重力式码头卸荷板工作机制有限元分析

扈世龙，张建球

(广西交科集团有限公司，广西 南宁 530007)

卸荷板是重力式码头常见的组合构件，在我国最早于1958年应用于方块码头[1]，目前已广泛应用于沉箱和坐床式圆筒码头。卸荷板的作用效果主要体现在其卸荷效应能减少墙背侧向土压力、悬臂段自重和上方填料自重增加能使结构体重心整体后移及平衡地基应力，从而使结构体整体的稳定性和适应性得到增强。

国内外针对卸荷板的研究主要是关于墙背侧向土压力卸荷效应和土压力计算方法等的探讨。卸荷效应模型试验研究[2]表明，设置卸荷板后墙背侧向土压力减少，卸荷效果可达到12%～30%，有研究认为从平衡关系出发卸荷的根据不足[3]；合理位置与长度模型试验[4]表明卸荷板悬臂越长，卸荷效果越好，卸荷板位置降低可进一步减小墙背主动土压力，也有人通过理论和有限元分析[5-7]认为随着位置和长度的变化，卸荷效果表现为先增大后减小的特征，卸荷板的最佳位置在0.3～0.6倍墙高。计算方法研究[8-10]表明，上墙墙背土压力计算可采用第二破裂面法、朗肯土压力法等，下墙墙背土压力计算可采用直线卸荷法、矩形分布法、力的多边形法等。总之，根据前人的研究结果，首先都认为设置卸荷板对增强结构整体稳定具有显著效果，但是对卸荷板卸荷效果和墙背土压力的计算方法还存在争议；其次，研究人员更多关注卸荷板遮帘效果减小下墙墙背土压力的特点，而对卸荷板上墙墙背土压力、悬臂段自重和上方填料自重变化对结构整体稳定的影响特点关注较少。此外，还有部分研究[11-12]注意到结构体墙背土压力的分布与结构体整体变形存在联系。

本文通过建立有限元概化模型，探讨重力式方块码头悬臂卸荷板的工作机制，一是对比分析卸荷板的卸荷效果和其上方填料自重、悬臂段自重分别对增强码头整体稳定的贡献率；二是分析结构体墙背土压力分布与结构体整体变形的关系，探究墙后土体整体分布特点。并以此为基础讨论卸荷板悬臂长度和位置的影响特点。

1 有限元模型

采用通用有限元软件ANSYS进行计算，假定重力式空心方块码头横向截面均相同，建立二维平面概化模型。

模型结构体采用带卸荷板重力式空心方块结构，上部胸墙顶宽1.2 m，墙高3.0 m，中部悬臂式卸荷板厚1.0 m，悬臂长度2.5 m，下部空心块体高4.0 m，宽3.0 m，侧壁厚和底厚0.4 m，前趾长0.7 m，空心方块腔内回填块石；墙后回填土体简化为细砂层；结构下部基床简化为厚3 m块石层；基床下部简化为页岩层；顶面均布堆载强度为30 kPa，均布堆载范围从距码头前沿1.2 m位置(紧接胸墙)起始。模型X向和Y向均采用8倍挡墙高度的计算范围，即模型的计算范围为64 m×64 m，左、右侧边界Uy可自由移动，Ux约束，下部边界Uy和Ux全约束，墙底与基床的摩擦系数为0.45。材料参数选择见表1，建立的概化模型见图1。

表1 材料参数

图1 概化模型

2 工作原理

2.1 卸荷板工作原理

图2a)、b)分别为码头结构与周围土体整体变形等高线图和变形矢量图。从图2a)可知，码头结构整体绕卸荷板面向墙后转动，卸荷板整体绕码头前端向下转动，卸荷板悬臂段底面与下侧土体之间产生分离；从图2b)可知，卸荷板和周围土体同步向下移动，上墙(胸墙)与周围土体同步向右(后)下方移动，下墙(空心方块)与周围土体共同向左(前)下方移动。图2c)为码头墙背土压力与墙底反力数值分析值和公式计算值对比。表2为土压力、抗滑力和弯矩数值分析值差值。

图2 结构与土体整体变形和土压力分布

表2 土压力、抗滑力和弯矩数值分析值差值

从图2c)和表2可知：1)与无卸荷板相比，有卸荷板数值分析值Ⅰ～Ⅲ区的土压力较大；Ⅳ区土压力值较小；Ⅴ区地基反力值后锺段大于前趾段。2)有卸荷板墙背土压力数值分析值和公式计算值比较可知，Ⅰ区和Ⅲ区土压力值大于主动和静止土压力公式计算值，小于被动土压力公式计算值；Ⅳ区土压力值与主动土压力公式计算值接近。

从图2和表2可知，组合悬臂式卸荷板构件后，码头结构重心整体后移，卸荷板上部回填料自重、面上堆载和悬臂段自重使卸荷板整体绕码头前端向下转动，码头胸墙、空心方块构件由于和卸荷板为一个整体，于同方向产生响应，最终表现为整体绕卸荷板面向墙后转动的变形模式，这与无卸荷板重力式码头最可能发生绕墙底前趾转动的变形模式存在明显差别。由于卸荷板悬臂段向下位移受到限制，而其下部土体向下位移较大，从而形成悬臂段对下部土体的遮帘(卸荷)效果，减少了下墙墙后侧向土压力，但与之对应，上墙往墙后位移挤压后侧土体，形成被动压力区，增大了上墙墙后侧向土压力。

2.2 墙背土压力分析

从上述分析和变形、土压力数值分析分布图、表对比可知，墙背土压力分布与码头结构整体变形密切相关，有卸荷板工况下，受上墙产生被动压力区影响，墙背Ⅰ区、Ⅲ区土压力相对较大，土压力增大率达到了40.2%，且介于静止和被动土压力公式计算值之间，按主动土压力公式计算值乘以1.5的系数比较符合实际情况；下墙与后侧土体形成主动卸荷区，Ⅳ区土压力曲线整体表现为两头小、中间大的分布形式，数值分析值与主动土压力公式计算值比较接近，并表现出明显的卸荷效应，卸荷效率达到35.4%；与下墙整体向后转动的位移同步，墙底地基反力表现为后踵附近大于前趾附近，表明组合卸荷板可调节下墙地基应力的分布，但是卸荷板悬臂长度太长或地面荷载过大也容易造成墙体后锺应力过大。

2.3 码头结构整体稳定性分析

2.3.1抗滑作用影响程度

Ⅰ区和Ⅲ区对码头底面形成的滑动力合计增加了37.8 kNm，Ⅳ区和Ⅱ区对码头底面形成的抗滑力分别增加了44.0 kNm和135.4 kNm；卸荷板悬臂段自重对码头底面形成的抗滑力增加了37.5 kNm。上墙侧向土压力增大、下墙侧向土压力减小、卸荷板上方填料自重(包含地面堆载)增加和悬臂段自重增加对码头抗滑稳定性的贡献率分别为-21.1%、24.6%、75.6%和20.9%。

2.3.2抗倾作用影响程度

Ⅰ区和Ⅲ区对码头前趾形成的倾覆力矩合计增大178.1 kN·mm，Ⅳ区和Ⅱ区对码头前趾形成的稳定力矩分别增大87.9 kN·mm和1 147.6 kN·mm；卸荷板悬臂段自重对码头前趾形成的稳定力矩增大271.9 kN·mm。上墙侧向土压力增大、下墙侧向土压力减小、卸荷板上方填料自重(包含地面堆载)增加和悬臂段自重增加对码头抗倾稳定性的贡献率分别为-13.4%、6.6%、86.3%和20.5%。

上述分析表明，组合卸荷板构件后，码头整体的抗滑和抗倾稳定性均得到大幅增强，上墙和下墙墙背侧向土压力的变化对墙背的作用效应相互抵消后，可认为墙背侧向土压力变化对码头稳定影响有限，带卸荷板码头整体稳定性之所以得到加强主要是依靠卸荷板上方填料自重(包含地面堆载)和悬臂段自重的增加。

3 卸荷板悬臂长度和位置的影响

3.1 卸荷板悬臂长度影响

图3和表3分别为卸荷板不同悬臂长度下码头结构整体变形图及土压力、抗滑力和弯矩数值分析值。

图3 不同悬臂长度码头结构整体变形

表3 卸荷板不同悬臂长度下墙背土压力、抗滑力和弯矩

续表3

从图3 和表3 可知：

1)随着卸荷板悬臂长度增大，码头整体变形从绕墙底前趾向墙前转动逐渐转变为绕卸荷板向墙后转动；

2)随着卸荷板悬臂长度增加，码头整体向墙后转动的幅度逐渐增大，码头结构抗滑和抗倾稳定性逐渐增强，抗滑力增幅前期存在明显衰减，后期和稳定力矩增幅均逐渐趋于稳定。

3.2 卸荷板位置影响

图4和表4分别为卸荷板不同位置下码头结构整体变形图及土压力、抗滑力和弯矩数值分析值。

图4 卸荷板不同位置码头结构整体变形

表4 卸荷板与胸腔顶面距离不同位置下墙背土压力、抗滑力和弯矩

续表4

可以看出：

1)随着卸荷板位置从上往下移动，码头整体的变形幅度基本一致；

2)码头整体抗滑和抗倾稳定性随卸荷板位置从上向下先增强后减弱，最佳位置在约0.6倍墙高处。

4 结论与建议

1)带卸荷板码头整体表现为绕卸荷板向墙后转动的变形模式，与无卸荷板重力式码头常见的绕墙底前趾转动的变形模式存在差别。

2)墙背土压力整体分布与码头整体变形同步，上墙往墙后位移挤压后侧土体，形成被动压力区，墙背土压力增大率为40.2%，下墙往墙前位移形成主动卸荷区，墙背土压力卸荷效率为35.4%，两者相互抵消，可知侧向土压力变化对码头结构整体稳定影响有限。

3)上墙数值分析墙背土压力可按朗肯主动土压力公式乘以1.5的增大系数计算，下墙数值分析墙背土压力可直接按朗肯主动土压力公式计算。

4)上墙侧向土压力增大、下墙侧向土压力减小、卸荷板上方填料自重(包含地面堆载)增加和悬臂段自重增加对码头抗滑稳定性的贡献率分别为-21.1%、24.6%、75.6%和20.9%；对码头抗倾稳定性的贡献率分别为-13.4%、6.6%、86.3%和20.5%，后两者是主要贡献因素。

5)码头结构整体抗滑和抗倾稳定性随卸荷板悬臂长度增强。

6)码头结构整体抗滑和抗倾稳定性随卸荷板位置从上往下先增强后减弱，最佳位置在0.6倍墙高左右。