斜頂樁高樁承臺擋土結構分析研究

張雨劍，田利勇，陳大偉

（上海市水利工程設計研究院有限公司，上海市200061）

0 引言

上海市地少人多，土地后備資源不足已經(jīng)成為限制城市發(fā)展的主要因素之一。經(jīng)過近50a的圍墾，沿海高灘資源已經(jīng)不多了，遠不能滿足上海市對于土地的需求增量，因此低灘圍墾將成為向大海要地的主要途經(jīng)[1]。低灘圈圍工程對圍堤結構型式提出了新的要求。對于新型圍堤結構的研究與應用將有助于解決筑堤材料緊缺問題，降低施工風險，獲取更多的土地資源[2]。

上海市土地儲備中心于2012年10月啟動了金山區(qū)龍泉港灘涂圈圍工程。上海市水利工程設計研究院有限公司技術團隊對該工程的深水圍堤進行專門研究，提出了斜頂樁高樁承臺直立堤方案。

1 直立堤方案設計

工程區(qū)主要為淺灘水域，地形有一定起伏。據(jù)已有地形資料反映，圍堤沿線灘面標高一般在-7.0～1.6m之間?？辈焖衣渡疃确秶鷥?nèi)的地基土從上往下主要以軟弱粘性土為主，局部分布有中密～密實狀粉砂及粉土，土層分布尚屬穩(wěn)定。

本方案按灘地高程為-6.0m、圍內(nèi)場地高程為4.0m進行設計。設計低潮位-1.91m,多年平均低潮位-0.25m，多年平均高潮位3.84m，200a一遇高潮位6.76m。

1.1 上部結構

直立堤上部采用鋼筋混凝土L型擋墻結構。承臺寬度為16m，承臺底高程為3.0m，承臺厚度為1.5～2.0m，墻頂高程為11.0m。墻身后側設置10m寬堤頂平臺，堤頂后側采用約1:7緩坡放坡至圍內(nèi)場地標高。

1.2 樁位布置

樁基礎采用預應力U型板樁和PHC管樁組合體系，其中預應力U型板樁為擋土排樁。從臨水面至迎土面共設置5排樁基，第1排為31m長，1200B型PHC管樁，間距3600mm，該排樁為斜頂樁，斜度為3.5:1.0；第2排樁為30m長，1200B型PHC管樁，間距3600mm，該排樁為直樁；第3排為32m長，1200B型PHC管樁，間距3600mm，該排樁為斜頂樁，斜度為3.5:1.0；第4排樁為30m長，1200-V型預應力U型板樁，密排；第5排樁為30m長，1200B型PHC管樁，間距3600mm，該排樁為直樁。根據(jù)樁位布置，直立堤承臺寬度確定為16m，標準段長度為18m。直立堤標準段樁位平面布置見圖1。

1.3 護灘和倒濾層

墻前護灘采用拋石和混凝土聯(lián)鎖塊組合防護，墻后設置減壓拋石棱體，拋石棱體與圍內(nèi)吹填間設置倒濾層。

斜頂樁式高樁承臺直立堤設計斷面見圖2。

2 有限元模型建立

圖1 標準段樁位布置圖（單位：mm）

圖2 斜頂樁高樁承臺直立堤斷面圖

2.1 土的本構模型選擇

鑒于 HSS （Hardeningsoilsmall-strainmodel）模型在描述土體剪切硬化、壓縮硬化、加卸載、小應變等方面的優(yōu)勢[3-4]，本次模擬分析選用HSS土體本構模型。在HSS模型中需確定小應變特性參數(shù)，即初始剪切模量G0和閾值剪應變γ0.7。其余11個HS（Hardeningsoilmodel）模型參數(shù)分別如下：

3個Mohr-Coulomb強度參數(shù)：c，有效黏聚力；Φ，有效內(nèi)摩擦角；ψ，剪脹角。

計算中不同分層土體的重度γ、黏聚力和摩擦角等參數(shù)由勘察報告提供，剛度參數(shù)和高級參數(shù)則根據(jù)大量類似工程的監(jiān)測數(shù)據(jù)反演分析得到[5]。各層土體計算的部分參數(shù)具體見表1。

表1 土體HSS模型參數(shù)表

2.2 樁結構與界面單元模型

Plaxis軟件采用樁（Embedded）單元模擬結構樁基，可以模擬在垂直于模型平面方向上具有一定間距的排樁。剛度屬性針對單根樁輸入，程序將計算每m寬度的涂抹屬性。該結構元件的特色在于，它不是直接與網(wǎng)格耦合，而是間接地通過線到線界面進行耦合（由彈簧和界面組成）。

Plsxis采用界面單元來模擬土-結構相互作用。Coulomb準則用以區(qū)別彈性性狀（即在界面內(nèi)可以出現(xiàn)小位移）和塑性界面性狀（即可能出現(xiàn)永久滑動）。

式中：Φi和ci分別為界面的摩擦角和內(nèi)聚力（黏著力）。界面的強度性質與巖土層的強度性質有關，界面的強度按照巖土層的強度與折減因子（Rinter）計算確定。

2.3 網(wǎng)格劃分與施工步驟模擬

計算模型網(wǎng)格劃分見圖3。施工步驟設置按以下步驟進行：

圖3 計算模型網(wǎng)格劃分圖

（1）樁基施工+墻前拋石。

（2）承臺施工，預留后澆帶。

（3）墻后拋石棱體拋至0.0m高程。

（4）后澆帶澆筑。

（5）墻后一期吹填至0.0m高程。

（6）墻后二期拋石及二期吹填。

（7）上部防浪墻施工及墻后筑堤填土。

（8）外海水位降至設計低潮位-1.91m。

3 結果分析

3.1 整體位移變形分析

前墻（預應力U型板樁）成為堤前堤后豎向位移分界面，前墻前側土體豎向位移受墻后吹填土影響較小，前墻后側土體受吹填土影響顯著，堤后最大豎向位移940mm，發(fā)生在墻后拋石棱體所在部位。直立堤整體豎向位移云圖見圖4。

受墻后土壓力作用影響，前墻附近土體出現(xiàn)向海側水平位移變形，最大水平位移變形量約54mm，最大水平位移出現(xiàn)在-6.0m高程處。直立堤水平位移云圖見圖5。

圖4 直立堤豎向位移云圖

圖5 直立堤水平位移云圖

3.2 前墻位移及內(nèi)力分析

受墻后土壓力作用影響，前墻出現(xiàn)向海側位移變形，變形趨勢為“肚皮型”，最大水平位移變形量為36.98mm，樁頂、樁底部位水平位移變形量較小。前墻垂直位移量為24.69mm。

前墻墻頂出現(xiàn)負彎矩，最大負彎矩值為-918.2kN·m;近泥面處出現(xiàn)正彎矩，最大正彎矩值為1354kN·m，彎矩內(nèi)力值在預應力U型板樁可承受范圍以內(nèi)。前墻受墻后吹填土影響，出現(xiàn)比較明顯的負摩阻效應。樁基上部受負摩阻力影響，樁基軸力較小，但未出現(xiàn)拉應力，樁基軸力最大值出現(xiàn)在樁基中下部位，最大軸力值為435.8×1.5=653.7kN。前墻內(nèi)力、位移計算結果見圖6。

圖6 前墻計算結果圖

3.3 PHC管樁位移及內(nèi)力分析

PHC管樁最大彎矩內(nèi)力出現(xiàn)在第5排樁，最大彎矩值為 381.9×3.6=1374.84kN·m，第 1、2、3排樁的最大彎矩內(nèi)力值相對較小，其最大值分別為542.16kN·m、713.7kN·m，在樁基抗彎承載力范圍之內(nèi)。

第5排樁受墻后吹填土影響，出現(xiàn)了比較明顯的負摩阻效應，樁基上部受負摩阻力影響，樁基軸力較小，但未出現(xiàn)拉應力，樁基軸力最大值出現(xiàn)在樁基中下部位，最大軸力值為948.6×3.6=3414.96kN。第1、2、3排樁基本無負摩阻效應，第1排和第3排樁為斜頂樁，樁基軸力值較大，特別是第3排樁，其最大軸力值達到1217×3.6=4381.2kN；第1排樁最大軸力為526.1×3.6=1893.96kN，第2排樁最大軸力為1552.05kN。PHC管樁內(nèi)力、位計算結果移見圖7。

圖7 PHC管樁計算結果圖

3.4 承臺位移及內(nèi)力分析

承臺位移變形受墻后吹填土影響，臨土側沉降位移變形大，臨海側沉降位移變形小，承臺最大沉降位移量為34.06mm，出現(xiàn)在承臺后端部位；承臺水平位移量為11.9mm。

承臺基本呈現(xiàn)面層受拉的受彎狀態(tài)，彎矩內(nèi)力最大值出現(xiàn)在第3排樁附近，最大彎矩值為2380kN·m。承臺內(nèi)力、位移計算結果見圖8。

圖8 承臺計算結果圖

直立堤結構變形及內(nèi)力計算結果匯總見表2。

表2 直立堤變形及內(nèi)力計算成果一覽表

4 結語

在水深較深的條件下，直立式圍堤與常規(guī)斜坡堤結構相比，施工上可以實現(xiàn)“大型化、工廠化、標準化”，使得直立堤在防波堤、碼頭及筑島工程中得到廣泛應用。

與傳統(tǒng)板樁碼頭結構相比，在臨海側采用斜頂樁高樁承臺方案可以有效減小結構的總體水平位移變形，避免墻后高吹填土對斜樁的不利影響。

斜頂樁高樁承臺結構在施工期及運行期的變形均可滿足使用要求，結構內(nèi)力均在可承受范圍內(nèi)，具有一定的可行性。這種結構為深水圍堤工程建設提供了一種新的選擇，具有一定的應用前景。

參考文獻：

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[3]田利勇,于文華,盧育芳.Plaxis在板樁結構分析中的應用[J].水運工程,2015(4):194-200.

[4]尹驥.小應變硬化土模型在上海地區(qū)深基坑工程中的應用[J].巖土工程學報,2010,.32(S1):166-172.

[5]王衛(wèi)東,王浩然,徐中華.基坑開挖數(shù)值分析中土體硬化模型參數(shù)的試驗研究[J].巖土力學,2012,33(8):2283-2290.