上海市某防汛墻的安全性診斷

苑敏哲 夏才初 王興開(kāi)

(1.紹興文理學(xué)院, 浙江紹興 312000; 2.寧波大學(xué), 浙江寧波 315000)

上海市地處長(zhǎng)江三角洲交匯處,三面臨海,易受臺(tái)風(fēng)、暴雨以及高潮、洪澇等災(zāi)害。[1-2]同時(shí),城市經(jīng)濟(jì)的高速發(fā)展對(duì)上海抵御災(zāi)害風(fēng)險(xiǎn)的要求日愈提高。防汛墻在抵抗洪澇災(zāi)害中起到了非常大的作用,隨著防汛墻使用年限的增長(zhǎng),墻體出現(xiàn)老化、破損、傾斜等情況,部分墻體甚至出現(xiàn)沉降、裂縫、坍塌等破壞性損傷。[3]這些由環(huán)境條件變化引發(fā)的安全隱患逐年在上升,在突發(fā)性破壞或積累性損傷等多重因素的疊加下,防汛墻的使用年限和安全性能狀況令人擔(dān)憂,為使防汛墻發(fā)揮其實(shí)際價(jià)值,保障社會(huì)生產(chǎn)生活和經(jīng)濟(jì)可持續(xù)發(fā)展,對(duì)防汛墻的完整性進(jìn)行檢測(cè)和安全性判斷,顯得尤為重要。

目前,對(duì)防汛墻安全性分析常用的手段有基于有限元分析軟件的有限單元法分析法、剛體極限平衡分析法、敏感因子法分析等。張聰提出將數(shù)值分析與經(jīng)典極限分析相結(jié)合的有限元分析方法,驗(yàn)證了有限元分析方法在巖土工程中的有效應(yīng)用,為巖土工程建設(shè)和發(fā)展提供有力支持。[4]文獻(xiàn)[5-6]介紹了采用有限元分析軟件PLAXIS和同濟(jì)啟明星軟件對(duì)黃浦江防汛墻分析的情況,對(duì)基坑施工是否影響周邊圍護(hù)結(jié)構(gòu)墻體位移和基坑坑底隆起、危及建筑物安全,進(jìn)行了穩(wěn)定性分析,以此維護(hù)防汛設(shè)施的整體安全性。任敏以上海世博園防汛墻駁岸工程為例,介紹了高壓旋噴法施工的特點(diǎn),結(jié)合工程實(shí)例說(shuō)明此工藝在經(jīng)濟(jì)和技術(shù)上的顯著優(yōu)勢(shì),為防汛墻的維護(hù)加固工程提供了借鑒和參考。[7]盧偉華結(jié)合上海黃浦江防汛墻的實(shí)際工程情況,運(yùn)用敏感因子法對(duì)所選的敏感因子進(jìn)行敏感性分析,求出防汛墻結(jié)構(gòu)整體穩(wěn)定和滲流穩(wěn)定的臨界值,從而進(jìn)一步評(píng)判防汛墻的整體結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性。[8]張琳琳等從堆載的影響因子和非堆載的影響因子兩方面入手,研究并得出墻后堆載下高樁承臺(tái)式防汛墻的變形規(guī)律,為防汛墻墻后堆載限制的制定提供了理論基礎(chǔ)。[9-10]

課題所涉及防汛墻工程位于上海市一碼頭,由于長(zhǎng)期以來(lái)超重船只的?？考鞍哆叾演d等諸多因素的影響,防汛墻產(chǎn)生向河道內(nèi)的位移,顯露墻段長(zhǎng)度大約長(zhǎng)20 m,墻體與原有相鄰水平地面發(fā)生分離,分離量最大達(dá)80 mm。為了更加準(zhǔn)確地對(duì)防汛墻的完整性進(jìn)行評(píng)估,確保防汛墻結(jié)構(gòu)安全性,保障檢測(cè)結(jié)果切合工程實(shí)際,在現(xiàn)場(chǎng)勘測(cè)的基礎(chǔ)上,運(yùn)用力學(xué)分析與數(shù)值模擬相互結(jié)合的方法對(duì)防汛墻體進(jìn)行承載力驗(yàn)算,通過(guò)對(duì)比分析實(shí)際地坪標(biāo)高和設(shè)計(jì)地坪標(biāo)高下墻頂受力值和理論值的大小,對(duì)防汛墻安全性進(jìn)行診斷。

1 對(duì)既有防汛墻的現(xiàn)場(chǎng)勘測(cè)

1.1 工程概況

待檢測(cè)段防汛墻位于上海市蘊(yùn)藻浜左岸,其全景如圖1所示。實(shí)測(cè)防汛墻墻頂?shù)降孛娴木嚯x約為2.7 m,墻頂寬度約為0.3 m。防汛墻結(jié)構(gòu)為高樁承臺(tái)(圖2),防汛墻結(jié)構(gòu)頂面標(biāo)高為6.800 m,底面標(biāo)高為2.550 m,設(shè)計(jì)地面標(biāo)高為4.800 m。防汛墻頂部寬度約為0.3 m,碼頭設(shè)計(jì)噸位為100 t,在0～6 m寬度范圍內(nèi)防汛通道禁止堆載,6～10 m寬度范圍內(nèi)的設(shè)計(jì)荷載為10 kN/m2。

根據(jù)防汛墻的現(xiàn)場(chǎng)情況,對(duì)防汛墻與地坪的脫開(kāi)、傾斜和墻體表面裂縫情況進(jìn)行了現(xiàn)場(chǎng)量測(cè)。量測(cè)的防汛墻范圍為14.0 m長(zhǎng),防汛墻平面布置如圖3所示

圖1 待檢測(cè)段防汛墻全景Fig.1 An overall view of the detected flood control wall

圖2 防汛墻結(jié)構(gòu) mmFig.2 Structure of the flood control wall

圖3 待檢測(cè)段防汛墻的平面 mmFig.3 A plan of the flood control wall be detected

1.2 防汛墻與地坪的脫開(kāi)

根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)觀測(cè),明顯可見(jiàn)被檢測(cè)段防汛墻與地坪脫開(kāi)。采用手工測(cè)量的方法,對(duì)脫開(kāi)距離進(jìn)行測(cè)量。從被檢測(cè)段防汛墻最左端(F—F斷面)開(kāi)始,每隔0.5 m對(duì)防汛墻與地坪的脫開(kāi)進(jìn)行測(cè)繪,測(cè)繪結(jié)果見(jiàn)表1。

表1 被檢測(cè)段防汛墻與地坪脫開(kāi)距離Table 1 Space between the detected flood control wall and ground

由統(tǒng)計(jì)結(jié)果可知:整個(gè)被檢測(cè)段防汛墻由左端起,脫開(kāi)距離逐漸增大,與地面脫開(kāi)最大處位于防汛墻的右半段,最大處為80 mm。

1.3 墻身裂縫檢測(cè)

被檢測(cè)段防汛墻整體基本完好,沿墻面勘察,發(fā)現(xiàn)在距離被檢測(cè)段防汛墻左端約3.5,6.0 m處頂部有一處剝離(圖4),深度不大于50 mm,被檢測(cè)段防汛墻其他部位無(wú)可見(jiàn)裂縫。

圖4 防汛墻頂?shù)幕炷羷冸xFig.4 Stripped concrete at the top of the flood control wall

1.4 傾 斜

采用鉛垂線的方法對(duì)被檢測(cè)段防汛墻露出地表部分的傾斜情況進(jìn)行測(cè)量,在距被檢測(cè)段防汛墻頂面內(nèi)側(cè)0.16 m處放下一鉛垂線,在防汛墻距離地面0.20 m處測(cè)得鉛垂線距離防汛墻的距離。通過(guò)換算得出防汛墻總的傾斜情況,圖5是所測(cè)6個(gè)測(cè)點(diǎn)處防汛墻的剖面,根據(jù)測(cè)量結(jié)果顯示,最大傾斜發(fā)生在被檢測(cè)段防汛墻最右端的A—A剖面。從現(xiàn)場(chǎng)情況來(lái)看,被檢測(cè)段防汛墻向外側(cè)傾斜最大值為13.0 mm。

假設(shè)防汛墻下的樁基頂端是固定的,防汛墻剛性轉(zhuǎn)動(dòng),根據(jù)防汛墻的高度(4.25 m)可計(jì)算出被檢測(cè)段防汛墻頂部向外傾斜的傾斜值(表2)。

表2 防汛墻頂部的傾斜度Table 2 Degrees of sloping at the top of the flood control wall

2 既有防汛墻結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性的簡(jiǎn)易力學(xué)分析

防汛墻完整性檢測(cè)勘測(cè)現(xiàn)場(chǎng)條件復(fù)雜,干擾儀器測(cè)試結(jié)果的因素較多,加上墻體本身寬度較窄(約0.3 m),對(duì)現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試有一定的限制。為了對(duì)防汛墻的完整性作出準(zhǔn)確的評(píng)價(jià),對(duì)防汛墻結(jié)構(gòu)預(yù)先進(jìn)行力學(xué)計(jì)算分析。

2.1 力學(xué)分析模型建立

根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)勘測(cè)結(jié)果,墻頂?shù)乃狡屏吭贏—A測(cè)試斷面處最大,為22.1 mm,因此A—A斷面是最不利的斷面,以此作為結(jié)構(gòu)受力分析的典型斷面,A—A斷面的結(jié)構(gòu)尺寸如圖6所示。

圖6 防汛墻結(jié)構(gòu)尺寸 mmFig.6 Dimensions of the flood control wall

沿走向取每延米防汛墻作為研究對(duì)象進(jìn)行受力分析,將其簡(jiǎn)化為懸臂梁結(jié)構(gòu),下端為固定約束,承受側(cè)向土壓力三角形分布荷載和頂部受沉船拉拽作用的集中荷載,受力簡(jiǎn)圖如圖7所示。

圖7 防汛墻力學(xué)分析模型 mmFig.7 Mechanical analysis model of the flood control wall

2.2 防汛墻內(nèi)力分析

根據(jù)地層資料,土層參數(shù)取值見(jiàn)表3。

表3 土層參數(shù)取值Table 3 Values of soil parameters

由此計(jì)算出作用在防汛墻墻后的主動(dòng)土壓力[11-12]:

墻后主動(dòng)土壓力系數(shù)為:

(1)

式中:Ka為主動(dòng)土壓力系數(shù)。

則墻后主動(dòng)土壓力為:

(2)

式中:z為土的計(jì)算深度。

即防汛墻每延米所受到的土壓力分布荷載集度為0.43 kN/m。由懸臂梁內(nèi)力和變形的關(guān)系可得,三角形分布荷載作用下的梁端撓度為:

(3)

由于該值與實(shí)測(cè)墻頂變形相比可忽略不計(jì),故僅須計(jì)算在集中力作用下的變形。

按底部固定約束的懸臂梁模型計(jì)算,當(dāng)墻頂發(fā)生22.1 mm水平位移時(shí),通過(guò)試算的方法,調(diào)整墻頂集中力的大小使其達(dá)到墻頂位移要求,得出防汛墻結(jié)構(gòu)尺寸突變處1—1截面受到的剪力為F=58 kN,彎矩約為M=159.5 kN·m;防汛墻底部2—2截面受到的彎矩約為217.5 kN·m。

2.3 最不利節(jié)截面承載力驗(yàn)算

2.3.11—1斜截面受彎承載力計(jì)算

2.3.21—1正截面受彎承載力計(jì)算

混凝土受壓區(qū)高度:

(4)

式中:ξb為相對(duì)界限受壓區(qū)高度;fy為縱向鋼筋的抗拉強(qiáng)度設(shè)計(jì)值;α1為受壓區(qū)混凝土矩形應(yīng)力圖的應(yīng)力值與混凝土軸心抗壓強(qiáng)度設(shè)計(jì)值的比值。

截面受彎承載力設(shè)計(jì)值:

(5)

由于Mu=159.60 kN·m>M=159.5 kN·m,因此截面符合承載力要求,不會(huì)被破壞。

3 防汛墻承載力有限元數(shù)值模擬分析

根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)勘測(cè)結(jié)果計(jì)算得到的墻頂水平位移(表2),在有限元模型中采用試算的方法,調(diào)整墻頂集中力的大小使得墻頂水平位移與實(shí)測(cè)值相符,則此時(shí)的集中力就是防汛墻所受沉船的拉拽作用力,從而確定防汛墻承受的內(nèi)力,驗(yàn)算防汛墻結(jié)構(gòu)是否被破壞。

3.1 力學(xué)分析模型建立

采用有限元軟件Plaxis進(jìn)行計(jì)算分析。在有限元模型中,防汛墻結(jié)構(gòu)和下部的樁均采用實(shí)體單元來(lái)模擬,取A—A斷面,于墻頂施加一集中力來(lái)模擬防汛墻所受沉船的拉拽作用。由于防汛墻沿縱向結(jié)構(gòu)形式是一致的,結(jié)構(gòu)所受外力都是垂直于縱軸方向的,且外力的分布規(guī)律沿墻體縱向是均勻的,故在建立有限元模型時(shí),沿高度方向取模型范圍為30 m,沿寬度方向取模型范圍為20 m,所有結(jié)構(gòu)均采用15結(jié)點(diǎn)三角形單元,土體采取摩爾-庫(kù)侖模型。實(shí)際地坪標(biāo)高下,防汛墻計(jì)算沿縱向取單位長(zhǎng)度,頂部寬度為0.3 m,墻頂離地面之間的距離約為2.7 m(有限元計(jì)算模型如圖8所示)。

圖8 有限元計(jì)算模型 mmFig.8 The finite element calculation model

3.2 參數(shù)選取

參考該地區(qū)的地質(zhì)資料,土層的參數(shù)采用該地區(qū)的經(jīng)驗(yàn)值(表4)。

表4 物理力學(xué)參數(shù)計(jì)算取值Table 4 Calculated values of physical and mechanical parameters

模擬過(guò)程:計(jì)算時(shí)防汛墻首先在土體自重應(yīng)力下達(dá)到初始平衡狀態(tài),然后在頂部施加集中力荷載P,逐漸增加P值的大小,直至防汛墻頂部發(fā)生實(shí)際量測(cè)出的位移,計(jì)算此時(shí)墻身控制截面的內(nèi)力。

3.3 模擬結(jié)果分析

調(diào)整作用在防汛墻頂部集中力的大小,以達(dá)到墻頂限制最大位移,墻體水平位移云見(jiàn)圖9。

根據(jù)有限元計(jì)算結(jié)果可知:實(shí)際地坪標(biāo)高下防汛墻頂部受到沉船集中力荷載作用時(shí),控制截面1—1處的剪力為42.36 kN,彎矩值為112.68 kN·m。通過(guò)有限元法計(jì)算出的剪力與彎矩值比力學(xué)分析得出的數(shù)值較小,因此該防汛墻可以滿足墻體承載力要求,不會(huì)產(chǎn)生斷裂情況。

圖9 按實(shí)際地坪標(biāo)高計(jì)算,墻頂水平位移為22.1 mm時(shí)墻體的水平位移云 mmFig.9 Contours of horizontal displacement for the wall with a 22.1 mm horizontal displacement at the top calculated based on the actual ground level

3.4 設(shè)計(jì)地坪標(biāo)高下防汛墻的數(shù)值模擬驗(yàn)算

根據(jù)防汛墻設(shè)計(jì)圖紙,墻頂標(biāo)高為6.800 m,地面標(biāo)高為4.800 m,墻頂離地面之間的距離約為2.0 m,小于實(shí)際地坪標(biāo)高下墻頂離地面之間的距離,因此須要建立新模型來(lái)計(jì)算設(shè)計(jì)地坪標(biāo)高下的防汛墻受力情況。前文通過(guò)力學(xué)分析和有限元分析已經(jīng)得出實(shí)際地坪標(biāo)高下防汛墻的承載力情況,現(xiàn)對(duì)設(shè)計(jì)地坪標(biāo)高下的防汛墻承載力進(jìn)行有限元分析,利用反演得到的內(nèi)力進(jìn)行承載力校核。

3.5 設(shè)計(jì)地坪標(biāo)高下防汛墻的數(shù)值模擬結(jié)果分析

其結(jié)構(gòu)水平位移云見(jiàn)圖10,墻頂發(fā)生22.1 mm水平位移時(shí),根據(jù)有限元計(jì)算結(jié)果得知墻身1—1截面承受的剪力為50.85 kN,彎矩為135.25 kN·m。

結(jié)合前文的計(jì)算結(jié)果進(jìn)行分析,不同情況下防汛墻墻頂水平位移和控制截面內(nèi)力結(jié)果見(jiàn)表5。

圖10 設(shè)計(jì)地坪標(biāo)高下,墻頂水平位移為22.1 mm時(shí)墻體水平位移云 mmFig.10 Contours of horizontal displacement for the wall with a 22.1 mm horizontal displacement at the top calculated based on the design ground level

綜上所述,實(shí)際地坪標(biāo)高下和設(shè)計(jì)地坪標(biāo)高下所承受的剪力與彎矩值均小于理論值,故防汛墻結(jié)構(gòu)能承受集中力荷載。雖然墻體發(fā)生較明顯的水平位移,但墻體結(jié)構(gòu)仍然完整,無(wú)斷裂之虞。

表5 不同情況下防汛墻頂水平位移和控制截面內(nèi)力Table 5 Horizontal displacement at the top of the wall and the internal force in the control section in different conditions

4 結(jié)束語(yǔ)

1)通過(guò)力學(xué)分析,由理論計(jì)算可得,當(dāng)墻頂發(fā)生22.1 mm水平位移時(shí),最不利截面1—1受到的剪力小于截面限制條件,彎矩小于截面受彎承載力設(shè)計(jì)值。截面配筋率滿足配筋要求,因此防汛墻滿足承載力要求,混凝土結(jié)構(gòu)不會(huì)破壞。

2)防汛墻按實(shí)際工程地坪標(biāo)高進(jìn)行數(shù)值模擬,頂部受到沉船集中力荷載作用時(shí),最不利截面所承受的剪力、彎矩值均小于理論值控制值;故防汛墻能滿足承載力要求,不會(huì)產(chǎn)生斷裂。

3)防汛墻按設(shè)計(jì)地坪標(biāo)高進(jìn)行數(shù)值模擬,墻頂發(fā)生22.1 mm水平位移時(shí),最不利截面承受的剪力、彎矩均小于理論值;防汛墻結(jié)構(gòu)能承受集中力荷載。雖然墻體發(fā)生較明顯的水平位移,但墻體結(jié)構(gòu)仍然完整,無(wú)斷裂之虞。