格型地連墻在超深船塢塢墻結構中的應用

宣廬峻，周杰鑫

(中船第九設計研究院工程有限公司，上海海洋工程和船廠水工特種工程技術研究中心，上海 200090)

船塢塢墻的結構形式往往與船塢深度、巖土工程條件、建造方法等密切相關。隨著世界航運業和造船工業的迅猛發展，常規的結構形式和建造方法已不能適應船塢向更深、更大型的方向發展。因此，在超深型船塢工程中，對塢墻結構進行創新設計研究是非常必要的，其對船塢工程的技術進步意義深遠。

格型地下連續墻(簡稱格型地連墻)塢墻結構形式的構思出自格型鋼板樁岸壁的概念，是一種半重力式擋土結構。格型地下連續墻由前墻、后墻以及連接前、后墻的中間剪力隔墻組成[1]。格型地下連續墻前、后墻槽段間一般采用鎖口管等柔性接頭連接，中間剪力隔墻采用十字鋼板等剛性接頭連接。格型地下連續墻作為塢墻結構，其前墻緊鄰船塢基坑開挖面，是直接承受坑內外水、土壓力的主要擋土構件，它通過剪力墻與后墻連接，以實現結構的整體性。由于其特殊的空間結構效應，格型地下連續墻與其內部土體共同組成的擋土結構具有整體剛度大、開挖深度較深、無需內部支護的特性，非常適用于常規的擋土結構在技術經濟上不能滿足要求或受周邊環境條件限制的船塢工程[2]。

本文結合上海長江口某超深型船塢工程實例，對格型地連墻在超深船塢工程中的應用進行了相關研究，通過建立簡化模型對格型地連墻塢墻進行內力分析，提出格型地連墻塢墻的簡化模型方式；對格型地連墻設計采用了各參數的敏感性分析方法進行結構優化；通過建立三維整體模型，進行格型地連墻變形特征的有限元分析，進一步指導施工。

1 工程概況

上海長興島某超深船塢工程，船塢規模為240 m×40 m×17.7 m(長×寬×深)，是目前國內最深的船塢工程，使用期擋土高度達17.7 m，施工期基坑開挖深度近20 m。

因船塢深度較深，常規的塢墻結構形式難以滿足其受力及變形控制要求，在經過多方案比選后，確定采用格型地連墻塢墻結構方案，船塢塢墻平面布置如圖1 所示。

圖1 船塢塢墻平面布置

2 設計方案

東塢墻及北塢墻均采用格型地下連續墻結構，墻頂高程為4.8 m，塢底板面高程為-12.9 m，使用期擋土高度為17.7 m，塢墻上設公用廊道。東塢墻格型地連墻因為考慮吊車道樁基，采用寬度為16.0 m；北塢墻格型地墻寬14.8 m；東塢墻南段150 m 范圍格型地墻內與舾裝碼頭結合在一起考慮，總寬19.2 m，碼頭前沿設計泥面高程-6.0 m。各塢墻的格型地連墻斷面見圖2。

圖2 格型地連墻斷面(高程:m；尺寸:mm)

3 格型地墻內力計算方法

3.1 計算假定

選取北塢墻作為典型計算斷面進行格型地連墻內力計算。在槽段平面上，截取一個隔墻間距為計算單元長度。其中前墻、后墻、隔墻模擬成板單元，頂圈梁模擬成梁單元。由于結構的對稱性，邊界設在兩個隔墻中間位置，并且限定邊界所有節點沿墻軸線方向的水平位移為零。其中前后墻鎖口管接頭模擬成鉸接，隔墻中間剛性接頭模擬成剛接[3]。前后墻底只有豎向彈簧。模型平面假定見圖3。

圖3 模型平面假定(單位:mm)

對于格型地連墻上的土壓力，前墻內側采用谷倉壓力，土壓力自開挖面以下拉直；前墻外側采用水平基床系數模擬土抗力，基床系數開挖面處為0，開挖面以下一定深度內三角形分布，其下按矩形分布。后墻內側同樣采用水平基床系數模擬土抗力，土抗力彈簧從前墻坑底位置沿土的內摩擦角與后墻相交之處開始；后墻外側采用靜止土壓力。水土分開計算，水壓力直接加在前墻，模型剖面假定見圖4。

圖4 模型剖面假定

3.2 計算工況及內力結果

作為船塢塢墻的格型地連墻結構，內力計算主要分施工期及使用期兩種工況。

施工期，卸土至高程0.0 m，挖土至-7.0 m開始坑外降水，降水至-5.0 m。地連墻頂高程為0.0 m，塢底板面高程為-12.9 m，考慮底板厚度及減壓排水系統，超挖1.6 m，即施工期開挖深度為14.5 m，且不考慮底板水平約束作用。

使用期，回填土至高程4.8 m，上部結構完成。0.0～4.8 m 填土重力按超載考慮。填土及水荷載對擋墻或廊道的作用力，以集中力的形式作用在地連墻墻頂。模型中簡化擋墻及廊道，在計算中不考慮其剛度。考慮底板水平約束作用。

計算采用Super-SAP5 軟件，按空間體系計算，內力結果見表1。

表1 施工期及使用期內力計算結果

與一般塢墻由施工期控制的情況不同，由于本工程施工期從4.8 m 卸土至0.0 m，且降水至-5.0 m，故由使用期工況控制。

4 結構計算的敏感性分析

4.1 中間隔墻深度的敏感性分析

在格型地連墻計算過程中，中間隔墻的深度、前后墻的深度對計算結果有一定影響。為了使工程的設計更為合理，采用FLAC3D 軟件對相關因素進行敏感性分析。

最初中隔墻設計底高程為-18.0 m，為減小前后墻的應力集中現象，將其降低2 m 至-20.0 m，數值分析結果表明，此舉僅在數值上有略微減小，但尚未達到預期效果，為此有必要對結構進一步優化。經多次分析，通過把前后墻T 形段腹板部分加深，即T 形地連墻體整體底高程做成一致的構造處理，對前后墻的墻體受力更為有利。前后墻體沒有沿高度方向上的剛度突變，因而沒有位移上的突變，使得前后墻體的應力集中現象大幅緩和，墻體彎矩分布更為合理。

優化前后格型地墻的應力分布見圖5?？梢钥闯?，在降低隔墻深度后，格型地墻的前墻內力最大值減小約10%，且分布更為均勻，效果較為明顯。

圖5 中隔墻優化前后格型地連墻前墻水平彎矩

4.2 前墻深度的敏感性分析

根據板樁理論，本工程位于砂性較重的土質中，且前墻為剛度較大的地連墻，前墻若作為底端嵌固的工作狀態模擬恐怕無法完全真實體現前墻在實際受力中的情況，而采用豎向彈性地基梁的方法模擬介于底端嵌固和底端自由支承二者之間的工作狀態是較為可行的。在進一步優化設計過程中，在軟件中對前墻深度從28 m 減小至26 m，優化前后格型地連墻前墻水平彎矩見圖6?？梢钥闯觯Y構內力略有減小。

圖6 前墻優化前后格型地連墻前墻水平彎矩

一般的板樁開挖工況，插入比越小，圍護的相對位移越大，結構的內力因而越大。此次格構地墻的施工工況中，前墻出現了與預期相反的情況，即插入比越小內力越小。經分析認為，由于格型地連墻的中間隔墻對于前墻前位移的限制。由于中間隔墻的限制，插入比雖然減少，圍護的相對位移并不會因此而增大，增大的僅僅是絕對位移，而力平衡點又因為插入比減少而位置向上移動，所以最后出現了內力反而減小的情況。故而在控制整體穩定、同時監控施工期工況內力的基礎上，合理減少前墻插入深度，使設計做到更合理、更優化。

5 格型地連墻變形特性三維整體模型分析

5.1 模型構成

為了預測塢室開挖過程中塢墻的變形特性，需要對塢室建立有限元整體模型進行分析。由于塢室的塢墻與泵房、浮箱平臺結合在一起形成整體剛度，因此分析塢室整體開挖時需要考慮泵房及西側浮箱平臺結構。另一方面，由于想了解塢室開挖過程中先期開挖的泵房連續墻的變形特性，模型中需要考慮泵房的先期開挖情況。因此，需要建立整體模型考慮塢室的開挖狀況。

整體模型采用Abaqus 有限元分析軟件建立(包括東、北格型地墻以及西塢墻及浮箱平臺)，考慮浮箱平臺及泵房基坑，整體模型尺寸為407 m×255 m×100 m(長×寬×高)，可以充分考慮基坑開挖對周圍土體擾動的影響。土體采用八節點等參單元；連續墻、地下室各層樓板采用空間板單元模擬；工程樁、格構柱、連續墻圈梁、各道梁支撐及支撐圈梁采用空間梁單元模擬。模型總單元數13.133 6 萬個，總節點數11.246 4 萬個。分析過程中對周圍邊界約束水平向位移，底部邊界位移全約束。整體模型土體開挖見圖7。

圖7 整體模型土體開挖

5.2 計算參數

卸荷狀態下土的工程性質與加荷狀態有很大差異。基坑開挖過程中，土體主要是處于卸荷狀態，因此，土體的模量應該取其回彈模量。土體豎向回彈模量取其壓縮模量的5 倍，水平向回彈模量為壓縮模量的3 倍。對于開挖面以上的土體，考慮應力誘發各向異性，通過試算，確定水平向回彈模量取壓縮模量的2 倍。由于結構構件的剛度相對土體較大，所以也相應地假定為線彈性材料。土層計算取值見表2。

表2 各土層計算取值

5.3 施工期計算分析

5.3.1 土體及連續墻變形

由于塢室基坑開挖過程中沒有任何內部支撐，特別是西側的塢墻，僅依靠坑外卸土以及30m 寬浮箱平臺限制其自身變形，可能會發生較大變形，塢室1、2 區開挖結束及全部開挖結束塢墻變形見圖8。可以看出，塢室分區開挖過程中，沿塢室長度方向的塢墻側向變形也分區發展。其中西側的塢墻變形較大，且最大側向變形發生在基坑開挖面附近；東側的格型地下連續墻整體剛度較大，因此其側向變形整體向坑內移動，沒有明顯的最大、最小變形。

圖8 塢室分區開挖的塢墻變形

開挖過程中土體的側向變形見圖9?？梢钥闯?，隨著塢室基坑的開挖，塢墻周圍的土體側向變形開始發展，由于塢室為分區開挖，開挖結束時土體側向變形也呈現區域性。

圖9 開挖過程中土體的側向變形

5.3.2 位移實測驗證分析

由施工工況可知，塢室開挖過程中由于塢室內部沒有任何支護，而且分區開挖過程中直接挖至塢底后澆筑底板，勢必導致西塢墻產生指向坑內的較大變形。而東塢墻由格型墻構成，因此整體剛度很大，加之墻后有卸土，其指向坑內的變形較小，比較安全。

為了能直觀地表示塢墻整體的變形情況，選取每個分區的中心位置作為一個測點，各分區測點依次為測點1～7，測點平面布置見10。

圖10 觀測點布置

同時對于格型地下連續墻的側向變形也采用各分區中心位置，對應測點1～7。各分區測點的變形情況如圖11 所示。

圖11 塢室開挖結束塢墻各測點位移

由圖11 可見，各分區開挖后，其對應的西塢墻達到一定變形，最大位移位于開挖面附近。隨著塢室的繼續開挖，已經開挖的分區對應的塢墻變形繼續發展，其發展規律為:開挖面以上部分變形繼續增大，而開挖面以下部分基本保持不變。塢室開挖結束后，由各測點變形對比可見，最靠近泵房的測點1 側移最小，塢墻中部的測點4、5側移最大。這主要是由于西塢墻兩端分別與泵房及格型墻相連，其變形受到約束，充分體現了基坑變形的空間效應。

塢室開挖結束格型地下連續墻前墻與后墻各測點的側向變形見圖12。可以看出，實測結果很好地驗證了模型計算結果的變形趨勢。格型地連墻因幾何形狀特殊而具有很大的整體剛度，其前墻與后墻各測點沿連續墻深度方向變形基本一致，只有在地連墻底端沒有隔墻的作用，地連墻變形才與上部有一定差異。

圖12 塢室開挖結束前墻及后墻側向變形

由于塢室基坑長度很大，因此格型地下連續墻側向變形具有一定的空間效應，位于基坑兩端的測點1 和7 的側向變形較其他測點小。格型地下連續墻沿長度方向不等寬(5、6、7 區格型墻寬度較小)，其中5、6 區格型地下連續墻的側向變形最大，3、4 區其次，2 區較小，基本反映了格型地下連續墻的空間變形效應。另外，格型地下連續墻本身剛度較大導致其最大側向變形僅為38.8 mm。

5.4 使用期計算分析

船塢塢室開挖結束，格型墻后進行土體回填的高度與格型墻墻頂高度一致。使用期間墻后土體回填以及使用荷載的作用，使得格型地連墻的變形較施工期進一步發展，見圖13，格型地連墻在回填土及堆載的作用下，最大位移由塢室開挖結束時的32.15 mm 發展為40.95 mm。

圖13 使用期地連墻側向變形

格型地連墻前墻與后墻在施工結束和使用期的側向變形見圖14?？梢钥闯?，墻后回填土以及使用荷載的施加使得地連墻的變形進一步發展，但由于整體結構剛度較大，且塢室底部大底板的存在限制了塢室底部地連墻的變形，使用期的變形與施工結束時相比沒有較大增加。塢室底板剛度較大限制了格型墻的側向變形，導致最大側向變形發生于底板以下。格型地下連續墻最大側向變形由27.1 mm 增大至35.5 mm，最大側向位移僅增加8.4 mm，而底板以下位移較墻頂位移增大得較多，墻頂位移較施工完成時增大了20.3%，墻底位移較施工完成時增大了53%。

圖14 施工期結束格型地連墻側向變形最大位置變形發展

5.5 綜合分析

1)塢室基坑東塢墻采用了格型地連墻的形式，由前、后墻以及隔墻構成很大的整體剛度；而且在塢室開挖過程中坑外進行了開挖卸荷，因此塢室基坑開挖過程中格型地連墻側向變形較小，最大側移僅為38.8 mm。另外，隔墻的存在使得格型地連墻豎向抗彎剛度大幅提高，隔墻范圍內前、后墻沿深度的側向變形差異不大。

2)使用期格型地連墻受回填土及使用荷載的影響，其變形進一步發展。使用期格型地連墻最大側向變形增大至41 mm，其最大側移發生位置由地連墻頂下移至塢室底板以下。

6 結語

1)本文探討研究格型地連墻在超深船塢塢墻結構中的整體建模計算方法，為同類型項目的設計提供了工作思路和方法，對采用格型地連墻擋土的永久結構設計技術進步起到了積極的推動作用。

2)通過對格型地連墻中間隔墻、前墻深度等因素的敏感性分析，總結各個因素對格型地連墻結構受力的影響，對同類型結構設計和尺寸確定提供借鑒和參考。

3)通過建立整體三維模型，與實測數據對比東西側塢墻在塢室開挖過程中的變形特性，驗證了格型地連墻相較于傳統擋土結構具有剛度大、位移小的優點，明確了其在超深船塢工程中的適用性。