無掩護深水區LNG碼頭棧橋墩臺的樁基設計

莫秋榮，李開元

（中交第一航務工程勘察設計院有限公司，天津 300222）

一般墩臺平面橫縱向尺寸較小，布置樁數量較少，受到的荷載卻較復雜，波浪荷載、風荷載和管道荷載等各個方向水平力疊加和組合，使墩臺樁基的樁力很不均勻。如增加樁的數量，不僅增加投資，而且會因樁間距太小造成施工困難。本文就此問題進行探討。

1 工程概況

本工程位于江蘇如東縣海濱輻射沙洲中的爛沙洋水道西部的深水區，LNG碼頭位置近期測量水深為-17.0 m，包括1座14.5萬m3LNG碼頭（長度430 m）、連接LNG碼頭和接收站人工島的棧橋（長度1 970 m）和工作船臨時?？奎c。LNG碼頭、連接碼頭和接收站人工島的棧橋結構安全等級為一級；工作船臨時靠泊點結構安全等級為二級。建筑物設計使用年限均為50 a。抗震設防烈度為7度，設計地震動參數按50 a超概率10%的地震基本加速度0.15 g進行設計，按50 a超概率2%的地震基本加速度0.23g進行校核。

1.1 棧橋結構方案

本區域地質條件以砂層為主，碼頭處在浪大、水深的開敞水域，所以采用鋼管樁作為棧橋墩臺基礎。棧橋全長1 970 m，補償器墩間距196.8 m，在補償器墩之間布置1個固定墩，橋全長共布置10個補償器墩，9個固定墩，棧橋兩端分別固定在工作平臺上和人工島島壁擋浪墻上形成20跨鋼棧橋。管線帶凈寬為7.5 m，車道帶凈寬為4.5 m，橋面總寬度為13.5 m，補償器墩長24 m，寬37.5 m，頂高程為14.5 m，基礎采用28根坡度為 4∶1的鋼管樁基礎，樁底標高為-53.0～-55.0 m。鋼管樁的直徑根據海底面標高的變化分別采用φ1 400 mm、φ1 200 mm和φ1 000 mm的鋼管樁。

1.2 水文波浪和地質條件

工程所在位置為無掩護條件的江蘇東海海域，該區域波浪波高大周期長、水流速度大。波浪要素如表1所示。

表1 LNG棧橋50 a一遇波要素Table 1 Wave factors once in 50 a for LNG trestle bridge

1.3 地質構造

本工程區域地層巖性以粉砂、細砂、淤泥質粉質黏土、粉質黏土、粉土為主。淤泥揭露厚度0.30～3.60 m不等，平均標準貫入擊數N<1擊。粉砂夾淤泥質粉質黏土層厚2.00～5.80 m不等，平均標準貫入擊數N=6.7擊。粉砂厚度4.90～11.20 m，平均標準貫入擊數N=21.4擊。粉土揭露厚度1.20～13.00 m不等，平均標準貫入擊數N=14.1擊。粉砂揭露厚度1.00～19.40 m不等，平均標準貫入擊數N=33.2擊。粉土揭露厚度0.80～9.00 m不等，平均標準貫入擊數N=29.9擊。淤泥質粉質黏土揭露厚度0.80～6.60 m不等，平均標準貫入擊數N=12.5擊。粉質黏土揭露厚度1.00～7.00 m不等，平均標準貫入擊數N=12.4擊。粉砂為樁基持力層，在揭露該層的孔中層頂標高-30.26～-41.58 m不等，平均標準貫入擊數N=42.6擊。

2 墩臺樁基設計

工程所在海域風大浪急，且無掩護條件，輸氣管線對位移要求較高（正常使用工況下位移要求不大于50 mm），按傳統墩臺樁基布置方式（如圖1所示），墩臺受到各種荷載的拉、壓和扭轉等作用，造成樁基受力很不均勻，個別樁的樁力和應力很大，墩臺位移也難以達到使用要求。由于上述原因，提出了新的樁基布置方式滿足以下要求：樁力小于單樁承載力，應力小于鋼樁的允許應力和位移小于輸氣管線正常工作要求的最大位移，同時使樁的數量最少，投資最省。經多次演算，得到一種新型樁基礎布置方式如圖2所示。把最外側兩排樁全部布置成平面扭角方向與波浪強浪方向基本一致，內側兩排樁則布置成平面扭角方向與波浪強浪方向基本正交。因外側兩排樁相距較遠，承受強浪方向的水平波浪力時產生的樁力、應力和位移相對較小。并且外排樁方向一致，樁力也較為均勻。而內側兩排樁因其平面扭角方向與波浪強浪方向正交，強浪方向的水平波浪力并不會使內側兩排樁產生太大的樁力和應力。

圖1 傳統的墩臺樁位布置Fig.1 Traditional pile foundation layout of the pier

圖2 新型墩臺樁位布置Fig.2 New type of pile foundation layout of the pier

2.1 計算過程和結果

采用有限元程序對墩臺進行受力計算分析，樁基礎所受外力主要有墩臺和鋼橋自重、管道水平推力、波浪力、水流力、風壓力和地震荷載等，計算過程中不斷調整樁的間距、斜率和扭角，對各種樁位布置形式進行演算，使樁力、樁應力和墩臺位移都達到設計要求。

自重等普通荷載作用方向近似垂直或平行墩臺邊線，墩臺所產生的樁力、樁應力和位移對樁位布置并不十分敏感，鋼樁的樁力和應力也較為均勻。但對波浪力（特別是對于無明顯強浪向的無掩護海域）等作用方向與墩臺邊線成一定角度的荷載，墩臺會產生扭轉，使的樁力不均勻，個別樁的樁力甚至會達到千萬牛，應力遠超過鋼樁的強度設計值。新的樁位布置使墩臺各個方向的剛度分布更加均勻，墩臺抗扭能力也大大加強，有效避免以往樁位布置中的“樁力集中”等現象，當采用上圖所示的樁位時，計算所得的樁力相比普通樁位產生的樁力更均勻，應力也隨之變小，位移也能滿足輸氣管道的變形要求。

兩種墩臺樁位布置的計算結果如表2所示。

表2 計算結果Table2 Calculation results

從兩種樁位布置的計算結果可以得出：新型墩臺樁位布置的樁力、應力和位移均比傳統墩臺樁位布置小，新型墩臺樁位布置方案更加合理。

2.2 單樁軸向極限承載力理論計算

根據規范采用經驗參數法確定單樁軸向抗壓極限承載力設計值 Q=（UΣqfili+qRA ）/γR和單樁軸向抗拔極限承載力設計值Td=（UΣξiqfili+G cosα）/γR（其中：qfi為第i層土中單樁極限側摩阻力標準值；qR為單樁極限端阻力標準值），并采用高應變動力監測加以驗證。本地區浪大流急，泥沙運動頻繁，海床沖刷較為嚴重，計算樁基承載力時在墩臺所處位置現有泥面的基礎上考慮了5 m的沖刷。當鋼樁底標高達到-54.0 m時，φ1 400 mm鋼樁的單樁軸向抗壓（拔）極限承載力設計值分別為7 604（3 019）kN，大于最大壓樁力設計值和最大拉樁力設計值，滿足設計要求。

2.3 樁基靜載試樁結果和分析

因為本地區作為持力層的穩定砂層埋藏較深，附近地區可作參考的工程經驗較少，并且LNG碼頭的結構安全等級也比一般碼頭更高，所以考慮對該工程進行了靜載試樁實驗。根據該工程的試樁報告和檢測報告的單樁軸向承載力結果，鋼管樁直徑（φ1 400 mm）單樁軸向抗壓（拔）極限承載力標準值分別為14 641（7 000）kN，即鋼管樁（φ1 400 mm）單樁軸向抗壓（拔）極限承載力設計值分別為10 457（5 000）kN，大于最大壓樁力設計值和最大拉樁力設計值，滿足設計要求。

3 結語

本工程打破常規的設計思路，通過樁位布置優化，采用了一種新型樁位布置形式（見圖3），解決了以往樁力、樁應力和墩臺位移偏大的問題，同時節省了工程投資，收到了良好的效果。工程投產至今已有3 a，棧橋墩樁基未見破壞和變位過大現象，上部管道等設施也運行良好。這種新的樁位布置方式被實踐證明適用于這種荷載復雜、位移要求嚴格的工程，是一個成功的案例，對其他工程具有一定的參考和借鑒意義。

圖3 在建中的棧橋墩臺Fig.3 Trestle bridgepiersin construction

[1] 王炳煌.高樁碼頭工程[M].北京：人民交通出版社，2010.WANG Bing-huang.High-pile wharf engineering[M].Beijing：China Communications Press,2010.

[2]江蘇LNG項目接收站配套碼頭及棧橋工程：棧橋4號固定墩工程鋼管樁檢測報告[R].南京：南京水利科學研究院，2009.Jiangsu LNG receiving station supporting terminal and trestle engineering：Test report for steel pipe pilesof No.4 anchor block of trestle project[R].Nanjing:Nanjing Hydraulic Research Institute，2009.

[3]江蘇LNG項目接收站配套碼頭及棧橋工程：碼頭6號系纜墩工程鋼管樁檢測報告[R].南京：南京水利科學研究院，2009.Jiangsu LNG receiving station supporting terminal and trestle engineering：Test report for steel pipe piles of No.6 cleat of trestle project[R].Nanjing：Nanjing Hydraulic Research Institute，2009.

[4]JTS167-4—2012，港口工程樁基規范[S].JTS167-4—2012,Codefor pilefoundation of port engineering[S].