波浪作用下液化场地高桩码头动力响应试验研究

doi:10.16183/j.cnki.jsjtu.2022.163

波浪作用下液化场地高桩码头动力响应试验研究

毕建巍¹, 苏雷^,¹^,², 解立波¹, 张昱², 凌贤长¹^,³

1.青岛理工大学土木工程学院,山东青岛 266520

2.大连理工大学海岸与近海工程国家重点实验室, 辽宁大连 116024

3.哈尔滨工业大学土木工程学院,哈尔滨 150090

Experimental Investigation of Dynamic Response of Pile-Supported Wharf in Liquefiable Ground Under Wave Action

BI Jianwei¹, SU Lei^,¹^,², XIE Libo¹, ZHANG Yu², LING Xianzhang¹^,³

1. School of Civil Engineering, Qingdao University of Technology, Qingdao 266520, Shandong, China

2. State Key Laboratory of Coastal and Offshore Engineering, Dalian University of Technology, Dalian 116024, Liaoning, China

3. School of Civil Engineering, Harbin Institute of Technology, Harbin 150090, China

通讯作者: 苏雷,教授,博士生导师;E-mail:sulei@qut.edu.cn.

责任编辑: 王一凡

收稿日期: 2022-05-16 修回日期: 2022-07-15 接受日期: 2022-07-21

基金资助:

国家自然科学基金(42072310)
国家自然科学基金(51808307)

Received: 2022-05-16 Revised: 2022-07-15 Accepted: 2022-07-21

作者简介 About authors

毕建巍(1998-),硕士生,从事波流荷载下高桩码头动力特性研究.

摘要

高桩码头广泛应用于深水港口工程建设中,且大多位于可液化场地,波浪作用对液化场地高桩码头工作性能的影响不可忽视,但鲜有研究报道.进行液化场地高桩码头模型波浪水槽试验,考虑波浪、码头和土层三者之间的相互作用,真实再现高桩码头使用环境,探索波浪作用下码头内部响应差异,分析波浪作用下码头桩基和土层动力响应,探讨波高变化对各动力响应的影响规律.结果表明:高桩码头面板加速度和位移响应随波浪作用时间增加先逐渐变大最终保持相对稳定;群桩内各桩受到的动水压力和变形差异明显,其变化规律与桩位置有直接联系;自由场和桩周土层孔压响应幅值随埋深增大而减小,群桩的存在会降低桩周土层孔压的响应,增大土层加速度的响应;波高的增加对土层的影响随深度的增加而减小.上述研究成果可为波浪作用下类似高桩码头试验提供参考,为高桩码头合理化设计和防波浪侵袭提供支持.

关键词： 波浪作用; 高桩码头; 动力响应; 液化场地; 模型试验

Abstract

Pile-supported wharf (PSW) is widely used in the deep-water port engineering construction, most of which are located in liquefiable ground. The effect of wave action on the working performance of PSW in liquefiable ground cannot be ignored, but few studies have been reported. This study performs the wave flume test of PSW in liquefiable ground considering the soil-structure-wave interaction. This test really reproduces the operating condition of PSW, and explores the internal response difference of wharf structure under wave. The influence of wave height on dynamic response of the PSW system is discussed systematically. The result shows that the acceleration and displacement of the PSW deck gradually increase first and finally remain relatively stable with the increase of wave action. The hydrodynamic pressure and deformation of each pile in pile group are obviously different, and the response variation is related to the pile position. The pore pressure of the soil layer in the free field and around the pile decreases with the increase of depth, and the existence of the pile group can reduce the pore pressure in the soil layer around the pile, and increase the acceleration of the soil layer. The effect of wave height on the soil layer decreases with the increase of depth. The above results can provide reference for the similar PSW test under wave and the support for the design and wave protection of PSW.

Keywords： wave action; pile-supported wharf; dynamic response; liquefiable ground; model test

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本文引用格式

毕建巍, 苏雷, 解立波, 张昱, 凌贤长. 波浪作用下液化场地高桩码头动力响应试验研究[J]. 上海交通大学学报, 2023, 57(11): 1442-1454 doi:10.16183/j.cnki.jsjtu.2022.163

BI Jianwei, SU Lei, XIE Libo, ZHANG Yu, LING Xianzhang. Experimental Investigation of Dynamic Response of Pile-Supported Wharf in Liquefiable Ground Under Wave Action[J]. Journal of Shanghai Jiaotong University, 2023, 57(11): 1442-1454 doi:10.16183/j.cnki.jsjtu.2022.163

随着我国海运事业和经济建设的快速发展,对外贸易规模不断扩大,码头吞吐量逐年增加,推动了港口码头建设日益加快.高桩码头因其泊稳条件好、受力明确合理等诸多优点,在我国港口工程建设中广泛应用.由于海岸线资源相对紧张,港口工程建设逐渐向外海发展.在外海复杂环境中,波浪作用对码头结构的影响不可忽视.因此,波浪作用对码头结构稳定性的影响逐渐引起了学者的关注.调查表明^[1⇓-3],波浪作用对港工结构的影响主要分为两个方面:一是波浪作用直接引起结构破坏;二是波浪作用引起海床液化进而导致结构失稳.后者引起的破坏更为常见.

波浪对海床的作用是一种循环动力作用,这种作用会引起海床土体孔压上升,有效应力降低,导致海床失去承载能力.为明确波浪作用对海床的影响机理,许多学者从理论与试验入手,展开了大量的研究.如王小雯等^[4]提出了一种饱和砂土在随机波浪作用下超静孔压瞬时变化和液化过程的弹塑性动力分析方法.王立忠等^[5]通过试验对比研究了不同粒径土海床孔压响应问题,并总结了3种超静孔压增长模式.李安龙等^[6]通过水槽试验研究了波浪作用下粉土海床的孔压变化规律.Zhang等^[7]通过一系列波浪水槽试验研究了黏性土海床的液化机理.钟佳玉等^[8]对比研究了规则波和不规则波作用下砂质海床的孔压变化规律,发现二者存在明显差异.Liu等^[9]利用一维圆筒对深水作用下砂土孔压及液化情况进行了研究.上述研究推动了波浪作用对自由场海床孔压及液化机理的理解.

波浪作用对桩周海床土体孔压的影响同样引起了学者的广泛关注.如金小凯等^[10]通过缩尺试验研究了桩周土孔压变化规律及单桩对孔压的影响,并分析了波浪对桩基承载力的影响.Qi等^[11]通过水槽试验研究了波流联合作用下孔压的响应,发现波流联合作用产生的孔压小于波浪单独作用产生的孔压.Qi等^[12]进行了一系列的水槽试验,观测了波浪作用下桩周孔压响应,并讨论了孔压与桩周局部冲刷的联系.Wang等^[13]进行水槽试验研究了波浪作用下桩周孔压和桩底孔压的分布情况.张启博^[14]利用模型试验研究了单桩附近海床的孔压变化.试验表明:桩前离桩越近孔压越大,桩后则会减小.胡翔^[15]通过试验对比研究了波浪作用下有/无结构影响的海床响应试验.试验表明:桩的存在会增加孔压的相位延迟,桩径对孔压的分布也有明显的影响.吕豪杰等^[16]利用圆筒试验研究了波浪周期、波高和土体相对密实度对桩周土体孔压的影响,发现桩端处孔压会出现放大效应.Zhang等^[17]基于COMSOL建立了波浪和海床的子模型,对比研究了波浪对有无平台桩基周围海床土响应的影响.结果表明:平台的存在会减小桩身弯矩和位移最大值,而对孔压并无影响.Tong等^[18]进行了波浪作用下双桩-海床响应三维模拟.结果表明:双桩周围的波动孔压和液化深度沿双桩的中心线有衰减趋势且与单桩有明显差异.前述研究说明了波浪作用下,桩的尺寸及群桩布置等因素对桩周土体孔压的变化有直接的影响.

针对波浪作用对桥墩及其周围土体的影响,研究者进行了大量的深入研究.如向宝山等^[19]通过数值模拟表明:桥墩所受波浪力随波浪入射角的增大而增大.潘良等^[20]研究了波浪作用下单桩与群桩在不同土层中动力响应的差异.段伦良等^[21]着重研究了极端波浪作用下箱梁下方海床液化响应情况,发现迎浪侧海床瞬态液化深度大于背浪侧.黄雯等^[22]通过数值模拟分析了桩位置对桩受力的影响,优化了群桩中桩基的布置.陈林雅等^[23]通过数值模拟发现:波浪条件、海床特性和结构埋置深度会显著影响结构物所受波浪力.Zhang等^[24]在Morison方程的基础上,给出了一种可用于计算小尺度结构波浪力的方法.雷欣欣^[25]通过试验研究了规则波和不规则波作用下波浪引起群桩效应的差异性.陈连鑫^[26]基于能量法来衡量波浪作用并研究波浪力对桥墩的影响.

针对高桩码头所受波浪力,学者通过数值模拟和模型试验进行了深入研究.如王元战等^[27-28]对全直码头水平受力进行了深入研究,并提出了基于p-y曲线,以“塑性铰”作水平承载力判断标准的全直码头简化计算方法和基于单自由度系统位移动力法的简化计算方法,均得到了很好的验证.肖文智等^[29]通过高桩码头模型试验发现:结构所受最大波浪上托力和水平力并不同时出现、存在相位差.Zhang等^[30]利用数值模拟研究了全直桩码头的动力特性,提出了全直桩码头动力响应的简化模拟方法.卢生军等^[31]通过数值模拟发现:波浪作用下码头结构内力动力计算结果明显小于静力计算.

综上所述,虽波浪作用对纯海床、单桩、桥墩及其周围土体孔压的影响已有一定研究,但针对海工结构的研究需充分考虑波浪-结构-海床三者之间的相互所用,前述研究大多只考虑了波浪-海床或波浪-结构两者之间的相互作用,少数研究考虑了波浪-结构-海床三者之间的相互作用,但也只针对于简单的单桩结构,且研究只重视海床的孔压响应,忽略了结构的响应.针对高桩码头的研究关注于高桩码头所受波浪力,且只考虑了波浪-高桩码头两者之间的相互作用,并未考虑海床的影响,而综合考虑波浪-高桩码头-海床三者相互作用的研究鲜有报道.鉴于此,本文利用大型造波设备进行波浪作用下液化场地高桩码头动力响应模型试验,考虑波浪、结构和土层三者之间的相互作用,以高桩码头整体作为研究对象,真实再现高桩码头工作环境,对码头桩身弯矩、动水压力、桩周土体孔压等动力响应特性进行研究,探究高桩码头内部动力响应的差异,分析液化场地高桩码头在波浪作用下的动力响应规律,对比研究自由场土与桩周土的孔压和加速度响应.同时,探讨了不同波高对高桩码头体系动力响应的影响.试验结果对高桩码头的设计和防波浪侵袭提供一定的借鉴和参考.同时,试验结果可为后续数值模拟可靠性验证提供试验数据.

1 试验概况

1.1 试验设备

本次试验在大连理工大学海岸和近海工程国家重点实验室抗震分室中地震-波流联合试验模拟系统中进行,如图1所示.该系统是世界上首套可同时实现在地震、流、波浪等多种荷载联合作用下海工结构动力响应的大型物理模拟试验系统,可满足大型试验使用需求.该系统主要由振动台、造波机、造流机、消波板和控制系统组成.本次试验主要用到造波机、消波板和控制系统,主要技术参数如下:

图1

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图1 地震-波流联合试验模拟系统

Fig.1 Joint test simulation system of earthquake, wave, and current

水槽几何尺寸长×宽×高为21.6 m×5.0 m×1.0 m,工作水深为0.2~0.8 m;试验最大波高为0.33 m,稳态波高误差小于3%;试验波浪周期为0.5~4 s,稳态周期误差小于1%.

为了考查波浪作用下液化场地高桩码头动力响应,将海床置于长×宽×高为3 m×1 m×0.6 m的土箱,如图2所示.考虑到造波机位于水槽底部,为了防止波浪经过土箱时发生破碎,使用光滑塑料板制作引水坡道、过渡段和流出段,引水坡道采用较缓的坡度设计,过渡段和流出段顶面与土箱同高,从而更好地引导和稳定波浪沿着土箱顶部流过,最终流入消波板处,如图3所示.

图2

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图2 试验所用土箱

Fig.2 Soil container used in the test

图3

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图3 引水坡道

Fig.3 Water diversion ramp

1.2 饱和地基制备

考虑到试验时需要施加波浪荷载,海床表面若采用斜坡体将会影响作用于高桩码头波浪的稳定性,不利于波浪作用下高桩码头及周围土体响应规律的分析;同时,考虑到试验条件的限制和试验的可重复性;最终将复杂的近岸斜坡海床表面简化为表面水平海床.采用单一标准砂进行制作.试验标准砂采用福州砂,试验前需对该砂进行基本参数测定.图4为试验用砂的颗粒级配曲线.图中:D为小于指定粒径的比例;d为粒径.试验用砂基本物理特性为:密度ρ=1.68 g/cm³;最大孔隙比e_max=0.69;最小孔隙比e_min=0.47;砂土曲率系数C_c为1.02;砂土不均匀系数C_u为1.16,小于5,因此,试验用砂级配不良.

图4

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图4 试验用砂颗粒级配

Fig.4 Grain distribution of sand used in test

为尽可能模拟天然海床的实际状态,确保海床砂层达到较大饱和度与均匀度,采用砂雨法进行饱和砂层制作.填筑时始终保持水位线高于砂层表面10 cm左右,保证干砂缓慢而均匀地落入水中.由于填砂量大,为保证饱和地基密度均匀,将填筑等分为6次,每次填砂完成后需静置1 h,直至完成整个砂层铺筑.试验地基成型后,需静置24 h,确保地基完全饱和.

1.3 试验结构模型制作

本次试验为模型试验,但是对于码头结构,参考墨西哥曼萨尼约港的全直桩钢管桩码头结构,按照刚度相似进行设计.实际高桩码头结构中,桩基采用圆形截面Q345B钢管桩,弹性模量E=206 GPa,桩径R=1 m,壁厚r=18 mm,桩长约为35 m,埋深约为22 m,计算得到桩的惯性矩(I)和抗弯刚度(EI)分别如下:

(1)I=

\frac{π (R^{4} - r^{4})}{64}

=3.44×10^-3 m⁴

(2)EI=7.09×10⁸ N·m²

根据刚度相似法则要求:

(3)(EI)_p/(EI)_m=n³^.⁵

式中:n为原型与模型几何相似比;p和m分别代表原型和模型.

考虑到试验条件的限制,设计相似比n=1/50,计算得到桩长为0.7 m,入土深度为0.44 m.按照相似比,可得模型桩EI约为8.02×10² N·m².

试验中,模型结构材质选用6061铝,其弹性模量为6.9 GPa.考虑材料的加工精度和试验土箱尺寸,管桩尺寸确定为外径为30 mm,壁厚为 4 mm,桩长0.7 m,入土深度为0.45 m.计算得到其惯性矩和抗弯刚度分别为

(4)I=

\frac{π (R^{4} - r^{4})}{64}

=1.78×10^-8 m⁴

(5)EI=1.17×10³ N·m²

可见,选用的6061铝管桩其抗弯刚度近似满足相似比.模型的具体尺寸如图5所示,桩与面板通过螺栓连接.由于桩为空心圆管桩,为防止试验时砂与水进入桩内,影响高桩码头模型的动力响应,采用定制的橡胶堵头,堵在桩底的空心处.最终成型的高桩码头模型如图6所示.

图5

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图5 模型尺寸示意(cm)

Fig.5 Dimension of model (cm)

图6

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图6 高桩码头物理模型

Fig.6 Physical model of pile-supported wharf

1.4 试验模型与传感器布置

如图7所示,本次模型试验饱和砂层厚度为0.6 m,与土箱上表面齐平.高桩码头群桩入土深度为0.45 m,水中0.15 m,露出水面0.1 m.为了减小边界效应对试验的影响,沿土箱宽度方向,将高桩码头模型居中放置于土箱内;沿土箱长度方向,高桩码头模型分别距两侧壁距离为0.8 m和1.48 m.同时,将距码头结构前端0.68 m、距土箱前壁0.8 m处假定为自由场,认为此处受码头结构和土箱前壁的影响可忽略不计.

图7

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图7 高桩码头试验模型与传感器布置(cm)

Fig.7 Test model of pile-supported wharf and sensor layout (cm)

试验时选取B1、B2、E1和E2共4根桩(见图7)作为测试桩,每根桩沿波浪传播方向对称布置5对防水应变片.应变片布置位置如图7所示,用于测量桩身应变.应变片采用半桥的接线方式连接,可抵消温度效应对测量结果的影响,同时可提高数据测量的灵敏度,更好地捕捉结构的动态响应.

加速度传感器分别布置于饱和地基和面板上,主要用于测量饱和地基和面板的加速度,其中埋设于饱和地基中的加速度传感器需进行防水处理.为测量饱和砂土中孔压的变化,采用微型孔压传感器测量由波浪作用产生的桩周土孔压变化和自由场土层孔压变化.考虑到试验条件与数据采集问题,将加速度传感器和孔压传感器布置于桩B2和E2附近及自由场,具体埋设位置如图7和图8所示.高精度激光位移计安装在面板两侧,用于测量模型在波浪作用下的位移,并可通过测量数据分析模型结构在波浪作用下是否发生扭转,其安装位置如图7所示.在桩B2和E2侧边距水面10 cm处安装波压传感器用于测量作用于群桩上的动水压力.为了测量作用于模型的波高变化且尽可能减少波高仪与结构之间的距离,根据所选波浪参数,将波高仪布设于面板前10 cm处且伸入水中10 cm.

图8

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图8 桩B2和E2附近传感器布置 (cm)

Fig.8 Sensors layout near Piles B2 and E2 (cm)

1.5 试验波浪荷载

试验中,波高的选取是基于以下两个方面.

(1) 施加的工况应在保证波浪不破碎的前提下选取,试验所施加的波浪参数应满足以下条件之一:

$\begin{array}{l}H / L \leqslant 0.142 \tanh (k h) \\H / h \leqslant 0.78\end{array}$

其中:H表示波高;h表示水深;L表示波长;k表示波数.

(2) 根据现场试验时的现场造波效果,选择周期、波高稳定的工况进行响应分析.

根据试验要求与试验能力,参考已有的试验方案,试验时施加波高1.5 cm,周期0.75 s的规则波浪作为激励荷载.图9为试验时实测值与理论值的对比.图中:t为时间.由图可见,试验波浪规则稳定,二者高度吻合,说明引水坡道和消波板起到了良好的作用,作用于模型的波浪符合试验要求.

图9

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图9 波高实测值与理论值对比

Fig.9 Comparison of theoretical and measured wave heights

2 试验结果分析

在以下试验结果分析中,因为本文仅针对模型试验结果展开分析,所以目前试验结果很难与规范结果进行直接对比.对此,下面针对试验模型中动水压力、码头结构响应和地基响应展开分析.

2.1 动水压力

图10给出了桩B2和E2处所受的动水压力.图中:p₀为动水压力;p_0,max为最大动水压力.由图可见,桩B2处受到的动水压力略大于桩E2处受到的动水压力.由Morison方程可知,桩所受动水压力与波速和加速度有关,由于桩B2位于迎水面,桩E2位于群桩内部,群桩会阻碍波浪的传播,导致波浪产生绕流,降低传播速度.同时,桩B2和E2所受动水压力的最大值差距很小,这是因为前排桩造成的波浪衍射叠加作用于后排桩,增加了后排桩所受的动水压力.

图10

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图10 动水压力时程

Fig.10 Time histories of hydrodynamic pressure

2.2 码头结构响应

2.2.1 码头结构加速度

图11为高桩码头面板的加速度响应时程.图中:a₀表示面板加速度;a_0,max表示面板峰值加速度.可以发现面板中部峰值加速度为面板角部峰值加速度的1.7倍左右,说明模型产生一定的扭转,且扭转导致角部加速度在波浪传播方向的分量小于中部加速度.同时可以看出,在波浪作用初期,面板中部加速度响应与角部加速度响应差异明显,说明面板产生了轻微扭转;随着波浪作用的持续,二者差异逐渐减小,说明扭转响应减弱.这主要是由于波浪作用初期,群桩的存在会破坏原有的稳定波浪场,导致各桩受力不同,使模型产生扭转;随着作用的持续,波浪场趋于稳定,模型扭转剧烈程度降低.

图11

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图11 面板加速度时程

Fig.11 Acceleration time histories of deck

2.2.2 桩身弯矩

根据试验中桩上粘贴的应变片记录的应变值,按照弹性梁基本理论,计算出桩身弯矩.图12给出了桩B1、B2、E1和E2的桩身弯矩时程图.图中:M表示桩身弯矩,M_max表示桩身弯矩最大值.由图可见,由于面板的惯性作用,桩与面板连接处弯矩较大,最大弯矩可达0.058 N·m.对于埋入饱和砂土中的桩而言,桩B2所受弯矩大于其余桩的同位置处.这可能是两个原因造成的:一是桩B2位于最前排,其受到波浪的直接冲击;二是波浪对土层造成冲刷和扰动,导致土层对桩身产生挤压,增大桩身弯矩.

图12

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图12 桩身弯矩时程

Fig.12 Time histories of bending moment on pile shaft

对比图12(a)~12(d)发现,除S7和S17位置外,桩B2的弯矩均大于桩E2,这是由于波浪作用于前排桩产生绕流,造成波浪一定程度的衰减,减弱了波浪对后排桩的作用.而S7和S17位于自由水体中,S17位置处桩身受前排桩和两侧桩造成的波浪衍射作用,导致该位置处弯矩大于S7.值的注意的是,边桩的变化规律与中间桩并不相同,进一步对边桩研究可以发现:桩B1露出土层部分和0.15 m埋深处的桩身弯矩大于桩E1,而地表处和0.30 m埋深处的弯矩则为桩E1大于桩B1.这可能是因为桩E1地表处受到前桩下潜流的作用从而增大了桩身弯矩;同时波浪对桩E1较深处土层作用较小,桩周土对其有较大的约束作用,造成埋深0.30 m处桩E1弯矩大于B1.

同时可以发现,除桩排B水面处弯矩,其余中间桩桩身弯矩大于边桩桩身弯矩,这是由于波浪作用在两侧桩时会产生波浪衍射,这种衍射会叠加作用于中间桩排,一定程度上会增强波浪作用,从而增大桩的动力响应.位于桩排B水面处的弯矩为两侧大于中间,这可能是由于波浪经过前排桩时会产生不同程度破碎导致的.值的注意的是,后排中间桩会受前排两侧桩产生的衍射影响,与同排两侧桩产生的衍射叠加,自由水体中的桩身直接承受波浪作用,因此这种衍射的叠加对后排自由水体中的桩身动力响应增强更为明显.

2.2.3 码头结构位移

图13为高桩码头结构面板的位移响应时程.图中:d₀表示面板位移;d_0,max表示面板位移峰值.由图可见,高桩码头结构的位移较小,最大位移仅为2.5×10^-4 mm,这主要是由于面板的约束使得模型的刚度相对较大,而施加的波浪荷载相对较小.在模型承受波浪作用初期,群桩的存在造成波浪场产生复杂的衍射,模型两侧位移并不同步,发生轻微扭转.随着波浪作用时间的持续,波浪场逐渐稳定,面板两侧位移扭转程度减小.位移的响应随着波浪的持续作用逐渐明显,这主要是由于波浪对表面桩周土的冲刷,造成饱和砂土松散,从而减小了对整个模型的约束.

图13

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图13 面板位移时程

Fig.13 Displacement time histories of deck

2.3 地基响应

2.3.1 孔压响应

图14为自由场与桩B2和E2附近土层孔压变化时程.图中:p表示桩周土层孔压;p_max表示桩周土层孔压最大值.由图可知,在波浪循环作用下,孔压呈现振荡变化,但并未看出明显的孔压积累.这主要是因为饱和砂土较松散,波浪作用后其松散程度进一步加大,排水效果良好,使得孔压快速消散.

图14

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图14 孔压时程

Fig.14 Time histories of pore pressure

进一步,由图14可知,除位于土层表层的孔压外,自由场孔压与桩周土层孔压变化幅值沿深度逐渐减小.这主要是由于随着埋深的增加,波浪形成的动水压力逐渐降低,水力梯度减小,渗流减弱.同时可以看出,自由场孔压的衰减速率沿深度逐渐减慢,这是由于随着土层深度的增加,孔压的消散率降低.而对于土层表层的孔压而言,其受到波浪的直接作用,造成表层砂土较为松散,导致孔压的消散速率增大,孔压的变化幅值较小.

对比图14(a)~14(c)可知,自由场孔压的变化幅值和衰减均大于桩周土层孔压.这可能是两方面原因造成:一是波浪作用时会对桩周土层造成扰动,增大了渗流阻力,降低了孔压的消散速率,进而影响桩周土层孔压的变化;二是群桩的存在改变了原有的波浪场,削弱了波浪对砂层孔压的影响.

2.3.2 土层加速度

图15为自由场与桩B2和E2附近土层加速度变化时程.图中:a表示土层加速度;a_max表示土层加速度最大值.考虑到施加的波浪作用较小,对自由场土层深处扰动作用小,因此仅在地表处与埋深0.15 m处布置加速度传感器.试验中,由于波浪的冲刷作用,埋置于桩附近土层表面的加速度传感器被冲出而暴露于水中,所以其所测的加速度并非土层加速度,故此处对其不再讨论.而埋置于自由场表面的加速度并未冲出,说明群桩的存在会增大波浪对砂土表面的冲刷作用.

图15

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图15 土层加速度时程

Fig.15 Acceleration time histories of soil layer

对比图15(b)~15(c)可以发现,t=0~7 s时,桩B2附近土层加速度响应大于桩E2附近土层,t=7~10 s时,桩E2附近土层加速度明显增大,在0.15 m埋深处的加速度响应大于桩B2附近土层加速度.这是因为群桩的存在既会影响波浪的传播,也会增强波浪对土层的作用.在波浪作用初期,群桩的存在阻碍波浪的传播,削弱了波浪对群桩内部土层作用.随着波浪作用的持续,群桩会增强波浪与土层的相互作用,且桩也会对土层造成扰动,从而增大了桩E2附近土层加速度响应.

对比图15(a~15(c))可以发现,群桩附近土层的加速度响应比自由场更加剧烈.这是由于高桩码头桩底无嵌固,波浪作用时,群桩会对桩周土体造成一定程度的扰动;且群桩的存在也会增强波浪对土层的作用,增大桩附近土层加速度的响应.

3 波高对高桩码头体系动力响应的

影响为更好研究波浪作用对码头结构和周围土体响应的影响,增加两组波高分别为2.0 cm和2.7 cm的同周期波浪,分析波高对码头体系最大值响应的影响.

3.1 波高对动水压力的影响

图16给出了动水压力峰值随波高的变化趋势.从图中可以看出,随着波高的增加,桩所受动水压力峰值也逐渐增大.对比桩B2和E2所受动水压力可以发现,二者的差值逐渐变大,这是由于随着波高的增大,群桩对波浪的破碎作用也进一步加强,减弱波浪对后排桩的作用.随着波高的增大,波浪对土层的冲刷作用增强,损耗的能量增大,从而减小桩E2所受动水压力.

图16

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图16 波高对动水压力的影响

Fig.16 Effect of wave height on hydrodynamic pressure

3.2 波高对面板加速度和位移的影响

图17显示了波高对码头面板加速度和位移响应峰值的影响.由图可知,面板加速度和位移的最大值整体上随波高的增大而增大.进一步分析可知,随着波高的增加,面板的扭转程度逐渐变小.这可能是由于随着波浪高度的增加,群桩导致波浪的衍射对边桩的作用增强,这在一定程度上减弱了面板的扭转.

图17

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图17 波高对面板加速度和位移的影响

Fig.17 Effect of wave height on deck acceleration and displacement

3.3 波高对桩身弯矩的影响

图18呈现了波高对桩身弯矩峰值的影响.由图可得,桩身弯矩的空间变化规律基本不变,但当波高增大到一定程度时,除桩E1外,其余各桩的桩身弯矩峰值呈现出下降趋势.进一步分析可得,波高较高时,各桩的受力更加均匀.这是由于较大的波高对土层的作用更明显,导致土层的松散程度增大,对各桩的约束作用减小.同时,群桩对波浪的破碎作用随着波高的增大而更明显,产生的波浪衍射造成各桩的受力均匀.

图18

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图18 波高对桩身弯矩的影响

Fig.18 Effect of wave height on bending moment on pile

3.4 波高对孔压的影响

图19为波高变化对土层孔压峰值的影响.由图可得,随着波高的增加,孔压峰值也逐渐增大,且对自由场孔压峰值的影响更大.这是因为随着波浪高度的增加,波浪的势能增大,对土层的作用明显;但群桩的存在也会一定程度消耗波浪所含能量,减弱波浪对桩周土层孔压的影响.值的注意的是,波高对孔压的影响程度随波高的增加而减弱,但这一现象对群桩内部孔压的影响并不明显.同时也可看出,波浪高度的增加也会减小孔压沿深度的衰减速率.

图19

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图19 波高对孔压的影响

Fig.19 Effect of wave height on pore pressure

3.5 波高对土层加速度的影响

图20为波高对土层加速度峰值的影响.可以看出随着波高的增加,土层加速度峰值总体呈上升趋势,对土层的扰动随着深度逐渐减弱.对比相同埋深的自由场与桩周土层加速度可以发现,群桩的存在一定程度上增强波浪对周围土体的扰动.

图20

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图20 波高对土层加速度的影响

Fig.20 Effect of wave height on acceleration of soil layer

4 结论

利用大连理工大学海岸和近海工程国家重点实验室地震-波流联合模拟系统,考虑波浪、结构和土层三者之间的相互作用,完成了波浪作用下高桩码头-土层体系模型试验研究,分析了模型结构内部响应差异,对比了群桩结构对土层加速度及孔压响应的影响,总结了波高变化对各响应的影响,为高桩码头设计和防护提供了参考与借鉴.通过对试验结果的分析,主要得到以下结论:

(1) 波浪作用会造成模型轻微扭转,随波浪作用时间的增加,面板的位移和加速度响应逐渐明显,面板中部加速度大于面板角部加速度.

(2) 高桩码头内部响应差异明显,码头桩身所受动水压力和桩身弯矩大小与桩位置有直接联系,边桩与中间桩的弯矩变化规律并不相同;位于中间排的桩弯矩大于边桩,且后排桩在水表面处的弯矩响应尤为明显.

(3) 自由场和桩周土层孔压变化随埋深增大而减小,孔压衰减速率减小.桩的存在会影响孔压的传递变化,自由场孔压大于桩周土层孔压.

(4) 桩的存在会增大土层加速度,波浪作用初期,前排桩附近土层加速度响应大于后排桩,后排桩附近土层加速度随着波浪的作用逐渐变大.

(5) 除桩身弯矩外,其余各响应整体随波高的增高而增大,波高对土层的影响随深度的增加而降低.

参考文献

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文献年度倒序

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