高桩码头岸坡变形加固技术研究及方案优化

李越松，焉 振，张 强

(交通运输部天津水运工程科学研究所 港口水工建筑技术国家工程实验室 水工构造物检测、诊断与加固技术交通行业重点实验室,天津 300456)

高桩码头由桩基、高桩承台以及接岸结构等组成，通过桩基的摩阻力以及嵌固作用维持高桩承台的稳定，利用接岸结构连接高桩承台和陆域堆场并兼做挡土结构，在我国渤海湾沿岸、长江口、闽江口、珠江口等软土地基上应用广泛。后方堆场荷载作用下，软土岸坡极容易发生变形及失稳，造成码头后方承台以及后排桩基损坏，对码头结构的正常使用和服役周期造成严重威胁[1]。近年来由于岸坡变形以及失稳导致的桩台变形、桩基开裂、桩台倒塌等时有发生[2-3]，如华南某港的高桩框架码头在竣工后由于码头岸坡变形导致桩基持续前移达20 a之久[4]；华东某港的高桩梁板码头发生直桩和斜桩开裂或断裂，以及前后桩台间横梁开裂；连云港某高桩梁板式引桥码头发生岸坡失稳，坡脚棱体向北移动3 m，直接导致倾斜桩挤断；天津港多个突堤码头与顺岸码头由于接岸结构下的岸坡变形导致转角处后承台横梁与桩基间出现了明显的错位[5-6]，最大错位达15 cm，且呈逐年增大的趋势。以上破坏事例说明，高桩码头的岸坡变形防治及加固技术仍然存在亟需解决的问题。

生产和实践表明，通过外加结构物对软土层的水平变形进行阻挡是减小码头结构损害的有效途径[7]。由于已建码头不适合打设预制桩墙等，通过现场施工的CDM法[8](深层水泥搅拌法)施打灌注桩、墙等是新的解决思路。针对软土地区高桩码头的岸坡变形问题，本文提出MCDM挡土墙、CDM格构式挡土墙、钻孔灌注挡土桩三种加固方案。MCDM挡土墙是将CDM体做成m型断面的地下连续墙，采用拱结构受压性能强的特点，减小甚至避免CDM体的拉应力产生。如图1所示，用“m”上缘的拱形墙挡土，用竖墙做支撑，把来自挡土墙的压力向外扩散。如图2所示，CDM格构式挡土墙是将CDM体做成格构式地下连续墙，减小土体水平位移并增大岸坡承载力。钻孔灌注挡土桩是在承台后方施打钻孔灌注桩，通过桩身的刚度阻挡后方土体向前的位移，如图3所示。针对三种方案的加固效果，本文采用有限元模型分别进行模拟计算，通过对比分析三种加固方案下码头基桩的桩身水平位移、桩身应力以及土体水平位移、沉降等，研究确立最优化加固方案。

1-a MCDM挡土墙断面图 1-b MCDM挡土墙平面图图1 MCDM挡土墙结构型式图Fig.1 MCDM retaining wall

2-a CDM格构式挡土墙断面图 2-b CDM格构式挡土墙平面图图2 CDM格构式挡土墙结构型式图Fig.2 CDM lattice type retaining wall

3-a 钻孔灌注挡土桩 3-b 钻孔灌注挡土桩图3 钻孔灌注挡土桩结构型式图Fig.3 Cast-in-situ bored retaining piles

1 工程概况及有限元模型

1.1 工程概况

1.1.1 高桩码头结构方案

图4 码头断面图Fig.4 Wharf section diagram

高桩码头的结构方案选取天津港25～26段码头。码头从南至北前沿线总长451.94 m(不包括过渡段部分6.406 m)，后沿线总长395.94 m，宽40.85 m。25～26泊位与27泊位连接段包括三突堤根部(长45.5 m，宽40.8 m，7个桩基排架)和四港池顺岸西头(前沿线长40 m，宽48.3 m，11个桩基排架)两部分。25～26段码头前方承台采用连续梁板式高桩承台结构，后方承台采用简支梁板式高桩承台结构。码头断面图见图4。

1.1.2 荷载条件

后方堆场承受均布堆载60 kPa。

表1土体材料参数
Tab.1 Soil parameters

编号名称弹性模量(MPa)泊松比密度(kg/m3)粘聚力(kPa)内摩擦角(°)Soil-1粉质粘土580.2520002120Soil-2粘土230.2619202818Soil-3淤泥质粘土210.318302717Soil-4淤泥质粘土150.317802616Soil-4-s淤泥质粘土(加固)250.2518002622Soil-5淤泥130.317603010Rock抛石300.232000——Filling回填土200.261600——

1.1.3 结构及土体参数

桩基及面板为混凝土材料，根据实测资料，其弹性模量为2.55×104MPa，泊松比为0.167，密度为2.5×103kg/m3。CDM体的弹性模量取1 000 MPa，泊松比0.3，重度取浮容重10 kN/m3。

土体及回填土等材料参数见表1。

1.2 有限元模型

1.2.1 有限元整体模型

有限元整体网格划分如图5所示。模型的底面土体施加X、Y、Z三个方向位移的约束，码头前方和后方断面施加X方向的水平位移约束，在沿码头沿线方向的两个断面施加Z方向的水平位移约束。

图5 有限元网格划分Fig.5 Finite element meshes

1.2.2 接触设置

考虑到本模型计算的主要目的为分析蠕变对桩基码头的影响，因此对码头结构、CDM体与土体相互之间的作用不做特别的考虑，假定桩土之间的无相对位移，将桩土之间的接触面设置为绑定约束(*TIE)。

1.2.3 本构模型

有限元模型在计算时考虑土体的弹塑性和蠕变特性，其中弹塑性模型选用Drucker-Prager屈服准则，屈服方程为

F=q-ptanβ-d=0

蠕变计算采用Singh-Mitchell蠕变模型，其蠕变法则定义为

式中：β为屈服轨迹在p-q平面上的倾角，即材料的摩擦角；d为材料的粘聚力；A表示单位时间剪应力为0时的应变速率；m值介于0.75～1之间，很少有大于1的情况；t1为单位时间；α为应变速率对数与剪应力关系图中线性段的斜率。需要确定的参数为A、α、m。

1.2.4 分析步设置

(1)采用GEOSTATIC分析步进行地应力平衡；

(2)施加码头后方堆载，进行弹塑性蠕变分析，计算期为365 d。

2 不同加固方案的受力及变形分析

2.1 加固前码头受力及变形分析

为了对加固效果进行评估，首先计算出未采取加固措施情况下的岸坡变形及桩基内力，计算结果如图6所示。加固前岸坡中土体水平最大位移发生于抛石棱体的下方区域，最大值为79.5 mm。桩身水平位移略小于土体水平位移，最大为77.8 mm，处于土体水平位移最大区域，在桩长的中部。沉降位移主要发生于后方堆场区域，最大值达111 mm。桩身的最大压应力为-25.1 MPa，最大拉应力为0.86 MPa，均发生于最后排桩。

2.2 MCDM挡土墙加固后码头受力及变形分析

如图7所示经过m型挡土墙加固后的岸坡中土体水平位移最大值仍然在抛石棱体的下方区域，但其所处的深度加大，基本处于加固体的底部区域，最大值为66.9 mm。桩身水平位移略小于土体水平位移，最大为62.2 mm，处于土体水平位移最大区域，在桩长的中下部。沉降位移主要发生于后方堆场区域，最大值为104 mm。加固体的最大拉、压应力分别为0.29 MPa和-0.99 MPa，处于加固体强度范围之内。加固体的大部分为压应力，拉应力仅存在于边角等应力集中的少数区域。

6-a 总水平位移 6-b 桩水平位移 6-c 桩身第一主应力 6-d 桩身第三主应力

图6 加固前码头受力及变形图
Fig.6 Force and displacement of high-piled wharf before reinforcement

7-a 总水平位移 7-b 桩水平位移 7-c 桩身第一主应力

7-d 桩身第三主应力 7-e M型加固体第一主应力 7-f M型加固体第三主应力

图7 MCDM挡土墙加固后码头受力及变形图
Fig.7 Force and displacement of high-piled wharf after reinforcement of MCDM

2.3 CDM格构墙加固后码头受力及变形分析

格构墙材料采用CDM加固体材料进行模拟，计算结果如图8所示。经过格构墙加固后的岸坡中土体水平位移区域比加固前下移，仍然在抛石棱体的下方区域，最大值为67.8 mm。桩身水平位移略小于土体水平位移，最大为64.7 mm，处于土体水平位移最大区域，在桩长的中下部。沉降位移主要发生于后方堆场区域，最大值达106 mm。格构墙体的最大拉、压应力分别为0.38 MPa和-1.03 MPa，在加固体强度范围之内。

8-a 总水平位移 8-b 桩水平位移 8-c 桩身第一主应力

8-d 桩身第三主应力 8-e CDM格构体第一主应力 8-f CDM格构体第三主应力

图8 CDM格构墙加固后码头受力及变形图
Fig.8 Force and displacement of high-piled wharf after reinforcement of CDM lattice type retaining wall

2.4 灌注挡土桩加固后码头受力及变形分析

挡土桩材料按钻孔灌注混凝土桩进行模拟，计算结果如图9所示。经过挡土桩加固后的岸坡中土体水平位移最大值与m型挡土墙加固后所处的区域非常接近，最大值为76 mm。桩身水平位移小于土体水平位移，最大为72.6 mm，处于土体水平位移最大区域，在桩长的中部。沉降位移主要发生于后方堆场区域，最大值达110 mm。挡土桩体的最大拉、压应力分别为19.2 MPa和-21.4 MPa，超出加固体强度范围之外。

9-a 总水平位移 9-b 桩水平位移 9-c 桩身第一主应力

9-d 桩身第三主应力 9-e 挡土桩第一主应力 9-f 挡土桩第三主应力

图9 挡土桩加固后码头受力及变形图Fig.9 Force and displacement of high-piled wharf after reinforcement of cast-in-situ bored retaining piles

3 加固效果对比分析及方案确定

如表2所示，提取加固前以及三种加固方案加固后的土体水平位移、土体沉降、桩身水平位移、桩应力、加固体应力的最大值，对各种方案的加固效果进行比较分析。

由表2可以看出，对码头桩体水平位移减小幅度最明显的为MCDM方案，桩体水平位移由77.8 mm降到62.2 mm，降幅约20%。格构式CDM挡土墙加固后的桩体水平位移为64.7 mm，土体水平位移为67.8 mm，略大于MCDM方案。虽然格构式挡土墙与MCDM挡土墙在减小基桩位移方面效果较为接近，但格构墙体应力大于MCDM体应力，说明MCDM体受力性能更好。挡土桩方案加固后桩体和土体的水平位移并未减小，反而略有增大，这种方案最不理想。因此，从加固后基桩以及土体变形控制、加固体受力角度，确定MCDM挡土墙为三种加固方案的最优化方案。

4 MCDM挡土墙方案的施工可行性及经济性分析

4.1 MCDM挡土墙方案的施工可行性

码头使用期进行加固为陆上施工，相对方便，但是需要清除原接岸结构的抛石棱体后才能施工。加固施工时应特别注意合理安排施工顺序，控制施工速度，加强码头结构及岸坡变形的监测，以防施工对原有码头结构和岸坡造成不良影响。

(4) 开挖掌子面在各种荷载的作用下，认为土体受到扰动后的剪切模量和体积模量皆有所下降，所以选取掌子面方向一定长度的土体作为卸荷单元，认为卸荷单元在刀盘的扰动下弹性模量有所降低，变为原来的1/2[6]。

4.2 MCDM挡土墙方案经济性分析

按照MCDM加固方案计算，纵向每延米需要加固体108 m3，参考相关资料，目前市场上深层搅拌桩的定额基本价为165 元/m3，这样每延米造价约为1.8万元，再加上挡土墙上方的抛石棱体挡土墙，造价不高。MCDM挡土墙接岸结构能有效地减弱岸坡变形，增加岸坡的稳定性，从而可以减小码头承台的宽度，大量节约投资。

4.3 方案确定

因此，MCDM挡土墙能够较好地控制加固后基桩以及土体变形，加固体以受压应力为主、具有较好的受力性能，同时具备施工可行性及经济性，建议实际工程中采用MCDM挡土墙作为码头岸坡加固方案。

5 结语

针对软土地区高桩码头的岸坡变形问题，提出MCDM挡土墙、CDM格构式挡土墙、钻孔灌注挡土桩三种加固方案。以有限元软件ABAQUS为分析平台，建立高桩码头与土相互作用的三维弹塑性蠕变有限元模型，对比分析蠕变影响下三种加固方案的码头基桩桩身水平位移、桩身应力以及土体水平位移、沉降等，研究确立最优化方案，并进行论证。得到以下结论：

(1)通过对比分析，MCDM挡土墙以及CDM格构式挡土墙在码头基桩桩身水平位移、土体水平位移、沉降等控制方面效果较为显著；格构墙体应力大于MCDM体应力，说明MCDM体受力性能更好。因此，从加固后基桩以及土体变形控制、加固体受力角度，确定MCDM挡土墙为三种加固方案中的最优化方案。

(2)MCDM挡土墙为陆上施工，相对方便，具有施工可行性；且MCDM体的造价不高，经济性强，能够节约投资。

(3)建议实际工程中采用MCDM挡土墙作为码头岸坡加固方案。

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