不同地基處理方式下組合式板樁碼頭結(jié)構(gòu)的受力變形分析

秦網(wǎng)根,蔡正銀,關(guān)云飛,侯 偉

(1.南京水利科學(xué)研究院巖土工程研究所，江蘇 南京 210029； 2.中設(shè)設(shè)計(jì)集團(tuán)股份有限公司，江蘇 南京 226004；3.中交第一航務(wù)工程勘察設(shè)計(jì)院有限公司，天津 300222 )

遮簾式、分離卸荷式、T型卸荷式等[1-4]地下連續(xù)墻式板樁碼頭可以解決前板樁墻抗彎能力差和施工難度高的問題，它們通過墻后布設(shè)遮簾樁、卸荷平臺減小作用于前墻的土壓力，大大提高了碼頭的靠泊等級，縮短了與國內(nèi)外重力式碼頭、高樁碼頭之間的靠泊等級差距。這些深水化、大型化板樁碼頭大都建造在軟弱土地基上，而軟弱土具有含水率高、抗剪強(qiáng)度低、壓縮性高、孔隙比大(大于1)等特性，易出現(xiàn)地基承載力不足、邊坡失穩(wěn)破壞等問題[5]。在軟弱土地基上建設(shè)深水板樁碼頭的關(guān)鍵是地基處理方式的選擇，所選地基處理方式既要經(jīng)濟(jì)合理又需要能滿足板樁碼頭建設(shè)的需要。1938年，美國奧克拉荷馬公路部門[6]率先對水泥土的各種特性進(jìn)行了研究，將水泥用于改善軟土路基的性能，Neal[7]對水泥拌合體的處理效果進(jìn)行了分析，認(rèn)為水泥拌合體在改善地基穩(wěn)定性方面效果顯著。我國首次應(yīng)用是在天津港東突堤南、北側(cè)高樁碼頭的泊位軟基處理工程中[8]，處理成塊狀的水泥攪拌樁極大地提高了軟弱地基強(qiáng)度，減少了地基變形。本文采用不同水泥摻入比滿堂式加固和水泥攪拌樁2種方法加固軟弱土地基，將加固后的軟弱土地基與單錨板樁結(jié)構(gòu)進(jìn)行組合(簡稱組合式板樁碼頭)，研究組合式板樁碼頭結(jié)構(gòu)的受力變形狀況，并詳細(xì)分析其工作機(jī)理，以期能為今后軟弱土地基上建設(shè)深水化板樁碼頭提供技術(shù)支撐。

1 組合式板樁碼頭的三維數(shù)值模型架構(gòu)

1.1 工程概況

圖1 組合式板樁碼頭(單位:m)Fig.1 Combined sheet pile wharf(units:m)

南通港呂四港區(qū)某港池區(qū)域擬建2萬t級通用泊位(圖1)，碼頭泊位設(shè)計(jì)尺寸為390 m×30 m，設(shè)計(jì)年吞吐量為170萬t。擬建碼頭工程位于港池西側(cè)岸線，與其相鄰的為漁貨碼頭，主要利用碼頭作業(yè)區(qū)北側(cè)的深水岸線和邊灘圍墾區(qū)進(jìn)行泊位布置。設(shè)計(jì)時(shí)通過深層水泥攪拌法對墻后軟弱土進(jìn)行深層攪拌處理，按照軟弱土中摻入不同比例水泥形成拌合體或采用水泥攪拌樁處理形成樁與樁間土的復(fù)合地基增強(qiáng)體，并與單錨板樁結(jié)構(gòu)構(gòu)成組合式板樁碼頭[9-10](圖1)。碼頭前板樁墻采用?1 200 mm@1 300 mm單排鉆孔灌注樁結(jié)構(gòu)作為支擋結(jié)構(gòu)，施工時(shí)可同時(shí)干地施工，縮短建設(shè)工期，前墻后設(shè)置2排?900 mm@600 mm高壓旋噴樁作為止水帷幕，其后14.93 m寬、處理深度為18 m的軟弱土地基采用18%水泥摻入比按照?600 mm@1 000 mm水泥攪拌樁進(jìn)行加固或采用摻入不同比例的水泥進(jìn)行加固，其中摻入4.3%的水泥用量等于水泥攪拌樁復(fù)合地基水泥用量，同時(shí)考慮水泥摻入比變化對地基土的物理力學(xué)性質(zhì)影響，增加2.5%、3.5%、5.5%、6.5%這4種不同水泥摻入比進(jìn)行分析。

1.2 組合式板樁碼頭三維有限元模擬

碼頭所在區(qū)域位于長江下游沖積平原區(qū)，地勢低平，為第四系全新統(tǒng)濱海相沉積層和上更新統(tǒng)海陸交互沉積，該地區(qū)表層分布著范圍廣、厚度大的軟弱土層[11]，場區(qū)內(nèi)各土層主要物理力學(xué)指標(biāo)見表1。

表1 各土層物理力學(xué)性質(zhì)指標(biāo)

由表1可知，場區(qū)內(nèi)土層在垂向上性質(zhì)差異較大，2-1層、2-2層、4層土物理性質(zhì)較差，尤其是2-1層含水率較高，層高平均達(dá)3 m左右，2-2層平均層高達(dá)5 m左右。因此在灌注排樁形成的墻身后方，采用水泥攪拌樁對軟弱土地基進(jìn)行加固，形成整體、穩(wěn)定、滿足一定強(qiáng)度要求的復(fù)合地基，以改善土的性質(zhì)和結(jié)構(gòu)，保證處理后的復(fù)合地基能夠滿足整體受力和穩(wěn)定性要求。數(shù)值分析時(shí)，水泥攪拌樁處理區(qū)域復(fù)合土體黏聚力取90 kPa，內(nèi)摩擦角取22.60°[12-13]。南水模型[14]不僅能很好地反映土的非線性、彈塑性、剪脹性以及硬化性等特點(diǎn)，而且綜合了鄧肯-張模型和劍橋模型的優(yōu)點(diǎn)，因此采用南水模型作為土的本構(gòu)模型。對工程所在區(qū)域原狀土以及不同水泥摻入比的滿堂式拌合土進(jìn)行三軸試驗(yàn)，所得土的南水模型參數(shù)見表2。

表2 土的南水本構(gòu)模型參數(shù)

注：拌合土是對淤泥質(zhì)粉質(zhì)黏土混粉砂摻入2.5%、3.5%、4.3%、5.5%、6.5%的水泥形成的土。c為黏聚力，φ為摩擦角，Rf為破壞比，其余的參數(shù)為根據(jù)三軸試驗(yàn)數(shù)據(jù)擬合的無量綱參數(shù)。

組合式板樁碼頭結(jié)構(gòu)三維有限元數(shù)值分析時(shí)應(yīng)對受力特性進(jìn)行簡化，依據(jù)模型的總體布置和模型的邊界約束，計(jì)算模型的平面尺寸設(shè)為150 m×70 m。前墻采用直徑1.2 m、長度為36.2 m的鉆孔灌注樁，陸側(cè)土體進(jìn)行高壓旋噴處理作為止水結(jié)構(gòu)。根據(jù)剛度等效原理將鉆孔灌注樁等效為厚度為1 m的地下連續(xù)墻。錨碇墻厚度為0.6 m，墻高2.5 m，其距前墻33 m。鋼拉桿長33 m，等間距1.5 m布置，距地面4.2 m，其型號為Q390 mm?70 mm。

圖2 位移計(jì)算結(jié)果Fig.2 Displacement calculation result

因前墻和錨碇墻均選用鋼筋混凝土材料，所以有限元建模采用C3D8I線彈性單元，該單元可以獲得前墻和錨錠墻的變形和彎矩。鋼筋混凝土彈性模量取28 GPa，泊松比取0.167。鋼拉桿采用不傳遞力矩的TRSS單元進(jìn)行模擬，鋼筋的彈性模量取206 GPa，泊松比取0.3，模型的截面積與真實(shí)情況相同，忽略拉桿與土體的摩擦及其自重。

2 受力和變形分析

2.1 前墻和錨碇墻位移

由圖2(a)可知，板樁碼頭前墻的位移曲線猶如“弓”形。地基處理前、后的墻身位移計(jì)算值在墻身端部趨于一致；距墻身頂部8 m以內(nèi)，水泥攪拌樁處理地基的前墻位移大于采用不同水泥摻入比處理地基的位移，8 m以下反之。水泥摻入比越大，墻前位移越小，但在“兩頭”(墻身頂部和端部)趨于一致，是因?yàn)閴ι眄敳亢投瞬糠謩e被拉桿和土體約束了位移。

由圖2(b)可知，地基處理后的錨碇墻位移值均小于未處理的情況，且隨著水泥摻入比的增大，錨錠墻的位移值逐漸減小，水泥攪拌樁處理地基后的錨碇墻位移大于不同水泥摻入比地基處理下的位移。由圖2可知，無論采用哪種方式處理地基，錨錠墻與前墻的位移變化規(guī)律不一致。

2.2 前墻土壓力

圖3 板樁碼頭前墻土壓力計(jì)算結(jié)果Fig.3 Calculation results of earth pressure on the front wall of sheet pile wharf

圖4 單寬彎矩計(jì)算結(jié)果Fig.4 Calculation results of bending moment with unit width

由圖3(a)可知，水泥攪拌樁處理后的前墻陸側(cè)土壓力整體上要大于采用不同水泥摻入比地基處理和地基未處理時(shí)的前墻陸側(cè)土壓力。出現(xiàn)這種現(xiàn)象的原因是水泥攪拌樁剛度較大，其前墻土壓力更接近于靜止土壓力；而地基處理前和不同水泥摻入比復(fù)合地基的前墻陸側(cè)土壓力與主動(dòng)土壓力接近。不同水泥摻入比地基處理的土壓力小于主動(dòng)土壓力，是因?yàn)橥馏w的物理力學(xué)性質(zhì)已經(jīng)改變，摩擦角和黏聚力變大，主動(dòng)土壓力變小。綜上，水泥攪拌樁地基處理與不同水泥摻入比下地基處理在減小前墻內(nèi)力的機(jī)理上有所差異：不同水泥摻入比下地基處理是通過改變土體的物理力學(xué)性質(zhì)以減小作用于前墻的土壓力，從而達(dá)到降低前墻內(nèi)力的目的；水泥攪拌樁地基處理方式是通過限制前墻位移來降低錨桿的內(nèi)力，最終達(dá)到減小前墻內(nèi)力的目的。

不同水泥摻入比和水泥攪拌樁2種地基處理方式，土壓力在距墻頂20～24 m范圍內(nèi)，前墻陸側(cè)土壓力突變現(xiàn)象明顯，其余部分隨著深度的增大，土壓力逐漸增大。根據(jù)圖3(b)所知，地基采用不同水泥摻入比處理后，前墻海側(cè)土壓力明顯減小。

2.3 前墻和錨碇墻的彎矩

由圖4(a)可知，由于有拉桿的作用，墻身彎矩在距墻頂0～4 m間均為負(fù)彎矩，其余位置均為正彎矩，整體曲線變化趨勢可近似認(rèn)為符合“S”形。距墻頂20 m范圍以內(nèi)，地基未處理的前墻彎矩大于地基處理的墻身彎矩，且水泥攪拌樁地基處理與不同水泥摻入比地基處理的前墻彎矩變化趨勢基本一致。隨著水泥摻入比的增加，前墻正彎矩最大位置不斷下移。當(dāng)深度超過20 m后，不同水泥摻入比的前墻彎矩變化先是略微增大再緩慢變小，而水泥攪拌樁處理地基后的墻身彎矩則先是快速增大，在深度28 m處則快速降低。由圖4(b)可知，地基處理后的錨碇墻墻身彎矩顯著減?。凰鄶嚢铇短幚淼鼗c地基未處理情況下的錨錠墻墻身彎矩變化趨勢相同；不同水泥摻入比地基處理的墻身彎矩變化趨勢基本一致，整體上可近似認(rèn)為符合“>”形變化，在4 ～4.5 m間出現(xiàn)最大值，墻身內(nèi)力承載能力極限狀態(tài)最大彎矩計(jì)算值為241.56 kN·m。

2.4 拉桿的拉力

圖5 拉桿拉力Fig.5 Tension bar force

采用水泥攪拌樁處理地基后，板樁碼頭拉桿拉力由416.35 kN(地基處理前，即圖5中摻入比為0時(shí))減小至271.34 kN，減小幅度達(dá)35%；采用水泥摻入比處理后(圖5)，拉桿拉力顯著減小，基本維持在260 kN，且隨水泥摻入比的增大，拉桿拉力逐漸減小。

綜上所述，采用不同水泥摻入比或水泥攪拌樁處理軟弱土地基形成的復(fù)合地基與單錨板樁結(jié)構(gòu)組合后，前墻的位移和彎矩、拉桿拉力比地基處理前減小幅度達(dá)25%以上。在碼頭前沿港池分階段開挖至設(shè)計(jì)標(biāo)高過程中，前墻海側(cè)土壓力會(huì)逐漸減小直至為零，從而造成前墻墻身兩側(cè)土壓力不等。岸側(cè)側(cè)向土壓力會(huì)推動(dòng)前墻向前移動(dòng)，前墻會(huì)通過拉桿將力傳遞給錨錠墻，然后錨錠墻將力傳遞給前墻和錨錠墻之間的土，使結(jié)構(gòu)(前墻、錨錠墻、拉桿)與土共同承受荷載作用。如果在單錨板樁碼頭結(jié)構(gòu)之間有軟弱土存在，因軟弱土內(nèi)摩擦角低，其與碼頭面作用荷載易轉(zhuǎn)化為水平力，會(huì)在墻后產(chǎn)生巨大的水平力，致使板樁前墻彎矩過大。碼頭后方區(qū)域軟弱土地基的處理，改變了這一受力狀態(tài)。加固后的場地由加固區(qū)和非加固區(qū)組成，加固區(qū)的受力和變形是由上部褥墊層和基礎(chǔ)等的調(diào)節(jié)作用實(shí)現(xiàn)加固區(qū)與非加固區(qū)土的共同承載，與地基未處理情況相比，剛度明顯增大，豎向承載力明顯增加。如采用不同水泥摻入比處理地基形成的整體、穩(wěn)定的拌合體，便是通過增加剛度抵擋豎向和水平向的荷載，減少作用于前墻的側(cè)向土壓力，且隨著水泥摻入比的增大，整體承受側(cè)向土壓力作用增強(qiáng)，前墻的變形顯著減小。如采用水泥攪拌樁處理軟弱土地基，形成的攪拌樁樁體和樁間土共同協(xié)調(diào)了結(jié)構(gòu)與土的受力狀況，其樁土的共同作用限制了前墻位移，進(jìn)一步減小了錨桿拉力和前墻內(nèi)力。

3 結(jié) 語

地基處理方式的選擇是解決軟弱土地基不能建設(shè)深水板樁碼頭這一難題的關(guān)鍵，采用滿堂式和水泥攪拌樁處理的復(fù)合地基與傳統(tǒng)板樁結(jié)構(gòu)組合后，板樁碼頭的受力情況顯著改善。滿堂式加固軟弱土地基主要通過增加剛度抵擋豎向和水平向的荷載，減少作用于前墻的側(cè)向土壓力，且隨著水泥摻入比的增大，整體承受側(cè)向土壓力作用增強(qiáng)，前墻的變形顯著減小。采用水泥攪拌樁處理軟弱土地基，形成的攪拌樁樁體和樁間土，共同協(xié)調(diào)了結(jié)構(gòu)與土的受力狀況，通過限制前墻位移降低了錨桿的內(nèi)力，減小了前墻內(nèi)力。