墻背高填式省水船閘剛性樁復合地基處理研究

關鍵詞：省水船閘；復合地基；地基處理；剛性連接；寬縫施工；京杭運河；穿黃工程中圖法分類號：TV662；U641 文獻標志碼：A DOI：10.16232/j. cnki.1001 -4179.2025.06.017

0 引言

內河航運是促進國內大循環的重要通道，“構建橫貫東西、輻射南北的水運主通道”是國家層面推動內河航運發展的新圖景。然而由于水資源時空分布不均，中國北方平原地區發展內河航運與工業用水、農用灌溉之間矛盾突出。省水船閘通過在閘室的一側或兩側建有蓄水池，在灌、泄水過程中進行蓄水和放水，節省過閘耗水量，是緩解北方地區內河航運與工農業用水矛盾的有效手段[1]

帶省水池的省水船閘是當前應用較多的省水船閘類型，省水率隨著省水池級數的增加而提高[2]。省水池通常有3種布置型式：集中式（豎向分層布置）、分散式（水平錯落布置）、集中式與分散式結合的混合式。其中，分散式結構簡單，對水位變幅適應性強，按閘墻后填土的高低，可進一步劃分為墻背高填式布置（省水池近高遠低，呈“八”字型）和墻背低填式布置（省水池遠高近低，呈倒“八\"字型）[3]。由于分散式省水船閘工程規模大，除了閘室結構本身，墻背填土也會對地基產生不利影響。北方平原地勢低平，部分區域軟土覆蓋層深厚，尤其是因黃河泛濫沖積形成的魯西平原，地基承載力較弱[4]。如朱新望[3]提出在京杭運河立交穿黃工程中采用帶8級省水池的高水頭分散式省水船閘，發現墻背高填式、墻背低填式兩種方案下閘室分別沉降 ⁷⁴⁵，579mm ，沉降顯著。何良德等[5]進一步揭示了墻背填土的作用機理，初步提出閘室、墻背填土的地基處理方法，并建議深化研究墻背高填式省水船閘的地基處理方案。

目前，因施工方便、技術成熟、處理深度大等優勢，水泥粉煤灰碎石樁（CFG樁）、預應力管樁、灌注樁等剛性樁在船閘、船塢等水運工程地基處理中運用廣泛[6-7]。根據樁與閘室的連接方式不同，地基處理方法又可分為復合地基與復合樁基，在船閘地基處理中均有應用[8]。復合地基中剛性樁與閘室結構之間設置碎石或素混凝土褥墊層，利用樁頂刺入墊層形成樁與樁間土沉降差，充分發揮地基土承載力。復合樁基中剛性樁伸入底板與結構固結，將結構荷載通過樁基傳遞給持力層，充分發揮樁基的承載力。李成強等[8]發現復合樁基有利于減小閘室整體和地基沉降，而復合地基有利于減少閘室底板的不均勻沉降，降低底板彎矩。當天然地基承載不足時，多級分散式省水船閘閘室結構本身和墻背高填土將對地基產生不利影響，且船閘特有的寬縫施工也會顯著影響閘室、地基受力特性[9]。因此，亟需深入探究墻背高填式省水船閘填王區和閘底具體的布樁型式、樁頂連接方式，明確閘室-地基的承載特性。

京杭運河是中國唯一貫穿南北的縱向航道，其黃河以北段復航工作逐步列入沿線區域航運建設日程，穿越黃河是實現復航的關鍵。因此，本文依托“位山一解山”京杭運河穿黃工程的省水船閘工程，在先前研究工作的基礎上，分別提出了多種填土區、閘底變剛度地基處理方案，及考慮寬縫施工的樁頂與閘底連接方案。通過建立閘室-地基有限元平面模型，深入分析厚覆蓋層高水頭高填土下閘室、樁與地基的相互作用，優選地基處理方案。并在此基礎上，通過建立三維模型研究不同工況下閘室及樁體的變形與內力特性，以期為大型省水船閘地基處理的設計和優化提供參考。

工程概況及模型構建

1.1 工程概況

“位山一解山”渡槽穿黃－八級分散式省水船閘等級為Ⅱ級，船閘有效尺度為 280m×34m×5m⁶ 長× 寬 × 高）。京杭運河北段最低通航水位 37.20m ，渡槽中設計最高通航水位 72.87m ，因此省水船閘最大設計水頭 35.67m 。原地面線高程 40.00m ，閘室底高程 19.2m 、底板頂高程 32.2m ，閘墻頂高程 75.00m 、頂寬 4m 、底寬 15m 。8級省水池呈“八\"字型由高到低分散式布置于閘室兩側。各省水池具體尺寸細節如圖1所示。

1.2 模型構建

為提高計算效率，地基處理方案比選過程中采用平面模型;后面為更好地分析樁與地基相互作用，剛性樁優化組合地基處理方案采用三維模型，如圖2所示。地基覆蓋土層厚 51.5m ，基坑深 20.8m ，為避免邊界效應的影響，地基土體兩側分別從最外側省水池填土坡腳向外延伸 175m ，下方從閘底高程向下延伸 99m 此時邊界處土體受力基本不受省水船閘影響。平面有限元模型總寬 800m ，高 155m 。為減少計算量，三維模型在橫向上取半，橫向總寬 400m ，總高 155m 。兩種模型底部施加全約束，兩側或四周施加側向約束。計算過程中，對閘室結構、樁體與土體接觸部分等易產生應力集中和變形的區域進行網格加密。

船閘閘室與省水池壁為鋼筋混凝土結構，采用線彈性模型，根據GB/T50010—2010《混凝土結構設計規范》，彈性模量 E_c 取 30GPa ，重度取 ，泊松比 μ_c 取0.167。

小應變硬化（HSS）模型能夠模擬土體卸載/再加載過程、循環加載過程，理論上可更全面真實地模擬開挖、回填時的土體，因此選其作為回填土及地基覆蓋層土體模型。HSS 模型有 μ_s?E_s^1-2?E₅₀^ref?E_oed^ref?E_ur^ref?m?γ_0.7?"c、φ、ψ、G等參數[10-11] μ_s"為加卸載泊松比； E_s^1-2"表示土層在 ^100，200kPa 兩級荷載下平均壓縮模量， E₅₀^ref 為三軸排水剪切試驗的參考割線模量， E_oed^ref 為固結試驗的參考切線模量， E_ur^ref 為三軸固結排水卸載－再加載試驗的參考卸載再加載模量； m 為剛度應力水平指數；γ_0.7 為剪應變水平； c_ν，φ，ψ 分別為黏聚力、內摩擦角和剪脹角， ψ 可根據 φ 確定， φ?30^° 時， ψ=0^° ， φgt;30^° 時， ψ=φ-30^°;G_（¹ G₀^ref 為最小應變剪切模量。其中，E_s^1-2?c 及 φ 的取值來自于地勘報告，其余參數值可參考文獻［12]選取。李連祥等[12]的研究顯示：對于濟南附近地區黏土， 對于砂土， 。根據模型手冊， μ_s 取0.2;粉土、砂土的 ∣m∣ 取0.5，黏土的 m 取 0.5～1.0^[13] 。砂土的 γ_0.7 取0.000 2，黏土的γ_0.7 可采用式（1）求得[12]：

γ_?0.7=（γ_?0.7）_ref+5×10^-6I_?p（OCR）^0.3

式中： I_p 是塑性指數； ocR 為土層超固結比； （γ_0.7）_ref 為I_p=0 時的剪應變，取 0.0001 。

深層風化灰巖選用線彈性模型來模擬，各巖層浮重度、彈性模量 E_r 及泊松比 μ_r 來源于地勘報告，地基及回填土的關鍵模型參數見表1。

樁體采用嵌入式梁單元來模擬，樁體、船閘結構與地基土、回填土之間設置界面，并引人強度折減因子R_inter 來考慮樁土相互作用。當土與樁體變形一致時，R_inter=1.0 ;當土體比樁體變形大，且存在相對位移時，R_interlt;1.0 。本次研究參考文獻［13]， R_inter 取為0.7。

本文選取完建期、檢修期和高水期為計算工況模型中通過凍結、激活命令來模擬整個施工流程，根據實際工程施工，可將此過程分為基坑開挖、閘室澆筑、墻后回填、荷載施加4步工序。具體的分析步為：（1）地應力平衡；（2）＼～（4）基坑開挖至33.2，26.2，19.2m；（5）地基處理、閘室底板、閘墻澆筑;（6）回填至原地面線；（7）＼～（11）分別澆筑 ①～②.③～⑤.⑥～⑦ 、⑧～⑨ 、 ⑩ 級省水池擋墻及其填土至高程41.64，48.58，55.52，63.45，69.91m ，最后一級澆筑及填土完成即為完建期；（12）高水期；（13）檢修期。

經平面模型計算，完建期天然地基下閘室最大沉降為 776mm ，閘室底板最大單寬彎矩為 。何良德等[5采用ABAQUS對相同工程進行模擬，發現完建期天然地基下閘室最大沉降為 745mm ，閘室底板最大單寬彎矩為 58.5MN?m ，與本文構建的模型計算所得沉降和彎矩的差異分別僅為 4.0% 和 2.7% ，因此可認為本文模型是可靠的。

2剛性樁組合地基處理的關鍵因素

剛性樁組合地基處理中的關鍵因素主要包括填土區及閘底下方布樁方式、寬縫封合時間、閘底-樁頂連接方式3個方面。本節首先基于復合地基分析填土區及閘室下方布樁方式對閘室結構受力變形特性的影響；然后在填土區及閘室下方最優布樁方案下，分析寬縫施工對閘室沉降、內力產生的影響；最后在考慮寬縫施工的基礎上，分析樁頂與閘底連接方式對閘室結構及樁體受力變形特性的影響。為避免冗長，在分析過程中僅考慮較為不利的完建期及高水期工況，

2.1 填土區及閘底下方布樁方式

根據工程區地質地形條件，提出采用振沖碎石樁、水泥攪拌樁、CFG樁、預應力管樁的復合地基方案。所有方案中，樁徑 0.6m 縱向間距為 1.8m 。經計算，使用CFG樁、預應力管樁時閘室沉降較小。預應力管樁可在預制件廠批量生產，質量控制嚴格，支持裝配式施工，工期短、處理深度大、強度高，尤其適用于厚覆蓋層地基，因此選用預應力管樁。

為減弱填土區邊載效應對閘室內力和沉降的負面影響，設計了圖 3（a）～（c） 所示的等樁長均布、變樁長變間距三梯度、等樁長變間距帶樁帽3種布樁方案。經計算發現，與天然地基相比，等樁長變間距帶樁帽方案下完建期閘室最大沉降減小 10.28% ，底板中部與閘墻差異沉降減少 55.46% ，底板彎矩減少 40.20% 。此外，此方案通過在樁頂設置樁帽，增加了樁的豎向承載面積，提高了樁承擔荷載的比例，從而減少了樁的用量。因此，建議填土區采用等樁長變間距帶樁帽方案。

閘室結構內力、變形跟地基剛度分布有關，剛度越大的區域，底板受支撐作用越強，越不易下沉[14]。通過降低底板中部的地基剛度并增加閘墻區的地基剛度，可以使完建期閘室底板在自重作用下向下彎曲，從而產生正彎矩，進而減小高水期的負彎矩。基于此，設計了邊密中疏、邊長中短兩種閘底變剛度布樁方案，如圖3（e）＼～（f）所示。經計算發現，與等剛度均布方案（圖3（d））相比，變剛度方案均大幅減小了閘底差異沉降，降低了底板拉應力及彎矩值。但邊長中短方案用樁量大，且由于底板中部樁體持力層為力學性能較差的黏土層，未能充分發揮樁體承載能力，其最大沉降較均布方案略有增大。因此，推薦閘底采用邊密中疏布置方案。

2.2 施工期寬縫最佳封合時間

前述研究均基于整體澆筑施工進行，但這種施工方式下完建期底板中部將產生較大負彎矩，不利于底板配筋。“墩底分澆，預留寬縫，后期封合”的寬縫施工方法[15]能夠減小合封前外力對閘室底板的影響，一定范圍內調節完建期底板彎矩大小，是船閘施工過程中常用的方法。寬縫施工的關鍵是寬縫封合時間，在最佳時間封合寬縫，完建期底板正彎矩與高水期底板負彎矩絕對值大小相等。

為了確定寬縫最佳封合時間，提出彎矩增量法，具體計算步驟如下：

（1）分澆方案計算至閘墻失穩前可以完成計算的省水池擋墻及其填土步，整澆方案計算至高水期。（2）整理分澆方案與整澆方案各計算步的底板彎矩增量。

（3）假設某分析步 i 為封合時間，將分澆方案 i- 1步彎矩與整澆方案 χ_i 分析步及后續步彎矩增量相加，得到“后期封合”方案完建期底板彎矩值 M¹ ，此值再與高水期彎矩增量相加可得到高水期彎矩值 M² 。

（4）當 M_max¹ 與 M_max² 絕對值相等或接近時，此封合期便是最佳封合時間。

根據計算結果分析，邊密中疏布樁方案的最佳寬縫封合時間為地面以上填土到 48.58m 時（分析步6）。

相比于整體施工，寬縫施工完全改變了閘底沉降及彎矩分布規律，如圖4所示。對于閘室沉降而言，寬縫施工時閘墻內側自重較大，直接作用在地基上，致使閘墻內側沉降遠大于外側。對于底板彎矩而言，寬縫施工降低了閘墻及部分填土下曳力的影響，改變了底板的應力狀態，完建期底板上部受壓、下部受拉，產生正彎矩，抵消了高水期部分負彎矩增量，使得底板完建期正彎矩與高水期負彎矩絕對值近似相等。

2.3 閘底-樁頂連接方式

由圖4可知，復合地基條件下邊密中疏方案中底板中部與閘墻的差異沉降較大，擬通過改變閘底與樁體間的連接方式來減小差異沉降。除復合地基（圖5（a））外，另設計了兩種連接方案，即閘墻剛接及復合樁基（閘室全剛接），并分別研究連接方式的影響，如圖 5（b）～（c） 所示。

3種連接方案下，閘室沉降如圖6（a）所示。閘室沉降從閘墻外側至閘墻內側逐漸變大，并在寬縫位置迅速減小。無論采取何種連接方案，完建期與高水期閘室沉降差異不大，且沉降分布基本一致。完建期，閘墻剛接與復合樁基閘墻內側沉降較復合地基分別減小46% 和 44% ，閘墻剛接下樁/土承載比為 80% ，復合樁基下樁/土承載比為 89.7% 。樁頂剛接時，上部荷載直接傳遞到樁體，當樁體達到承載極限產生沉降時，樁間土才開始承載，樁間土承擔荷載較小。復合地基閘底與樁之間存在墊層，上部結構荷載通過墊層后同時傳遞給樁體及土體，樁間土體承擔荷載較大，因而復合地基沉降較大。

3種連接方案下，閘室底板彎矩分布規律相似，如圖6（b）所示。完建期，由閘墻外側至閘墻內側負彎矩絕對值先增大后減小再逐漸轉變至正彎矩，在閘墻邊緣達到正彎矩最值；由底板邊緣至底板中部，正彎矩逐漸減小。此時，較復合地基，閘墻剛接、復合樁基彎矩最值分別減小 10% ， 15.8% 。高水期，由閘墻外側至閘墻內側，負彎矩絕對值先增大后減小隨后又增大；由底板邊緣至底板中部，負彎矩絕對值逐漸減小。此時，較復合地基，閘墻剛接、復合樁基彎矩最值分別減小9.4%，7.8% 。

樁體與閘底剛接雖然能改善閘室沉降及內力分布，但會增加樁體內力[16]。因此，對3種連接方案下樁體內力分布進行計算與分析。二維平面模型中樁的輸出結果顯示：縱向單寬樁間距內樁的內力值等于整根樁的內力值除以樁間距。根據有限元計算結果，閘墻外邊緣樁體出現彎矩、剪力最大值，其彎矩、剪力沿樁身深度分布如圖7所示。

對于復合地基方案，樁體與閘室結構通過墊層相接時，樁頂近似于自由，復合地基下頂彎矩值接近于0，向下迅速增大，彎矩極值出現在樁身深度 4.9m 附近。樁頂剪力最大，隨著入土深度增加，地基土提供的土壓力逐漸增大，樁身剪力逐漸減小。

閘墻剛接、復合樁基方案樁身彎矩及剪力分布規律相似。樁頂與閘室剛接，閘室帶動樁頂水平位移，形成較大彎矩。然后彎矩沿樁身向下迅速減小，并在樁身深度 5.3m 附近出現極值。閘墻剛接、復合樁基下樁周土提供的土壓力較復合地基情況時更大，因而剪力隨入土深度變化較大。

閘墻剛接、復合樁基、復合地基方案下樁身彎矩及剪力最值依次減小。此外，無論何種連接方案，在剪力為0時，彎矩達到極值。但彎矩出現極值的樁身深度并不完全一致，這是由于不同連接方案下樁頂承受荷載不同且樁體結構剛度差異所致。

相較于復合樁基方案，閘墻剛接沉降最大值減小3.3% ，差異沉降減小 31.5% ，完建期彎矩增大 6.4% ，高水期彎矩減小 1.8% 。綜合考慮，推薦閘墻剛接為最優連接方案。但此時樁體彎矩及剪力較大，分別為

1472kN?m 和 1 222kN ，已超過管樁極限承載力0 。因此，將閘墻下方預應力管樁替換為直徑 ^1m 的灌注樁作為優化的地基處理方案，如圖8所示。

前文所有設計方案中管樁的縱向間距均為1.8m ，但由于采用灌注樁，樁徑變大，故將其縱向間距調整為 2.5m ，在保持樁置換率不變的條件下設置其橫向間距。閘室底板及填土區布樁與2.1節中推薦方案相同。為方便計算，在保證樁置換率不變的條件下，將預應力管樁的縱向間距調整為和灌注樁一致，所有區域布樁方式如表2所列。

表2數值模擬中樁型組合及布樁方案

3剛性樁優化組合下閘室-地基承載特性

根據剛性樁優化組合地基處理方案，本節建立相應的三維模型，深入研究不同工況下閘室及樁體的變形與內力特性。

3.1 閘室及填土區沉降

經驗算，三維模型中閘室沉降、閘室底板彎矩分布規律與二維平面模型完全相同，其中，沉降最大差異為7.6% ，彎矩值最大差異為 12.9% 。因此，關鍵因素影響分析中采用平面模型結果進行分析是可靠的。

處理后地基變形如圖9（a）所示，地基變形主要集中于省水池 ⑧、④、⑥ 下方。不同工況下地基沉降分布如圖9（b）所示，閘室底板沉降較小，底板邊緣至閘墻內側沉降迅速增大，閘墻沉降由內至外逐漸減小，填土區由內向外沉降逐漸變大。高水期沉降大于完建期和檢修期，但差異不明顯。

3.2 底板彎矩

地基處理后閘室底板彎矩如圖10所示。完建期與檢修期彎矩分布規律大致相同，由閘室底板中部至閘墻內側正彎矩逐漸增大，而后逐漸減小。高水期，由閘室底板中部至閘墻內側負彎矩逐漸增大，而后逐漸減小。正彎矩最值為 37941kN?m ，負彎矩最值為-28800kN?m 。閘底區采用變剛度布樁方式，減小了閘室不均勻沉降及填土對閘墻施加的外力影響，使得完建期底板向下彎曲，產生正彎矩，抵消了高水期產生的部分負彎矩。

3.3 樁體變形特性

分別選擇閘室中軸線附近A樁、閘墻外側B樁來分析中間底板區、閘墻區內樁體的變形及內力分布，見圖11（a）。不同區域樁身水平位移見圖11（b），可見不同工況下A樁的水平位移均較小。B樁與閘墻剛接時，因閘墻產生不均勻沉降，B樁樁身上部隨閘墻底部一起移動，使得樁頂出現最大水平位移（ 46mm 。

3.4 樁體受力特性

不同區域樁軸力沿樁身深度分布如圖12所示。樁身軸力受工況影響較大，完建期軸力明顯大于其他工況，這是因為完建期沒有考慮地下水的影響，高水期閘室水重被揚壓力抵消，而水壓力向外，還減緩了一部分閘墻向內傾斜的趨勢；檢修期閘室只承受向上的揚壓力，豎向荷載更小。相較于A樁，完建期閘墻內側B樁軸力最大，達 10546kN 。

不同區域樁彎矩、剪力沿樁身彎矩和剪刀分布如圖13所示。樁身彎矩剪力與樁水平位移有關，由于A樁水平位移幾乎為0，所以A樁也基本不承受彎矩，剪力也較小。B樁與閘墻結構剛接，樁身剪力、彎矩主要在樁身深度 5m 以上區域，最大剪力、彎矩都出現在樁頂連接處，其值分別為 1870kN?2217kN?m 。

由于閘墻下灌注樁內力較大，可能引起樁的開裂、折斷，需對灌注樁進行受壓、受彎及受剪強度校核，以保證樁體的結構安全。根據規范計算得到灌注樁的受壓極限承載力為 16787kN ，受彎極限承載力為3556kN??m ，受剪極限承載力為 3 047kN ;而計算結果顯示，灌注樁承受最大軸力、彎矩及剪力分別為10546 和 1870kN 。灌注樁受壓、受彎、受剪承載力均大于實際所受軸力、彎矩及剪力。

4結論

以“位山一解山”渡槽穿黃－八級分散式省水船閘為依托，借助有限元軟件，研究了厚覆蓋層、高水頭、墻后高填土等復雜條件下剛性樁組合地基處理方案及閘室－地基承載特性，結論如下：

（1）本文提出的彎矩增量法能夠為采用寬縫施工的船閘工程提供最佳寬縫封合時間的計算方法，優化了閘室底板受力條件。

（2）樁體與閘室剛接能大幅降低閘室沉降及差異沉降，同時改善了閘室的內力分布，盡管閘墻剛接為最優連接方案，但存在樁身彎矩、剪力超過所選樁型（預應力管樁）極限承載力的問題，故建議將閘墻區預應力管樁替換為灌注樁。

（3）優選的剛性樁組合地基處理方案下，閘墻區樁體內力、變形最大，水平位移、彎矩和剪力的最值均在樁頂；底板下方樁體內力、變形均較小。

（4）墻背高填式省水船閘工程中若需對天然地基進行處理，填土區地基宜采用等樁長變間距帶樁帽方案處理，閘室下方宜采用閘墻局部剛接的變剛度布樁方案，并根據樁體應力選用合適的樁種類。

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（編輯：胡旭東）

Abstract：Thereisasignificantpotentialtoapplywater-savingshiplocks inthenorthernplainregionsofChina.However，the chamberofamulti-leveldistributed water-savingshiplockandthehigh-levelbackfillbehindthechamberwallcancause substantialfoundationselementinareas withdeepsoft-soilcover，suchastheLuxiPlai，posingriskstoengineeringsafety. Basedontheeight-leveldistributed water-savingshiplock intheWeishan-Xieshanaqueductcrossing theYellowRiver，this studyadressscalengessuchastheticksoft-soillyer，ighaterhad，andighackfillbhidtheamberallt rigid pilelayoutschemes wereproposedforthebackfillareaandthelockbottomfoundationaswellasconnectionschemesbetweenthelockchamberandrigid piles，incombination withwide-jointconstructiontechniques.Finiteelement modelswereestablishedtoanalyzetheforcesanddeformationsofthelockchamberandpiles.Theresultsshowedthat：Thebackfillareashould bereinforcedwithapile layoutofuniformlength butvariable spacing，combined with pilecaps.Adense pilearangementunder thechamberwallandasparsearrangementunderthechamberflorareoptimal.Thewidejointshouldbesealedduringconstruction of the retaining wall and backfill of the water - saving basin at grades ③～⑤ .Compared to other connection schemes ，the rigidconnectionbetweenthechamberwallandpilesminimzeddferentialselementbetweentechamberflooandwall，akingit the bestchoice.However，under thisscheme，the bending momentand shear forceof the piles exceeded the bearing capacityof prestressed pipepiles，thereforecast-in-placepileswererequiredtoreplacethemforoptimizedfoundationtreatment.Underthe optimizedtreatment，theaxialforce，shearforceandbending momentatthepiletopontheoutersideofthelockwallwerethe highest，yet still within the capacity of cast-in-place piles.

：y words：water-saving ship lock；composite foundation；foundation treatment；rigid connection；wide jointconstruction; Beijing-Hangzhou grand canal；Yellow River Crossing Project