分离卸荷式板桩码头土压力计算方法

王琴芬, 巫飞,2, 汪啸, 廖迎娣*

(1.河海大学港口海岸与近海工程学院,江苏南京210098;2.中交第四航务工程勘察设计院有限公司,广东广州510230)

分离卸荷式板桩码头土压力计算方法

王琴芬1, 巫飞1,2, 汪啸1, 廖迎娣*1

(1.河海大学港口海岸与近海工程学院,江苏南京210098;2.中交第四航务工程勘察设计院有限公司,广东广州510230)

分离卸荷式板桩码头在传统板桩码头后方增设桩基卸荷承台,从而有效地改善了前墙受力变形特性。针对分离卸荷式板桩码头的特点和土体的具体情况,利用极限平衡理论、微元分析法等建立分离卸荷式板桩码头前墙土压力、前排桩桩后土压力以及后排桩桩后土压力的计算公式。以某港区10万t级分离卸荷式板桩码头为例,建立有限元模型,将土压力公式结果与数值模拟结果进行对比分析。结果表明两者吻合度较高,提出的土压力计算公式可用,并可为类似工程设计和结构计算提供一定参考。

分离卸荷式;板桩码头;土压力;有限元

随着我国港口事业的发展,板桩码头走向深水化、大型化,分离卸荷式板桩码头结构型式的出现更为此创造了契机。然而,由于这种板桩码头结构型式中基桩、前墙和土体之间较为复杂的相互作用,目前我国工程界对这种结构的受力特性缺乏足够了解,尚未形成较为成熟的计算理论和方法[1],尤其是其中土压力计算的理论和方法。而正确估算土压力对保证其体系的安全、维护结构的稳定性以及达到结构设计的合理和经济都是至关重要的。张珂峰[2]等对新型卸荷式板桩码头的施工工艺进行了详细阐述,提出在施工过程中的关键质量点等,但未涉及结构物与土的作用。李利军[3]、虞辉[4]、江杰[5]、周世良[6]等对分离卸荷式板桩码头的工作性状进行研究,而对土与码头的作用研究甚少。吴丽华[7]对卸荷式板桩结构性能试验进行研究,得出近似土压力分布,但对土压力的计算方法并未提及。

极限平衡法是工程实践中计算土压力使用最为广泛的一种方法。主要是通过不稳定土体的静力平衡,要求土体变形达到极限状态的临界条件,但未考虑土体本身的应力-应变关系和实际的工作状态,因此仅用极限平衡法求出的土压力是不够的。

文中采用极限平衡理论、微元分析法,并综合现有板桩码头相关规范及门架式双排抗滑桩研究成果对分离卸荷式板桩码头进行分析,结合其自身特点,对其主要部位土压力计算方法进行研究,寻求建立适合其计算的土压力计算公式,并将公式计算结果与有限元计算结果进行对比以验证其合理性。

1 土压力计算模型

参考南京水利科学研究院离心试验模型,根据Fuglsang&Oveson物理量相似关系,得到分离卸荷式板桩码头实际布置,通过对其进行合理的简化和假定,建立有限元模型如图1所示。

图1 分离卸荷式板桩码头Fig.1 Sheet pile wharf w ith separated relieving p latform

1.1 后排桩桩后土压力

对比后排桩与传统单锚板桩桩后区域(见图2)可知,不考虑卸荷承台悬臂段影响,两者条件基本一致。因而可判断,在相同情况下,两者土压力分布规律会大致相同,故可在考虑卸荷承台悬臂段卸荷作用基础上,参考现行板桩码头设计规范建立后排桩桩后土压力计算公式,而不考虑其卸荷作用时,土压力计算公式如下:

考虑悬臂段卸荷作用时,可按库伦破裂面进行折减。

图2 后排桩与传统板桩码头后方区域对比Fig.2 Rear area com parison between rear pile sheet pile wharf and traditional sheet pile wharf

1.2 前排桩桩后土压力

门架式双排抗滑桩(见图3)是近年来出现的一种新型抗滑桩结构型式,因其具有抵抗力大、桩顶位移小等突出优点,现广泛应用于各类边坡治理中[4]。相较于分离卸荷式板桩码头双排桩基承台,其相关理论研究[8-9]较为成熟、完善,尤其对于双排桩结构的桩土相互作用,已有大量的试验和现场测量数据,因而具有很好的参考价值。

通过对比可知,在土压力方面,双排抗滑桩前方作用主要为前方土体被动土压力,分离卸荷式板桩码头双排桩基前方作用主要为墙台之间土体被动土压力;抗滑桩后方作用主要为滑坡推力,分离卸荷式板桩码头双排桩基后方作用主要为土体及地面荷载产生的水平推力。两者前后方土压力产生机理有所差别,但是作用形式基本一致。在位移方面,由于两者刚度均较大,因而所产生的桩身位移较小;桩基上部均有梁体连接,致使前排桩与后排桩顶位移基本上相等。

因而可判断:两者桩间土压力分布形式存在一定相似性,参考门架式双排抗滑桩对桩间土压力的分类[10],将分离卸荷式板桩码头双排桩基承台下前排桩桩后土压力分为主动土压力e′a和附加土压力ef。现对其进行研究,主要分析两种土压力与b(桩间中心距)/B(桩宽或桩径)之间的关系。

图3 分离卸荷式板桩码头与门架式双排抗滑桩的结构对比Fig.3 Structure com parison between sheet pile wharf w ith separated relieving p latform and gantry-sliding piles

1.2.1 b/B与e′a的关系 考虑两种极限状况:(1)当前后排桩间距为0时,此时桩间没有土,可认为前排桩受到桩间土体的主动土压力e′a=0;(2)当前后排桩间距大于2n倍桩宽或桩径B时,可认为前排桩受到桩间土体的主动土压力e′a与单排桩时受到的主动土压力ea相等,其中,n∈[3,4]。

相关研究表明[9],对桩基水平承载力影响最大土层大约在3～4倍桩径或桩宽范围内。故0＜b＜2nB时,可认为前排桩受到桩间土体的主动土压力e′a与ea的比值是b/B的函数,即e′a=f(b/B)·ea。借鉴周翠英[11]对门架式双排抗滑桩的研究,文中也将f(b/B)设为二次函数,如公式(4),当b/B=2n时,前排桩受到桩间土体的主动土压力e′a达到极值,即到达抛物线的顶点:

其中,ea为单排桩时受到的主动土压力。

1.2.2 b/B与ef的关系 考虑两种极限状况:(1)当前后排桩间距为0时,此时桩间没有土,前排桩受到桩间土体的附加土压力ef即为后排桩相邻挤压力e′p,近似等于后排桩桩后土压力;(2)当前后排桩间距大于2nB时,可认为前排桩受到桩间土体的附加土压力很小,近似地认为ef=0。当0＜b＜2nB时,可认为前排桩桩后土会受到后排桩挤压应力e′p产生附加土压力ef,ef(桩身中心处应力)与e′p之间关系可通过边界上受法向分布力的半平面体[12]计算:

其中,对e′p取值进行简化,取后排桩桩后土压力,b′为桩间净距。

1.3 前墙墙后土压力

对前墙与前排桩之间有限土体进行分析,在荷载作用下,前墙、卸荷承台及其桩基将产生向前的水平位移,前排桩会对桩墙之间有限土体产生挤压,而前墙则会使桩墙之间有限土体应力松弛,因而与主动土压力形成机制相同。假定前墙水平位移很大,则桩间土压力会达到极限状态,从而形成滑裂面。考虑无后方卸荷承台及其桩基时,前墙后方将形成以前墙底部为滑动点的三角形滑裂面,而由于卸荷承台及其桩基的出现,双排桩结构将阻碍该滑动面的发展,使该滑动面转变为梯形,因而可将该部分有限土体按库伦滑动面划分为3个区域①,②,③(见图4)。其中,③为自由土体,其对前墙的作用会通过其上梯形体传递,故不予考虑,使用微元分析法对①,②区域进行分析。

图4 前墙墙后土体区域划分Fig.4 Zoning the soil behind the front wall

对于区域①,其单元受力如图5(a)所示。计算时在前排桩与前墙区域①内土任意深度处取微分单元d z进行受力分析,其中计算长度取1 m,计算宽度取前墙至前排桩净距L,土体自重d w,土与墙及桩之间摩擦力τz,微元静力平衡方程如下:

式中,Km为修正侧向土压力系数,由于实际工程中为让桩承担更多土压力且不发生过大变形,其刚度会适当加大,导致前墙位移一般会大于桩基,因而桩墙之间土体有向下向前运动趋势,土体状态偏于主动,但同时底部土体又受桩底前移影响,有向上向前移动趋势,土体状态偏于被动。总体而言,土体趋势仍为前移并下沉,因此侧向土压力系数可取主动与静止土压力系数插值,具体取值可参考相关研究[13]。

令A=2Kmtanδ/L,整理可得

假定卸荷承台对上部土体及地面荷载完全卸荷,此时p=0,利用边界条件z=0,σz=0积分得

则前墙与前排桩桩间区域①土压力强度为

图5 单元受力Fig.5 Unit force

对于区域②,其单元受力如图5(b)所示。计算时在前排桩与前墙区域②内土任意深度处取微分单元d z进行受力分析,相关方程如下:

其中:R为区域③对区域②土体反力;T为区域③对区域②土体摩擦力。

由∑Fx=0,得

由∑Fy=0,得

其中,bz=(H-z)cotθ,H为胸墙以下墙身高度。

略去二阶微量,可得

将式(12)～(16)代入得

其中

积分得

式中,系数C为待定常数,假定土压力沿桩长方向连续分布,即在分界点处土压力公式满足连续性要求,则式(11)和式(20)在z=H-L tanθ时其值相等,可得

则前墙与前排桩桩间区域②土压力强度为:σx= Kmσz,计算值小于0时,取0。

2 工程实例计算分析

2.1 计算实例概况

某港区10万t级分离卸荷式板桩码头如图1所示。港池前沿泥面高程-15.50 m,顶部高程4.00 m,临空面高度19.5 m。码头前墙使用地下连续墙结构,厚1.05 m,墙底高程-30.00 m,墙顶高程-0.70 m,其上浇筑胸墙,厚1.65 m,前沿突出前墙0.4m,后沿突出前墙0.2m,顶部高程4.00m。承台基础为双排灌注桩,桩间中心距5.25 m,纵向桩间中心距4.4 m,桩底高程-36.00 m,后排灌注桩截面1.2 m×1.6 m,与前墙净距1.75 m,前排灌注桩截面1.2 m×1.2 m,与前排灌注桩净距3.85 m。卸荷承台厚1.0 m,承台底高程-0.7 0m,外侧与前排灌注桩净距1.5 m。拉杆采用φ95Q345锚杆,所在高程0.50 m。锚锭墙也使用地下连续墙结构,厚1.1 m,与前墙中心距41.05 m,墙底高程-15.00 m,墙顶高程-0.50 m,其上浇筑导梁,导梁顶高程3.00 m。码头地面荷载q=30 kPa,不计剩余水压力。为对比方便,选用单一土体,具体参数如表1所示。

表1 土体参数Tab.1 Soil parameters

2.2 有限元模型建立

ABAQUS是大型通用有限元分析软件,具有优越的非线性处理能力,文中利用其模拟分离卸荷式板桩码头,并计算相关土压力的大小。模型中前墙、卸荷承台和支撑桩基采用弹性模型,用C3D8单元模拟;拉杆采用Q345材料,用T3D2单元模拟;土体采用M-C(Mohr-Coulomb)弹塑性模型,用C3D8单元模拟;前墙、卸荷承台及其桩基与土的接触采用接触对模型,其本构关系由法向的“硬接触”和切向的“罚函数”定义;卸荷承台与桩基采用固接方式连接;拉杆与前墙连接使用点对面的绑定连接;模型底部为完全固定约束,左右断面为关于z轴的对称约束,前后断面为x方向的轴向约束。建立如图6所示的有限元模型。

2.3 计算结果及分析

公式计算参数:Ka=0.284 1,e′a= 0.794 68ea(n=4),ef=0.195 29e′p,Km=0.309 3, A=0.106 05,A1=-0.148 21,A2=21.383 75。有限元计算效果如图7所示,两者计算结果对比如图8所示。

图7 有限元计算结果示意Fig.7 FEM results

图8 土压力计算结果对比Fig.8 Com parison of earth pressure calculation results

由图可知,公式计算结果与有限元计算结果所反映土压力分布规律基本一致;大小方面,上部吻合较好,下部存在一定差异。对于后排桩下部,公式计算结果较有限元计算结果稍大,其原因可能为桩底嵌固作用所致;对于前排桩下部,公式计算结果较有限元计算结果稍大,其原因可能为后排桩计算结果的传递和自身桩底嵌固作用综合所致;对于前墙下部,公式计算结果较有限元计算偏小,其原因可能为下部土体在后排桩桩底前移的影响下,有向上向前移动趋势,土体状态更偏向于被动,而公式计算时使用了偏主动的侧向土压力系数,且计算公式是以卸荷承台对上部土体及地面荷载完全卸荷为假定条件下建立,而实际情形下会传递部分荷载,因而也会使结果偏小,在实际使用时候可适当地加大。

3 结 语

采用极限平衡理论、微元分析法等对分离卸荷式板桩码头进行分析,结合其特点,建立了适合前墙墙后、前排桩桩后、后排桩桩后3个主要区域的土压力计算公式,并将计算结果与有限元计算结果进行对比。结果表明,土压力公式计算结果与有限元计算结果规律基本一致,除桩身下部存在一定差异外,其余各部分土压力大小基本相同,研究成果可为分离卸荷式板桩码头的设计和计算提供一定的参考和借鉴。

[1]虞辉,李利军.分离卸荷式板桩码头工作性状的数值分析[J].公路交通科技,2012(2):167-169.

YUHui,LILijun.Numericalanalysis forworking properties of sheet pilewharfwith separated relieving platform[J].Highway and Transportation Research,2012(2):167-169.(in Chinese)

[2]张珂峰,曹亚光,夏正兵.新型卸荷式板桩码头关键施工技术[J].施工技术,2013,42(20):96-98.

ZHANG Kefeng,CAO Yaguang,XIA Zhengbing.Construction of the new unloading type sheet pile wharf[J].Construction Technology,2013,42(20):96-98.(in Chinese)

[3]李利军,杨海霞,范明桥,等.分离卸荷式板桩码头中地下连续墙的性状[J].河海大学学报,2012,40(7):475-478.

LILijun,YANG Haixia,FAN Mingqiao,et al.Behaviors of underground diaphragm wall of sheet pile wharf with separated relieving platform[J].Journal of Hohai University,2012,40(7):475-478.(in Chinese)

[4]虞辉,李利军.分离卸荷式板桩码头工作性状的数值分析[J].公路交通科技,2012(2):167-169.

YU Hui,LI Lijun.Numerical analysis of sheet pile wharf with separated relieving platform[J].Highway and Transportation Research,2012(2):167-169.(in Chinese)

[5]江杰.卸荷式板桩码头的数值模拟分析[J].水运工程,2012(11):31-35.

JIANG Jie.Numerical simulation for sheet-pile wharfwith relieving platform[J].Port and Waterway Engineering,2012(11):31-35.(in Chinese)

[6]周世良,关英俊,古西召,等.整体卸荷式板桩挡土结构三维有限元数值模拟分析[J].水运工程,2012(6):28-36.

ZHOU Shiliang,GUANG Yingjun,GI Xizhao,et al.Three-dimension finite element numerical analysis of sheet-pile retaining structures with rigid load-relieving component[J].Port and Waterway Engineering,2012(6):28-36.(in Chinese)

[7]吴丽华.卸荷式板桩结构性能试验研究[J].水运工程,2013(12):74-79.

WU Lihua.Experimental study on structural performances of unloading sheet piles[J].Port and Waterway Engineering,2013 (12):74-79.(in Chinese)

[8]王湛,刘冰花.双排桩计算方法探讨[J].东北地震研究,2001(2):64-68.

WANG Zhan,LIU Binghua.Research on calculation method for double-piles[J].Northeast Earthquake Research,2001(2):64-68.(in Chinese)

[9]白扬,白世伟,曹俊坚.深基坑双排桩空间协同计算理论及位移反分析[J].土木工程学报,2001(34):79-83.

BAIYang,BAI Shiwei,CAO Junjian.Calculation theory consideration spatial influence and displacement feedback design of double-row piles in deep foundation[J].China Civil Engineering Journal,2001(34):79-83.(in Chinese)

[10]余志成,施文华.深基坑支护设计与施工[M].北京:中国建筑工业出版社,1997.

[11]周翠英,刘祚秋,尚伟,等.门架式双排抗滑桩设计计算新模式[J].岩土力学,2005(26):441-445,449.

ZHOU Cuiying,LIU Zuoqiu,SHANGWei,et al.A new mode for calculation of portal double row anti-sliding piles[J].Rock and Soil Mechanics,2005(26):441-445,449.(in Chinese)

[12]徐芝纶.弹性力学(上册)[M].2版.北京:人民交通出版社,1982.

[13]蒋波.挡土结构土拱效应及土压力理论研究[D].杭州:浙江大学,2005.

(责任编辑:杨 勇)

Study on the Com putation M ethod of Earth Pressures of the Sheet Pile W har f w ith Separated Relieving Platform

WANG Qinfen1, WU Fei1,2, WANG Xiao1, LIAO Yingdi*1
(1.College of Harbor,Coastal and Offshore Engineering,Hohai University,Nanjing 210098,China;2.CCCC-FHDI Engineering Co.,Ltd.,Guangzhou 510230,China)

Sheet pile wharf with separated relieving platform adds a relieving platform supported by piles behind the traditional sheet pile wall.The relieving platform can improve the stress and deformation properties of the sheet pile wall.For this feature and the specified circumstance of soil,this paper uses the limit equilibrium theory,micro-element analysismethod and etc.to establish the suitable calculationmethods of its threemain regions′earth pressures.Taking a 10-ton sheet pile wharfwith separated relieving platform as an example,then establish a finite elementmodel.Finding that FEM results and the formula results have high degree of aligment,so the formula can be used in the sheet pile wharf with separated relieving platform,and it can provide a reference for similar engineering design and structural calculations.

separated relieving platform,sheet pile wharf,earth pressures,FEM

*通信作者:廖迎娣(1977—),女,江苏射阳人,讲师,工学博士。主要从事港口航道工程、河口海岸动力学等研究。Email:liaoyingdi@hhu.edu.cn

U 65

A

1671-7147(2015)03-0350-07

2014-11-30;

2015-01-19。

王琴芬(1991—),女,江苏丹阳人,港口海岸及近海工程专业硕士研究生。