入土深度L0≈18 m，为10D(D为桩径)。在实际工程设计中，在满足竖向承载力要求的前提下，建议参考桩基临界入土深度，做出经济合理的选择。

[1] 王元战,贺林林.离岸深水全直桩码头承载性能有限元分析[J].海洋工程,2013,31(6):45-52. WANG Yuanzhan, HE Linlin. Finite element analysis on bearing capacity of all-vertical-piled wharf in deep-water offshore[J].TheOceanEngineering,2013,31(6):45-52.

[2] 王元战,贺林林.离岸深水全直桩码头水平承载力简化计算方法研究[J].水利水运工程学报,2014(5):14-21. WANG Yuanzhan, HE Linlin. Simplified calculation methods for horizontal bearing capacity of all-vertical-piled wharf in deep-water offshore[J].Hydro-ScienceandEngineering,2014(5):14-21.

[3] 任宇,朱斌,陈仁朋,等.大型风电机组群桩基础受荷特性及长期累积沉降控制[J].土木工程学报,2010,43(3):75-80. REN Yu, ZHU Bin, CHEN Renpeng, et al. Performance and control of long-term settlement of pile group foundations for large wind turbines[J].ChinaCivilEngineeringJournal,2010,43(3):75-80.

[4] 董风保.高承台管桩群桩水平承载机理数值分析[D].天津:天津大学,2011. DONG Fengbao.TheNumericalAnalysisofElevatedPipePileFoundationSubjectedtoLateralLaods[D].Tianjin: Tianjin University,2011.

[5] 刘鹏,丁文其,周正明.软土中大直径超长群桩位移的实用计算方法[J].长江科学院院报,2012,29(3):39-44. LIU Peng, DING Wenqi, ZHOU Zhengming. A practical method of calculating the displacement of large-diameter and ultra-long group-pile in soft soil[J].JournalofYangtzeRiverScientificResearchInstitute,2012,29(3):39-44.

[6] 向波,庄卫林,何云勇,等.小直径钢管排桩水平极限承载力现场试验研究[J].重庆交通大学学报(自然科学版),2015,34(1):78-83. XIANG Bo, ZHUANG Weilin, HE Yunyong, et al. Field tests on horizontal ultimate bearing of small diameter steel pipe in rows[J].JournalofChongqingJiaotongUniversity(NaturalScience),2015,34(1):78-83.

[7] 王元战,龙俞辰,王禹迟,等.离岸深水全直桩码头承载特性与简化计算方法[J].岩土工程学报,2013,35(9):1573-1579. WANG Yuanzhan, LONG Yuchen, WANG Yuchi, et al. Bearing behavior and simplified calculation method of all-vertical-piled wharf in offshore deep water[J].ChineseJournalofGeotechnicalEngineering,2013,35(9):1573-1579.

[8] 王元战,贺林林,王朝阳.离岸深水全直桩码头动力简化计算方法研究[J].岩土力学,2014,35(10):2969-2976. WANG Yuanzhan, HE Linlin, WANG Zhaoyang. Research on dynamic simplified calculation method of all-vertical-piled wharf in offshore deep-water[J].RockandSoilMechanics,2014,35(10):2969-2976.

[9] 中交第一航务工程勘察设计院有限公司,中交第二航务工程勘察设计院有限公司.港口工程荷载规范:JTJ 144—1—2010[S].北京:人民交通出版社,2011. CCCC First Harbor Consultants Co., Ltd., CCCC Second Harbor Consultants Co., Ltd..LoadCodeforHarbourEngineering: JTJ 144—1—2010[S]. Beijing: China Communications Press,2011.

[10] 邱驹.港工建筑物[M].天津:天津大学出版社,2002. QIU Ju.PortEngineeringBuilding[M]. Tianjin: Tianjin University Press,2002.

[11] 中交第一航务工程勘察设计院有限公司,中港第一航务工程局.开敞式码头设计与施工技术规程:JTJ 295—2000[S].北京:人民交通出版社,2001. CCCC First Harbor Consultants Co., Ltd., China Port First Navigational Engineering Bureau.DesignandConstructionTechnicalCodeofOpenSeaTerminal: JTJ 295—2000[S]. Beijing: China Communications Press,2001.

[12] 刘明维,翁珍燕,杨洋,等.架空直立式码头水平撞击力分配系数的影响因素敏感性分析[J].重庆交通大学学报(自然科学版),2013,32(3):494-496. LIU Mingwei, WENG Zhenyan, YANG Yang, et al. Sensitivity analysis on the influence factors of partition coefficients of horizontal impact force on straight-wide pile framework wharf[J].JournalofChongqingJiaotongUniversity(NaturalScience),2013,32(3):494-496.

[13] 武黎明,王子健.桩-土-上部结构共同耦合作用下弹塑性地震反应分析[J].重庆交通大学学报(自然科学版),2013,32(4):621-624. WU Liming, WANG Zijian. Elasto-plastic seismic response analysis on pile-soil-structure interaction[J].JournalofChongqingJiaotongUniversity(NaturalScience),2013,32(4):621-624.

[14] 韩理安.水平承载桩的计算[M].长沙:中南大学出版社,2004. HAN Li’an.CalculationofHorizontalBearingPile[M]. Changsha: Central South University Press,2004.

Finite Element Analysis on Working Behavior for Group Pile Foundation in All-Vertical-Piled Wharf in Offshore Deep-Water

HE Linlin1，LIU Yang2，DENG Xiao3

(1. National Engineering Research Center for Inland Waterway Regulation, Chongqing Jiaotong University, Chongqing 400074, P.R.China; 2. Changjiang River Scientific Research Institute, Wuhan 430019, Hubei, P.R.China; 3.Chongqing Water Resources and Electric Engineering College, Chongqing 402160, P.R.China)

A 3D elastic-plastic finite element model was established to simulate the interaction between all-vertical piled wharf structure and the ground. Pile load sharing ratio in the group pile foundation, bending moment distribution of pile bodies, soil pressure on pile lateral sides, characteristic of effect of group piles and the critical penetration depth of piles were investigated thoroughly and overall by using the finite element method. The results show that, it is obtained that the group pile effect can be ignored for all-vertical-piled wharf in deep water offshore, that provides basis for ignoring group pile effect in this structural stability calculation and the critical penetration depth of the horizontal bearing group pile in all-vertical piled wharf in deep water offshore.

port engineering; geotechnical engineering; all-vertical-piled wharf in offshore deep-water; finite element method; effect of pile group; the critical penetration depth

10.3969/j.issn.1674-0696.2016.05.17

2015-10-12；

2015-10-23

重庆市教委基金项目(KJ1500518)

贺林林(1983—)，女，黑龙江齐齐哈尔人，讲师，博士，主要从事港口海岸、近海工程结构设计理论和计算方法、土与结构方面的研究。E-mail:helinl@126.com。

U656.1+1;TU412.4；TV31

A

1674-0696(2016)05-079-06