高樁碼頭岸坡變形加固技術研究及方案優化

李越松，焉 振，張 強

(交通運輸部天津水運工程科學研究所 港口水工建筑技術國家工程實驗室 水工構造物檢測、診斷與加固技術交通行業重點實驗室,天津 300456)

高樁碼頭由樁基、高樁承臺以及接岸結構等組成，通過樁基的摩阻力以及嵌固作用維持高樁承臺的穩定，利用接岸結構連接高樁承臺和陸域堆場并兼做擋土結構，在我國渤海灣沿岸、長江口、閩江口、珠江口等軟土地基上應用廣泛。后方堆場荷載作用下，軟土岸坡極容易發生變形及失穩，造成碼頭后方承臺以及后排樁基損壞，對碼頭結構的正常使用和服役周期造成嚴重威脅[1]。近年來由于岸坡變形以及失穩導致的樁臺變形、樁基開裂、樁臺倒塌等時有發生[2-3]，如華南某港的高樁框架碼頭在竣工后由于碼頭岸坡變形導致樁基持續前移達20 a之久[4]；華東某港的高樁梁板碼頭發生直樁和斜樁開裂或斷裂，以及前后樁臺間橫梁開裂；連云港某高樁梁板式引橋碼頭發生岸坡失穩，坡腳棱體向北移動3 m，直接導致傾斜樁擠斷；天津港多個突堤碼頭與順岸碼頭由于接岸結構下的岸坡變形導致轉角處后承臺橫梁與樁基間出現了明顯的錯位[5-6]，最大錯位達15 cm，且呈逐年增大的趨勢。以上破壞事例說明，高樁碼頭的岸坡變形防治及加固技術仍然存在亟需解決的問題。

生產和實踐表明，通過外加結構物對軟土層的水平變形進行阻擋是減小碼頭結構損害的有效途徑[7]。由于已建碼頭不適合打設預制樁墻等，通過現場施工的CDM法[8](深層水泥攪拌法)施打灌注樁、墻等是新的解決思路。針對軟土地區高樁碼頭的岸坡變形問題，本文提出MCDM擋土墻、CDM格構式擋土墻、鉆孔灌注擋土樁三種加固方案。MCDM擋土墻是將CDM體做成m型斷面的地下連續墻，采用拱結構受壓性能強的特點，減小甚至避免CDM體的拉應力產生。如圖1所示，用“m”上緣的拱形墻擋土，用豎墻做支撐，把來自擋土墻的壓力向外擴散。如圖2所示，CDM格構式擋土墻是將CDM體做成格構式地下連續墻，減小土體水平位移并增大岸坡承載力。鉆孔灌注擋土樁是在承臺后方施打鉆孔灌注樁，通過樁身的剛度阻擋后方土體向前的位移，如圖3所示。針對三種方案的加固效果，本文采用有限元模型分別進行模擬計算，通過對比分析三種加固方案下碼頭基樁的樁身水平位移、樁身應力以及土體水平位移、沉降等，研究確立最優化加固方案。

1-a MCDM擋土墻斷面圖 1-b MCDM擋土墻平面圖圖1 MCDM擋土墻結構型式圖Fig.1 MCDM retaining wall

2-a CDM格構式擋土墻斷面圖 2-b CDM格構式擋土墻平面圖圖2 CDM格構式擋土墻結構型式圖Fig.2 CDM lattice type retaining wall

3-a 鉆孔灌注擋土樁 3-b 鉆孔灌注擋土樁圖3 鉆孔灌注擋土樁結構型式圖Fig.3 Cast-in-situ bored retaining piles

1 工程概況及有限元模型

1.1 工程概況

1.1.1 高樁碼頭結構方案

圖4 碼頭斷面圖Fig.4 Wharf section diagram

高樁碼頭的結構方案選取天津港25～26段碼頭。碼頭從南至北前沿線總長451.94 m(不包括過渡段部分6.406 m)，后沿線總長395.94 m，寬40.85 m。25～26泊位與27泊位連接段包括三突堤根部(長45.5 m，寬40.8 m，7個樁基排架)和四港池順岸西頭(前沿線長40 m，寬48.3 m，11個樁基排架)兩部分。25～26段碼頭前方承臺采用連續梁板式高樁承臺結構，后方承臺采用簡支梁板式高樁承臺結構。碼頭斷面圖見圖4。

1.1.2 荷載條件

后方堆場承受均布堆載60 kPa。

表1土體材料參數
Tab.1 Soil parameters

編號名稱彈性模量(MPa)泊松比密度(kg/m3)粘聚力(kPa)內摩擦角(°)Soil-1粉質粘土580.2520002120Soil-2粘土230.2619202818Soil-3淤泥質粘土210.318302717Soil-4淤泥質粘土150.317802616Soil-4-s淤泥質粘土(加固)250.2518002622Soil-5淤泥130.317603010Rock拋石300.232000——Filling回填土200.261600——

1.1.3 結構及土體參數

樁基及面板為混凝土材料，根據實測資料，其彈性模量為2.55×104MPa，泊松比為0.167，密度為2.5×103kg/m3。CDM體的彈性模量取1 000 MPa，泊松比0.3，重度取浮容重10 kN/m3。

土體及回填土等材料參數見表1。

1.2 有限元模型

1.2.1 有限元整體模型

有限元整體網格劃分如圖5所示。模型的底面土體施加X、Y、Z三個方向位移的約束，碼頭前方和后方斷面施加X方向的水平位移約束，在沿碼頭沿線方向的兩個斷面施加Z方向的水平位移約束。

圖5 有限元網格劃分Fig.5 Finite element meshes

1.2.2 接觸設置

考慮到本模型計算的主要目的為分析蠕變對樁基碼頭的影響，因此對碼頭結構、CDM體與土體相互之間的作用不做特別的考慮，假定樁土之間的無相對位移，將樁土之間的接觸面設置為綁定約束(*TIE)。

1.2.3 本構模型

有限元模型在計算時考慮土體的彈塑性和蠕變特性，其中彈塑性模型選用Drucker-Prager屈服準則，屈服方程為

F=q-ptanβ-d=0

蠕變計算采用Singh-Mitchell蠕變模型，其蠕變法則定義為

式中：β為屈服軌跡在p-q平面上的傾角，即材料的摩擦角；d為材料的粘聚力；A表示單位時間剪應力為0時的應變速率；m值介于0.75～1之間，很少有大于1的情況；t1為單位時間；α為應變速率對數與剪應力關系圖中線性段的斜率。需要確定的參數為A、α、m。

1.2.4 分析步設置

(1)采用GEOSTATIC分析步進行地應力平衡；

(2)施加碼頭后方堆載，進行彈塑性蠕變分析，計算期為365 d。

2 不同加固方案的受力及變形分析

2.1 加固前碼頭受力及變形分析

為了對加固效果進行評估，首先計算出未采取加固措施情況下的岸坡變形及樁基內力，計算結果如圖6所示。加固前岸坡中土體水平最大位移發生于拋石棱體的下方區域，最大值為79.5 mm。樁身水平位移略小于土體水平位移，最大為77.8 mm，處于土體水平位移最大區域，在樁長的中部。沉降位移主要發生于后方堆場區域，最大值達111 mm。樁身的最大壓應力為-25.1 MPa，最大拉應力為0.86 MPa，均發生于最后排樁。

2.2 MCDM擋土墻加固后碼頭受力及變形分析

如圖7所示經過m型擋土墻加固后的岸坡中土體水平位移最大值仍然在拋石棱體的下方區域，但其所處的深度加大，基本處于加固體的底部區域，最大值為66.9 mm。樁身水平位移略小于土體水平位移，最大為62.2 mm，處于土體水平位移最大區域，在樁長的中下部。沉降位移主要發生于后方堆場區域，最大值為104 mm。加固體的最大拉、壓應力分別為0.29 MPa和-0.99 MPa，處于加固體強度范圍之內。加固體的大部分為壓應力，拉應力僅存在于邊角等應力集中的少數區域。

6-a 總水平位移 6-b 樁水平位移 6-c 樁身第一主應力 6-d 樁身第三主應力

圖6 加固前碼頭受力及變形圖
Fig.6 Force and displacement of high-piled wharf before reinforcement

7-a 總水平位移 7-b 樁水平位移 7-c 樁身第一主應力

7-d 樁身第三主應力 7-e M型加固體第一主應力 7-f M型加固體第三主應力

圖7 MCDM擋土墻加固后碼頭受力及變形圖
Fig.7 Force and displacement of high-piled wharf after reinforcement of MCDM

2.3 CDM格構墻加固后碼頭受力及變形分析

格構墻材料采用CDM加固體材料進行模擬，計算結果如圖8所示。經過格構墻加固后的岸坡中土體水平位移區域比加固前下移，仍然在拋石棱體的下方區域，最大值為67.8 mm。樁身水平位移略小于土體水平位移，最大為64.7 mm，處于土體水平位移最大區域，在樁長的中下部。沉降位移主要發生于后方堆場區域，最大值達106 mm。格構墻體的最大拉、壓應力分別為0.38 MPa和-1.03 MPa，在加固體強度范圍之內。

8-a 總水平位移 8-b 樁水平位移 8-c 樁身第一主應力

8-d 樁身第三主應力 8-e CDM格構體第一主應力 8-f CDM格構體第三主應力

圖8 CDM格構墻加固后碼頭受力及變形圖
Fig.8 Force and displacement of high-piled wharf after reinforcement of CDM lattice type retaining wall

2.4 灌注擋土樁加固后碼頭受力及變形分析

擋土樁材料按鉆孔灌注混凝土樁進行模擬，計算結果如圖9所示。經過擋土樁加固后的岸坡中土體水平位移最大值與m型擋土墻加固后所處的區域非常接近，最大值為76 mm。樁身水平位移小于土體水平位移，最大為72.6 mm，處于土體水平位移最大區域，在樁長的中部。沉降位移主要發生于后方堆場區域，最大值達110 mm。擋土樁體的最大拉、壓應力分別為19.2 MPa和-21.4 MPa，超出加固體強度范圍之外。

9-a 總水平位移 9-b 樁水平位移 9-c 樁身第一主應力

9-d 樁身第三主應力 9-e 擋土樁第一主應力 9-f 擋土樁第三主應力

圖9 擋土樁加固后碼頭受力及變形圖Fig.9 Force and displacement of high-piled wharf after reinforcement of cast-in-situ bored retaining piles

3 加固效果對比分析及方案確定

如表2所示，提取加固前以及三種加固方案加固后的土體水平位移、土體沉降、樁身水平位移、樁應力、加固體應力的最大值，對各種方案的加固效果進行比較分析。

由表2可以看出，對碼頭樁體水平位移減小幅度最明顯的為MCDM方案，樁體水平位移由77.8 mm降到62.2 mm，降幅約20%。格構式CDM擋土墻加固后的樁體水平位移為64.7 mm，土體水平位移為67.8 mm，略大于MCDM方案。雖然格構式擋土墻與MCDM擋土墻在減小基樁位移方面效果較為接近，但格構墻體應力大于MCDM體應力，說明MCDM體受力性能更好。擋土樁方案加固后樁體和土體的水平位移并未減小，反而略有增大，這種方案最不理想。因此，從加固后基樁以及土體變形控制、加固體受力角度，確定MCDM擋土墻為三種加固方案的最優化方案。

4 MCDM擋土墻方案的施工可行性及經濟性分析

4.1 MCDM擋土墻方案的施工可行性

碼頭使用期進行加固為陸上施工，相對方便，但是需要清除原接岸結構的拋石棱體后才能施工。加固施工時應特別注意合理安排施工順序，控制施工速度，加強碼頭結構及岸坡變形的監測，以防施工對原有碼頭結構和岸坡造成不良影響。

(4) 開挖掌子面在各種荷載的作用下，認為土體受到擾動后的剪切模量和體積模量皆有所下降，所以選取掌子面方向一定長度的土體作為卸荷單元，認為卸荷單元在刀盤的擾動下彈性模量有所降低，變為原來的1/2[6]。

4.2 MCDM擋土墻方案經濟性分析

按照MCDM加固方案計算，縱向每延米需要加固體108 m3，參考相關資料，目前市場上深層攪拌樁的定額基本價為165 元/m3，這樣每延米造價約為1.8萬元，再加上擋土墻上方的拋石棱體擋土墻，造價不高。MCDM擋土墻接岸結構能有效地減弱岸坡變形，增加岸坡的穩定性，從而可以減小碼頭承臺的寬度，大量節約投資。

4.3 方案確定

因此，MCDM擋土墻能夠較好地控制加固后基樁以及土體變形，加固體以受壓應力為主、具有較好的受力性能，同時具備施工可行性及經濟性，建議實際工程中采用MCDM擋土墻作為碼頭岸坡加固方案。

5 結語

針對軟土地區高樁碼頭的岸坡變形問題，提出MCDM擋土墻、CDM格構式擋土墻、鉆孔灌注擋土樁三種加固方案。以有限元軟件ABAQUS為分析平臺，建立高樁碼頭與土相互作用的三維彈塑性蠕變有限元模型，對比分析蠕變影響下三種加固方案的碼頭基樁樁身水平位移、樁身應力以及土體水平位移、沉降等，研究確立最優化方案，并進行論證。得到以下結論：

(1)通過對比分析，MCDM擋土墻以及CDM格構式擋土墻在碼頭基樁樁身水平位移、土體水平位移、沉降等控制方面效果較為顯著；格構墻體應力大于MCDM體應力，說明MCDM體受力性能更好。因此，從加固后基樁以及土體變形控制、加固體受力角度，確定MCDM擋土墻為三種加固方案中的最優化方案。

(2)MCDM擋土墻為陸上施工，相對方便，具有施工可行性；且MCDM體的造價不高，經濟性強，能夠節約投資。

(3)建議實際工程中采用MCDM擋土墻作為碼頭岸坡加固方案。

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