随着科技进步和生产力发展,经济全球化与区域经济一体化已成为不可逆转的趋势。港口基础设施与港口城市经济的协同发展,是推动区域经济持续增长的关键支撑
[1]。中国拥有约3.2万km的海岸线(含岛屿岸线),形成了环渤海、长三角、东南沿海、珠三角和西南沿海五大港口群。以货物吞吐量衡量,中国港口总体规模位居世界首位。其中,重力式沉箱码头是中国广泛应用的码头结构形式之一,具有结构整体性好、适应荷载能力强、耐久性较高等优点,在适宜条件下具备良好的经济性和稳定性
[2]。
近年来,关于近海结构物受损的报告屡见不鲜,这些损害主要源于两方面
[3]:一是波浪直接冲击结构物,导致其稳定性丧失;二是波浪引起结构物附近的海床响应引起的。因此,探究波浪与结构物、波浪与海床以及三者间的相互作用,已成为海岸及近海工程研究中的关键课题,对实践具有重大的指导意义
[3]。国内外许多研究者通过物理模型试验,开展了一系列波浪作用对近海结构物的影响研究。如周枝荣等
[4]通过物理模型试验,探究了斜向波浪作用对矩形重力墩结构的影响,并提出了简化的波浪力计算公式。Sergiienko等
[5]通过波浪水槽实验,利用波浪能转换器减少了长波的影响,并减小了次重力波的振幅,以此减小次重力波对港口的影响。Javier等
[6]通过在海洋水箱中模拟高度非线性非断裂波和溢出断裂波,比较了两者之间波浪荷载的大小。实验表明:溢出断裂波产生的波浪荷载远大于高度非线性非断裂波。Jiang等
[7]通过波浪水槽实验研究了由于不规则波浪引起的水下圆形防波堤上的波浪荷载特性。结果表明:结构处的波浪诱导涡流对水下1/4圆防波堤上的波浪荷载有很大影响,但对半圆防波堤没有影响。
除上述的物理模型试验外,数值模拟也是研究波浪作用下结构物动态响应的重要手段。Hu等
[8]利用OpenFOAM模拟波浪-结构相互作用,并针对极端波浪情况开发了一种新的波浪边界条件。Zhang等
[9]建立了线性波作用下盾构隧道周围孔压的数学模型,分析了河床水位和隧道直径对隧道结构和周围土壤动力响应的影响。程金先
[10]构建了波浪荷载作用下桩基受力模型,开展数值模拟分析并结合疲劳寿命预测方法对桩基耐久性进行评估。李书进等
[11]建立了波浪耦合作用非线性模型,随后对其疲劳性能进行了探讨,结果表明,浮式风机的疲劳损伤与波浪荷载关系很大。李杰等
[12]基于ANSYS建立桥梁-水耦合数值分析模型,对桥梁在不同流速、不同波高以及波流联合作用动力响应进行研究。李芬等
[13]基于开源软件OpenFOAM开展圆端形桥墩绕流流场的三维数值模拟,研究不同条件下桥墩周围流场发展过程。Yang等
[14]建立了一种波浪-土-单桩耦合模型,分析了单桩支撑海上风机在风浪荷载作用下的动力响应。Jeng等
[15]和Ye等
[16]开发了Fssi-CAS 2D/3D耦合模型,后来发展成为FssiCAS软件。
通过以上的国内外研究可知,学者们对不同波浪类型的研究以及对波浪-结构之间的作用已经有了详细的研究成果,但是目前对重力式沉箱码头波浪响应的研究仍然较少。鉴于此,现研究波浪荷载作用下重力式沉箱码头的动力响应。采用真实沉箱码头原型进行建模,还原现实情况下波浪对沉箱-土层的影响;选取不同的波浪工况,深入分析波高与周期对波浪作用下沉箱-土层动力响应的影响。以期为其他类似港口工程结构的动态响应分析提供有益的参考与借鉴。
1 重力式沉箱码头数值模拟
1.1 沉箱-土层体系模拟
沉箱-土层体系参照漳州港某沉箱码头原型断面进行简化,二维重力式沉箱码头有限元模型如
图1所示。原型码头为10万t级集装箱泊位,沉箱结构采用12仓格型式。该沉箱总重2 350 t,总高度19.7 m,底部宽度为13.6 m,前后趾各长1.0 m。在简化分析模型中,前后趾结构不予考虑。沉箱前后墙厚度为0.40 m,侧墙厚度为0.35 m,内部隔墙厚度为0.25 m。数值模拟中,只关注沉箱的整体变形,忽略其结构自身变形,沉箱采用弹性本构模拟,其杨氏模量为40 000 MPa,泊松比为0.2;土层采用Pastor-Zienkiewicz Mark Ⅲ本构模拟,其具体模型参数如
表1[17]所示。此外,沉箱和回填土之间采用柔性薄层单元来模拟结构-土体相互作用的界面
[18]。其中,柔性薄层单元厚度取0.1 m
[19-21],并采用弹性本构模拟,为真实再现沉箱与土体间的差异沉降,柔性薄层单元杨氏模量取为1.0 kPa。除薄层单元处,数值模型中其余网格尺寸为1 m×1 m。特别说明,数值模拟基于海洋工程耦合一体化分析软件FssiCAS(fluid-structure-seabed interaction, Chinese Academy of Sciences)完成
[22]。
1.2 波浪作用模拟
FssiCAS利用开源求解器OlaFlow求解流体力学模拟的VARANS方程,以确定波浪对海洋结构和海底地基的影响。同时,通过求解动态Biot方程,以确定海洋结构和海底地基在波浪冲击下的动态特性
[23]。数值模拟中,波浪荷载主要作用于沉箱左侧,而沉箱右侧为回填土,因此不受波浪作用影响。基于相关文献
[24]和设计规范
[25]的参考,选取一个波浪的基准波高和基准周期,作为工况1。为研究不同波浪荷载对重力式沉箱码头的影响,通过调整波高和周期来模拟多种波浪荷载工况,具体工况如
表2所示。为了简化分析,采用工程计算中常用的线性波来模拟所施加的波浪。波浪剖面表示为正弦函数,具有恒定的波高和周期。如
图2所示,波从远场向沉箱传播。在一个波周期内,参数
H为波高,参数
L为波长。水深
h定义为静水位到海床的距离,本文研究设为19.7 m。
1.3 数值模拟步骤
步骤1 弹性静力分析。首先使用Abaqus软件划分二维重力式沉箱码头网格,然后将网格文件导入到FssiCAS软件中进行参数设定和计算。这一阶段中沉箱和土体均采用弹性本构模型进行模拟。模型采用固定边界条件,将土体左侧和右侧边界的水平方向固定,将土体底边界的水平和竖直方向固定。实体网格模型与水接触界面采用水动力边界
[23],用于模拟海水及波浪作用,该边界采用点半径插值法
[26]来实现不同物理域之间的数据交换。该阶段不施加波浪作用,目的是获得模型的初始状态。
步骤2 塑性动力分析。该阶段沉箱仍采用弹性本构模型进行模拟,土体更新为Pastor-Zienkiewicz Mark Ⅲ模型进行后续的动力计算。边界条件仍采用上一步中的固定边界条件。在此阶段中施加波浪的波高为6.3 m,周期为10.2 s,持续时间为50 s,计算间隔为0.02 s。
2 计算结果与分析
2.1 波浪作用前沉箱-土层体系响应
图3为施加波浪作用前的沉箱-土层体系初始状态。在动力计算前,通过初始状态分析将位移初始值置为0 m,如
图3(a)所示。
图3(b)和
图3(c)为施加波浪作用前的沉箱-土层体系应力响应云图。可知,沉箱与土层所受到的水平应力和竖向应力均随深度的增加而逐渐增大,且最大应力主要集中在沉箱底部以及沉箱与回填土下侧的地基土中。这种现象主要是由沉箱及回填土的自重作用引起的,随着深度的增加,上覆土体的自重应力累积,导致应力分布呈现自上而下逐渐增大的趋势。
2.2 波浪作用后沉箱-土层体系响应
2.2.1 位移响应云图
图4为施加波浪作用后的位移响应云图。可知,沉箱整体向海侧发生倾斜,水平位移的最大值出现在沉箱顶部,达到0.13 m,并随深度增加逐渐减小,底部位移量约为0.03 m。沉箱后侧回填土体也发生变形,最大变形量约为0.14 m,且变形量由近及远逐渐衰减。这种现象的产生机制可归因于波浪荷载主要作用于沉箱上部,由于波浪能量在水面附近最为集中,沉箱上部受到的波浪冲击力最大,导致位移量显著;而随着深度增加,波浪能量逐渐衰减,位移量也随之减小。同时,沉箱也受到后侧回填土土压力作用。因此,在波浪荷载与土压力的共同作用下,沉箱位移量自上而下逐渐减小。
同时,沉箱下侧土体的沉降导致其产生竖向位移,最大位移出现在沉箱左下角位置,最大位移量为0.05 m,并自左向右逐渐减小。沉箱后侧回填土也出现沉降现象,最大沉降量出现在与沉箱上部相邻的土体区域,约为0.2 m,并向后逐渐衰减。表明沉箱的运动造成了相邻区域回填土的沉降,并且随着与沉箱距离的增加,回填土的沉降量逐渐减小。
2.2.2 应力响应云图
图5为施加波浪作用后的应力响应云图。可知,最大水平应力和最大竖向应力主要集中在沉箱下部和沉箱下侧土体,其最大水平应力约为200 kPa,最大竖向应力约为400 kPa。沉箱后侧土体中的应力分布呈现自上而下逐渐增大的趋势,是因为回填土在重力作用下产生自重应力,且自重应力随深度的增加而线性增大。其水平应力和竖向应力的最大值分别约为130 kPa和250 kPa。相比之下,海侧地基土中的应力较小,最大水平应力和竖向应力分别约为30 kPa和60 kPa。
此外,与波浪作用前相比[
图3(b)和
图3(c)],波浪作用引起的附加应力与土体自重应力叠加,导致临近沉箱的回填土区域产生应力重分布现象,并且在沉箱下部地基土出现应力集中。这种现象的产生机制可归因于波浪冲击沉箱时,部分荷载通过沉箱传递至回填土。
2.2.3 沉箱与土层位移时程响应
为了更清晰地反映波浪作用过程中沉箱的位移变化规律,特选取沉箱左侧顶部A点(
图1)绘制了位移时程曲线进行分析,
图6为沉箱A点的位移时程曲线。可知,A点水平位移随时间增大较为明显,且随着波浪荷载的周期性变化,曲线也呈现一定的周期性规律,最大水平位移发生在48 s,最大值为0.16 m。竖向位移增大的趋势较缓,最大位移量也发生在48 s,约为0.06 m。可以看出竖向位移整体小于水平位移,这是因为沉箱所受波浪力和土压力的作用方向为水平方向。由于沉箱的水平位移明显大于竖向位移,因此沉箱的主要破坏模式表现为侧向移动。
图7为沉箱倾斜角随时间的变化规律曲线,该曲线通过A点水平位移与沉箱左下角水平位移的差值与沉箱高度之比计算获得。随着时间增加,A点水平位移和沉箱底部水平位移均呈现不断增大的趋势,但A点水平位移的增速显著高于沉箱底部水平位移的增速,导致两者差值逐渐扩大,从而使沉箱倾斜角随时间不断增大。这种现象的产生机制可归因于沉箱在波浪力与回填土压力的共同作用下发生倾斜。
为了分析地基土不同位置的位移变化规律,选取模型中C、H和G点(
图1)绘制了水平位移时程曲线。
图8为地基土中不同位置的水平位移时程曲线。可以看出沉箱底部H点的水平位移随时间持续增长,位移量明显大于C和G点,最大位移量为0.008 m。
C点位于海床土内,位移曲线呈周期性,在零点处上下浮动,没有明显的增长。G点位于沉箱后侧回填土下的土体内,与C和H点相比,G点位移接近于0 m。通过分析可知,地基土中位移最大值出现在沉箱下侧土体中,这是由于波浪荷载使沉箱发生了较为明显的倾斜,进而对土体产生挤压,导致沉箱下侧土体位移量较大,而沉箱左、右侧地基土的位移均较小,且未产生残余位移。由于左侧地基土上部为海水,波浪对于地基土的位移有一定的影响,而右侧地基土由于离水体较远,几乎不受波浪的影响,所以左侧地基土的位移幅度比右侧地基土略大。
2.3 不同波浪荷载下沉箱响应
为研究不同波浪荷载对沉箱位移的影响,通过调节波高和波浪周期实现对波浪荷载的控制,分别绘制了沉箱A点的水平位移、竖向位移和倾斜角时程图,并通过分析响应结果来确定波高和波浪周期对沉箱位移的影响。
2.3.1 不同波高下沉箱位移和倾斜角响应
在波浪周期为10.2 s的条件下,研究不同波高对沉箱位移和倾斜角的影响。
图9为不同波高下沉箱A点处位移时程。结果表明:波高对沉箱位移具有显著影响。
由
图9(a)可知,当波高为3.3 m时,A点最大水平位移约为0.1 m,且位移曲线波动幅度较小;随着波高的增加,A点位移逐渐增大,当波高增至9.3 m时,A点最大水平位移达到约0.2 m,同时位移曲线的波动幅度显著增大。
图9(b)为不同波高下A点竖向位移的时程曲线,由图可知,当波高为3.3 m时,A点最大竖向位移为0.04 m;波高为9.3 m时,最大竖向位移增至0.07 m,其变化规律与水平位移一致。
图10为不同波高下沉箱倾斜角的变化曲线。分析表明:沉箱倾斜角随波高的增大而显著增加,这是由于波浪荷载增大导致A点水平位移显著增加,而沉箱左侧底部位移增量相对较小,从而使得倾斜角变化更为明显。
2.3.2 不同周期下沉箱位移和倾斜角响应
在波高为6.3 m的条件下,研究不同波浪周期对沉箱位移和倾斜角的影响。
图11为不同波浪周期下A点处位移时程。由
图11(a)可知,当波浪周期为4.2 s时,A点水平位移最大值约为0.03 m,位移曲线波动幅度很小;随着波浪周期的增加,A点位移逐渐增大,当波浪周期增加至10.2 s时,A点水平位移显著增大,最大值约为0.16 m。
图11(b)为不同波浪周期下A点竖向位移时程。可知,当波浪周期为4.2 s时,A点竖向位移最大值约为0.01 m;而当波浪周期为10.2 s时,竖向位移最大值增至0.05 m。
图12为不同波浪周期下沉箱倾斜角时程。可知,随着波浪周期的增加,沉箱倾斜角逐渐增大。这种现象可归因于长周期波浪能量更为集中,因而对结构物的作用力更强。短周期波浪能量分布较为分散,因此短周期波浪荷载作用显著小于长周期波浪。
3 结论
通过国产数值计算软件FssiCAS建立二维重力式沉箱码头有限元模型,对其进行波浪荷载作用下的动态响应模拟,并分析了波浪作用前后沉箱-土层体系的动态响应特征以及不同波浪荷载对沉箱位移的影响。通过数值模拟结果,得出如下结论。
(1) 施加波浪荷载后,沉箱在水平和竖向均产生位移,其中水平位移显著大于竖向位移。沉箱的破坏模式主要表现为侧向移动,并伴随一定程度的倾斜。对于地基土,沉箱底部土层位移较为显著,而其余部分土层的位移相对较小。在应力分布方面,临近沉箱的回填土区域产生应力重分布,沉箱下侧地基土中出现明显的应力集中。
(2) 沉箱的位移和倾斜角呈现明显的周期性变化,且随着波高的增大和周期的增加,其位移和倾斜角幅值显著增大。类似地,土层位移也随着波浪荷载增加而增大。
(3) 在波浪作用下,波浪荷载对沉箱-土层体系的位移响应具有显著影响,且这种影响随波浪荷载的增大而愈加明显,进而影响结构的整体稳定性。因此,在重力式沉箱码头的设计与优化过程中,波浪作用应作为关键设计因素予以充分考虑。未来设计中,需结合波浪荷载的动态特性及其对结构-土体相互作用的影响,采取合理的结构形式和防护措施,以确保码头结构在复杂海洋环境中的安全性。
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