船舶撞擊荷載下樁基-重力式復合結構連接節點響應分析

李 歡

(上海市水利工程設計研究院有限公司,上海灘涂海岸工程技術研究中心,上海 200061)

隨著大規模的建設，近海岸線資源已基本開發殆盡，船舶向大型化、專業化發展，開敞式深水碼頭的建設已成為水運工程發展的方向。開敞式碼頭所處的外海深海水域浪大流急，海上施工環境惡劣，為解決這一問題，張志明[1]提出了樁基-重力式復合結構。這一新型結構是下部重力式沉箱與上部透空樁基承臺的組合結構，在深水開敞海域具有廣泛的應用前景[2]。

學者們對樁基-重力式復合結構開展了一系列研究。盧生軍等[3]利用ANSYS有限元軟件對復合結構碼頭的內力進行數模分析，指出樁基與沉箱的連接節點應力較大，設計時需要注意；李歡等[4]對樁基-重力式靠船墩結構抗震特性進行研究，樁基與墩臺連接部位較樁基與沉箱連接部位更易遭到破壞，且通過損傷耗散確定結構的破壞方式為脆性斷裂；Fan等[5]建立有限元模型以船舶荷載作為主要控制荷載，對重力式復合結構進行研究，數值模擬結果表明，該平臺與保護系統的連接處應謹慎設計，保證足夠的延展性，防止脆性破壞。

連接節點處受力集中、應力大，且涉及兩種材料之間的連接，是該結構最關鍵和薄弱的部位。因此，研究樁基-重力式復合結構在水平荷載作用下連接節點的受力特性，分析不同構造措施連接節點的水平承載特性十分必要。本文利用ABAQUS軟件建立樁基-重力式靠船墩模型，分析連接節點在船舶撞擊荷載下的響應，并研究不同因素的影響。

1 計算模擬

依托大連新港續建30萬噸級(兼靠45萬噸級)的進口原油碼頭工程進行改進，樁基-重力式靠船墩結構見圖1。選取30萬噸級油船為設計船型，綜合考慮船舶在靠岸過程橫移的附加水體質量，通過增大船體的密度建立有限元模型，取船舶尺寸為167 m×60 m×31.2 m(長×寬×高)。防沖板尺寸為7 640 mm×3140 mm×30 mm(長×寬×厚)，橡膠護舷采用SUC2500H標準反力型兩鼓一板橡膠護舷。根據美國ASCE手冊《船舶靠泊、系泊及維修設施設計》[6]，對于大型船舶，船舶法向靠岸速度為0.09～0.15 m/s，本文選取極端情況0.15 m/s進行分析。

圖1 樁基-重力式靠船墩結構(高程：m；尺寸：mm)

1.1 材料參數

在計算模型中，墩臺和沉箱采用C40混凝土，鋼管內核心采用C50混凝土，并采用塑性損傷模型[7]來定義混凝土材料的塑性破壞準則。圓鋼管采用Q345鋼，采用雙折線模型，其屈服強度為335 MPa，極限屈服強度為536 MPa，極限應變為0.099 2?；矑伿统料鋻伿捎镁€彈性模型，巖基采用Mohr-Coulomb模型，黏聚力為16.26 MPa，內摩擦角為55°。

船舶采用實體單元，選用線彈性材料模型，密度為975.29 kg/m3。防沖板采用Q235鋼材，抗彎強度設計值為215 MPa，抗剪強度為125 MPa，彈性模量為206 GPa，屈服應力為235 MPa，泊松比為0.3。橡膠護舷選取含有2個參數的Mooney-Rivlin模型，Rivlin系數C10=2.02、C01=0.02。

1.2 單元類型和網格劃分

單元類型的選擇和網格劃分對數值分析結果可靠性具有影響[8]。本文模型采用線性減縮積分單元(C3D8R)，適合于接觸分析，計算時間少，當模型發生較大變形時，對位移的求解結果較為精確。處理模型時對連接節點局部的網格劃分進行加密，整個有限元模型包含4萬～5萬個單元。

1.3 接觸設置

ABAQUS中通常采用“硬接觸”與綁定約束兩種接觸設置[9]，橡膠護舷與防沖板和墩臺、鋼管樁與防沖板和墩臺采用綁定約束，其余部件采用“硬接觸”。

1.4 模態分析和阻尼計算

采用Lanczos方法進行模態分析[10]，在結構振動中，高階模態能量占比較低，不容易被激發，故取前5階模態見表1。1～3階振型的頻率相差不大，說明結構的剛度分布均勻，整體性較好。在結構設計中，應尤其避免頻率在0.636～1.021 Hz。

表1 樁基-重力式靠船墩模態分析

根據瑞利阻尼[11]，工程上對于鋼筋混凝土結構一般取第i、j階阻尼比ξi、ξj均為0.05，阻尼部分在系統響應的低頻段起主導作用，兩個振動頻率的范圍選取0.636 ～1.021 Hz頻段，則ωi=3.997、ωj=6.416(ωi、ωj為結構的第i、j階的角頻率)，得到阻尼系數α=0.246 2、β=0.009 6。

2 連接節點響應分析

模擬船舶沿X向以0.15 m /s速度靠泊撞擊樁基-重力式靠船墩，分析連接節點的響應分析。由于結構及荷載施加的對稱性，取1#、2#、4#、6#、7#連接節點為研究對象。定義沉箱頂面高程為0 m，取沉箱頂面靠海側前沿單元分析連接節點的響應，取樁身靠海側前沿單元樁身響應。

2.1 位移響應分析

船舶以X向靠泊撞擊靠船墩，連接節點X向位移時程曲線見圖2a)，連接節點的位移隨著時間的增加先增大后減小，當船舶與橡膠護舷分離后，連接節點的殘留位移很小，最終位移隨著結構的自由振動產生小幅度的波動。樁身X向位移響應見圖2b)，各個鋼管混凝土樁的位移隨著高度的增加而增大，增長速率由小變大再變小，鋼管混凝土樁與上下結構的固接連接，增加了中部群樁的整體剛度。前排樁的位移發展速率大于后排樁；樁頂的位移值相差不大，說明上部結構呈沿X向水平平動。

圖2 連接節點與樁身X向位移響應

2.2 應力響應分析

樁基-重力式靠船墩最大主應力云圖見3。由圖3a)可以看出，應力集中現象比較明顯，最大主應力主要集中在樁與墩臺和沉箱的連接處，對于同一根樁，樁與墩臺連接處的后側及樁與沉箱連接處的前側應力最大；由于鋼材的抗拉強度遠大于混凝土，因此，墩臺與沉箱的最大主應力比鋼管樁小近一個數量級。隱藏鋼管后輸出的最大主應力云圖見圖3b)，同樣是墩臺和沉箱與樁連接處發生應力集中現象，最大主應力最大值3.569 MPa，即鋼管內的核心混凝土及沉箱混凝土均進入塑性損失階段。

圖3 樁基-重力式靠船墩最大主應力云圖

2.3 損傷響應分析

損傷發展時程曲線可以描述連接節點單元損傷嚴重程度以及損傷的發展過程,連接節點損傷發展時程曲線見圖4。由圖4a)可看出，1#連接節點沉箱單元出現損傷時間最早，最終受拉損傷系數最大，損傷最嚴重。損傷系數時程曲線出現峰值平臺逐步躍升，在平臺階段，裂縫進行張開與閉合，損傷系數不發生變化；隨著荷載逐步施加，損傷逐漸積聚，裂縫不斷增長和發展，當累計損傷效應達到一定水平時，損傷系數會從一個峰值漲到另一個峰值，直到損傷增大到一定極限值時，最終發展成貫通結構的宏觀裂縫，造成結構完全破壞。由圖4b)可看出，前排連接節點核心混凝土單元出現損傷時間早于中、后排，且最終受拉損傷系數大于中、后排。相比于沉箱單元，核心混凝土單元出現損傷時間早，但沉箱單元最終損傷更嚴重。

圖4 連接節點損傷發展時程曲線

3 影響因素分析

3.1 埋入深度

建立埋入深度分別為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。不同埋入深度的連接節點特性見圖5。可以看出，位移時程響應呈現的規律是一致的。隨著埋入深度的增加，對樁的嵌固能力增大，連接節點的位移峰值逐漸減??；當埋入深度超過1.2 m(1倍樁徑)后，位移峰值相差不大，再增加埋入深度，對位移極值影響不大，因此，樁的埋入深度不應小于1倍樁徑。同時，樁的埋深對沉箱單元的影響略大于核心混凝土單元的損傷，但影響程度均很小，隨著埋入深度的增加，其損傷略微減小。

圖5 不同埋入深度的連接節點特性

3.2 樁徑尺寸

建立樁徑尺寸分別為1.2、1.4、1.6、1.8和2.0 m的有限元模型。不同樁徑尺寸的連接節點特性見圖6?？梢钥闯?，隨著樁徑的增大，連接節點的位移極大值越??；當樁徑大于1.8 m后，連接節點位移極大值減小的幅度變小。隨著樁徑尺寸的增大(取1#和7#連接點作為研究對象)，連接節點單元的損傷發展峰值減小，最終損傷破壞越小，當樁徑尺寸達到2.0 m，僅有1#連接節點的核心混凝土產生小范圍低程度受拉損傷。

圖6 不同樁徑尺寸的連接節點特性

3.3 鋼管壁厚

建立鋼管壁厚分別為30、35、40、45和50 mm的有限元模型，不同鋼管壁厚的連接節點特性見圖7。可以看出，連接節點的位移隨著時間增加先增大后減小，且位移時程響應曲線幾乎是重合的，鋼管壁厚對連接節點的位移幾乎沒有影響。在鋼管混凝土樁直徑為2.0 m情況下，隨著鋼管壁厚的增加，連接節點沉箱單元均不產生損傷破壞，1#和7#連接節點核心混凝土單元受拉損傷系數峰值減小，當鋼管壁厚為50 mm時，1#和7#核心混凝土單元均不產生損傷，整個結構都不產生損傷破壞。

圖7 不同鋼管壁厚的連接節點特性

3.4 沉箱高度

為滿足結構穩定性要求，沉箱高度應在9.94～19.94 m之間。建立沉箱高度為10、12、14、16、18 m的有限元模型。不同沉箱高度的連接節點特性見圖8?？梢钥闯?，隨著沉箱高度的增加，連接節點X向位移峰值越?。划敵料涓叨葹?8 m時，其連接節點位移極值大幅度減小，相比沉箱高度為10 m時減小了25%。由圖8b)、c)可看出，隨著沉箱高度的增加，連接節點單元的損傷發展峰值減?。划敵料涓叨葹?8 m時，7#連接節點的沉箱單元受拉損傷系數峰值迅速下降，而其他位置受拉損傷減緩并不明顯。

圖8 不同沉箱高度的連接節點特性

綜合上述因素影響，在每一種沉箱高度情況下進行試算，對比在滿足結構整體穩定性及位移、應力要求的基礎上，采用連接節點恰好不產生損傷破壞的有限元模型。發現鋼材的價格在費用中起控制作用，通過擴大樁徑尺寸和鋼管壁厚來降低連接節點損傷破壞的措施是不經濟的，提高沉箱的高度來降低連接節點損傷更為經濟合理。

3.5 構造措施

建立底部加強環式、外加強環式、栓釘式、加勁肋板式連接節點局部有限元模型，不同構造措施的連接節點見圖9。采用荷載控制方法，在結構底部施加約束，在樁頂逐步施加荷載。為對比不同構造措施連接節點的承載特性，定義以連接節點單元開始產生破壞的荷載為承載荷載，以沉箱單元損傷突變時荷載為極限荷載。

荷載-受拉損傷系數對比見圖10?？梢钥闯觯煌瑯嬙齑胧┻B接節點單元的損傷系數均隨荷載增加表現出峰值平臺的逐步躍升，采取構造措施的連接節點的核心混凝土單元產生損傷破壞的荷載開始增大，可以有效減輕核心混凝土單元的損傷破壞；沉箱單元產生突變的荷載也增大。采取構造措施的連接節點可以明顯提高連接節點的承載荷載，改善連接節點的極限承載能力。

圖9 不同構造措施的連接節點(單位：mm)

圖10 荷載-受拉損傷系數對比曲線

4 結論

1)對樁基-重力式靠船墩非線性模型進行模態分析及阻尼計算，其低階振型的頻率相近且較低，低階振型主要表現為上部墩臺和樁基的平動，高階振型主要為中后排樁的扭動，結構剛度分布均勻且整體性較好。

2)連接節點主要產生X向的速度與位移，前排連接節點的位移峰值大于后兩排；應力響應分析中，最大主應力峰值出現在前排樁與沉箱交接處前側，且前排連接節點的應力發展速度及最終損傷均大于后兩排。

3)樁的埋入深度應不小于1倍樁徑，當埋入深度超過1倍樁徑后，增大埋入深度對改善連接節點受力特性效果不明顯；增大樁徑尺寸是改善連接節點的受力特性最有效的措施，提高沉箱高度是改善連接節點的受力特性較為經濟合理的措施。

4)底部加強環式、外加強環式、栓釘式和加勁肋板式連接節點均可以提高連接節點的承載力，連接節點設置加強構造措施，可以在不增大樁徑和沉箱高度、降低造價成本的基礎上，滿足連接節點的受力要求。

5)以上結論僅限于以上數值分析得出，有待實際工程驗證。