驳岸码头结构失稳机理分析

申中原，虞莹，黄天荣，3*

（1.同济大学地下建筑与工程系，上海 200092；2.中交第三航务工程局有限公司，上海 200032；3.上海国际航运服务中心开发有限公司，上海 200021）

0 引言

由于港口所处的自然条件复杂，其建（构）筑物受风、浪、涌、潮汐及地下水等影响较大，港口的建设与运营面临着诸多风险，相关事故也屡有发生[1]，造成了巨大的生命及财产损失。加强对这些事故的重视，深入分析挖掘事故原因，对指导港口建设、运营及维护均有积极意义。鉴于此，以最近发生的一起驳岸码头失稳事故为例，运用水力学、工程地质及土力学等相关知识，通过水流冲刷计算、工程地质分析及稳定性验算等方法，从船舶活动影响、设计及施工等方面研究了事故发生机理，试图揭示事故发生的真正原因，并以此抛砖引玉，唤起工程界的积极重视，减少乃至杜绝类似事故的发生。

1 事故简介

江苏省南通吉宝船厂位于南通港和天生港之间，东北侧隔沿江路为港闸区东港村，西侧为长江，东南侧为长江港务公司，西北侧为南通江东船务有限责任公司。船厂的沿江建（构）筑物包括船台、滑道、驳岸码头等，其中水平滑道位于斜船台上游，水平船台与斜船台并列布置，斜船台口门上游端距离2号码头下游端约为140 m。2号码头引桥至斜船台口上游之间是一个直立式驳岸码头，驳岸码头在平面上呈“L”形。整个项目建于2012年1月，2013年6月竣工。

2015年1月21日及23日的下午，距驳岸码头30m处有浮吊船进行了螺旋推进器试验。而在23日下午，水平滑道上游及600 t轨道间的系缆柱发生坍塌，随后事故迅速发展，导致了驳岸码头3根锚拉杆断裂，驳岸方向约20m长码头面板出现土方坍塌。事故发生后，船厂方在设计、施工单位的指导与配合下，采取抛砂袋、回填及吹砂等积极施救措施，避免了事态的进一步扩大，但事故造成了厂方巨大的经济损失。

2 场地条件

2.1 码头结构形式

图1为发生事故的驳岸码头结构。该驳岸为典型的板桩码头结构，主要由打入深处的板桩墙与锚碇系统组成。码头板桩墙由φ950@1 100钻孔灌注桩构成，通过锚索的连接，码头前沿与后方锚碇墙形成整体受力，保证了码头结构的整体稳定性。同时，为防止码头前沿水流冲击与渗流破坏，钻孔灌注桩之间设置了φ600@400高压旋喷止水帷幕进行防水，其底标高为-10.70m。

图1 驳岸码头结构图Fig.1 Revetmentwharf structure

需要指出的是，由于码头前沿水位变动，码头前后沿剩余水头差实际上是客观存在的。由图1可见，设计高水位与低水位的中间设置了φ100@2 000排水孔以减轻剩余水压力的影响。同时由于高、低水位相差仅3.330 m，即使是码头前沿位于设计低水位，由于排水孔的作用，码头前后沿最大水位差也仅在1.665 m左右，由于1 m水在土中引起的平均有效应力仅有5 kPa，故剩余水压力的影响实际上是比较小的，为简化起见，后续分析中暂予忽略。

2.2 工程地质条件

由工程地质勘察报告[2]，钻孔ZK9离事故发生地最近，能比较准确地反映该区域真实的地质条件。根据钻孔ZK9的工程地质剖面，得到该区域土层分布如图2所示。

图2 驳岸码头岸坡两侧土层分布Fig.2 Distribution of the soil layerson both sidesof revetmentwharf

3 码头失稳原因

事故发生后，关于事故的原因有多种猜测，包括施工质量、设计图纸及船舶试验的影响等。然而，任何事故的发生都不是某单一因素简单引起的，实际中往往涉及到多个因素。下面结合工程地质、土力学及流体力学知识等进行分析，探讨是否存在渗透破坏、土体变形及结构失稳等事故发生诱因。

3.1 推进器试验影响

港口的建设大大方便了船舶的进出，船舶的活动对港口前沿渗流场、应力场等造成了扰动与影响，但当前并无相应的评估方法。为此，笔者提出一种评估船舶活动对基床泥面影响的方法，即首先利用船舶推进器相关资料计算出对应区域的水流速度，然后利用流速求出水流冲刷深度，进而实现对船舶活动影响进行定量评估。

由于船舶设计中，螺旋推进器转速一般不高，海洋船舶约为100 r/min，且螺旋桨从主机获得的功率约为40%～65%，即螺旋桨推进系数在0.40～0.65之间[3]。根据研究，螺旋推进器转动导致一定距离内的水流速度计算公式[4]如下：

式中：Umax为断面上最大流速，m/s；U0为螺旋桨处水流速，m/s，，其中：n为螺旋桨转速，m/s；kt为螺旋桨推进系数；X为计算断面与螺旋桨盘面间的水平距离，m；DP为螺旋桨直径，m；A，B为常数，当X＞3DP时，A=1.107，B=0.083 5。

根据现场试验情况，将n=1.67 m/s，DP=7.5 m，X=30 m及kt=0.525等相关数据代入式（1），最终求得螺旋推进器引起的最大水流速度约为7.71m/s。

而在一定流速下的水流冲刷深度可按如下公式[5]计算：

式中：hP是冲刷前码头泥面的实际水深，m；v是断面上平均流速，m/s；v允为河床面允许不冲流速，m/s，淤泥质黏土取0.75～1.00[6]，取平均后等于0.875；n为护岸在平面上的形状系数，可取0.25。

由于最大水流速度为7.71 m/s，假设水流速度在某一位置为0，则平均流速v近似等于两者算术平均值，即3.86 m/s，根据实测码头泥面的水深hP为8.617 m，由式（2）计算得冲刷深度约为3.87 m。由于推进器位于水深约3.50 m的位置，则自水面往下的水流冲刷深度为7.37 m，小于码头实际水深8.617m，因此螺旋推进器试验对事故发生地基床的影响应该不大。

由于惯性思维，人们易将力在土体中的传递情况类推至流体。而实际上并非如此，邱大洪院士研究表明[7]，由于流体本身黏性较大，能量在水体中的传递不同于固体，例如水质点的运动只在1/2波长的深度范围内，即2 m高的浪在水深1 m以下几乎是没有能量的。因此，由于推进器距离河床尚有较大深度，同时又是在距岸坡30m处进行试验，尽管推进器试验导致了水流加快，但计算分析表明其影响不大，事故的发生更应该与止水帷幕防渗、驳岸结构稳定及河床冲淤演变等有密切关系。

3.2 土体渗透作用分析

由工程勘察报告[2]得到事故区域内各土层的渗透性指标，汇总后如表1所示。

表1 土体渗透性汇总表Table 1 Summary of soilpermeability

根据《工程地质手册》关于渗透性的划分规定[8]，渗透系数 K=1.16×10-6～1.16×10-5cm/s为微透水，K=1.16×10-5～1.16×10-3cm/s为弱透水，K=1.16×10-3～1.16×10-2cm/s为透水层。因此事故区域土层②1、④分别为微透水与弱透水层，其余土层均为透水层。结合图2可见，在高压旋喷止水帷幕底标高-10.70 m以下，粉砂等透水层形成了贯通的渗流通道，地下水可以便捷进入码头后方区域，码头后方土体易受到地下水升降影响。

由图1，原结构设计的意图是通过码头前沿的②1淤泥质粉质黏土的隔水作用，结合立面的高压旋喷止水帷幕，形成对江侧水的防渗屏障，达到止水及护坡目的。但实际上淤泥质粉质黏土也不能完全隔水。以往观念认为，黏性土存在明显的初始水力梯度，只有水头差达到一定的数值，即临界水力梯度时，黏性土中才能发生渗流。但近来的研究[9]发现，任何饱和土体都存在重力孔隙水，重力水几乎不受土颗粒的引力，只要存在水力梯度，就要参与渗流运动。实际上，由于江侧水位通常高于码头后方，存在明显的水力梯度，这使得水源源不断地通过淤泥质粉质黏土向码头后方渗透。同时，由于码头前沿设计泥面与高压旋喷止水帷幕底标高之差仅为1.5m，这使得渗径长度很短，渗流速度较快，水分子的迁移与渗透变得很容易，高压旋喷止水帷幕作用因此被大大削弱。

综上，尽管设置了高压旋喷止水帷幕，但由于水可以通过淤泥质粉质黏土、下伏粉砂层等渗透至码头后方，高压旋喷止水帷幕的作用不明显，码头后方土体受地下水位升降、迁移等的影响较大，也为地下水对码头堆场地基的潜蚀、流土等提供了可能性。工程设计中不可低估地下水对工程结构的危害，需要高度重视并采取相应的防范措施。

3.3 驳岸结构稳定性验算

由于板桩码头规范[10]没有专门的抗滑、抗倾覆计算，现根据土力学知识对原码头岸坡结构进行抗滑、抗倾覆验算。根据施工记录及事故后现场检测，码头的初始前墙及帷幕设计强度满足设计图纸与相关规范要求，因此可排除墙体及帷幕本身强度导致事故的可能。由工程勘察报告[4]得出各土层的物理力学性能指标，计算水位取正常水位，并实行黏土水土合算及砂土水土分算的原则，依次计算出钻孔灌注桩、高压旋喷止水帷幕两侧的受力情况，如图3所示。

图3 钻孔灌注桩、止水帷幕两侧土压力分布（单位：kPa）Fig.3 Distribution of the soilpressure on both sidesof the bored pile and waterproof curtain（kPa）

对钻孔灌注桩两侧合力分别进行计算，利用被动土压力除以主动土压力得到抗滑移安全系数1.75。而将两个合力分别乘以相应力矩后再相除，得到抗倾覆安全系数为1.11。因此钻孔灌注桩能满足抗滑、抗倾覆稳定性的要求，钻孔灌注桩的结构是安全的，现场查勘也可见钻孔灌注桩并无位移。

然而由图1可见，钻孔灌注桩并没有完全密封，桩与桩之间的150 mm间隙实际上是由高压旋喷止水帷幕进行支护。因此，采用同样方法计算高压旋喷止水帷幕两侧的受力，并分别求得抗滑、抗倾覆安全系数为0.21、0.07。因此在钻孔灌注桩的连接处，高压旋喷止水帷幕的嵌固长度远远未达到结构稳定的要求，该区域在主动土压力的作用下，形成了对止水帷幕的扭矩，影响了止水帷幕结构的安全性及整个码头的稳定性。因此，原钻孔灌注桩连接处的止水帷幕结构存在抗滑、抗倾覆能力的严重不足，这对驳岸结构稳定、防渗透破坏非常不利，也是止水帷幕破坏、地下水潜蚀加剧及码头结构失稳的重要原因。

3.4 事故原因及预防措施

由于流体本身黏性及能量传递形式，推进器试验所产生的流速及冲刷深度并不足以造成河床泥面的直接冲刷，推进器试验对码头前沿基床冲刷作用不明显。而场地以粉砂等透水层为主，导致驳岸码头止水帷幕端部以下透水，地下水渗流带走码头后方填土的细颗粒，形成对后方填土的潜蚀。当地下水的水力梯度大于临界水力梯度时，渗漏管涌等地质灾害将可能产生。随着河流水位反复上下波动，土中的小颗粒不断流失，土体潜蚀越来越明显，造成了码头后方填土的不稳定。同时由于驳岸码头钻孔灌注桩连接处的止水帷幕抗滑、抗倾覆稳定性不足，导致止水帷幕受到弯矩作用易产生破坏，地下水及河水通过止水帷幕将渗透至码头后方，加剧了后方填土的渗透破坏。

综上，该驳岸码头失稳事故实际上是与场地下伏透水层、码头结构稳定性考虑不足有密切关系。码头设计应重视场地的水文地质条件，注重码头结构相关构件、整体稳定性等。基于此，对于类似场地条件的码头设计，可以对河床泥面采取防护措施，如抛石、软排体铺盖或土工膜覆盖等，而在岸坡方向宜增加符合稳定性要求的防渗综合体。

4 结语

通过水力学计算及分析表明，推进器转动导致的水流冲刷深度小于码头前沿水深，现场推进器试验对基床冲刷影响不大；对场地工程地质条件分析表明，下伏透水层渗透作用较强导致止水帷幕作用降低，地下水对码头后方填土有潜蚀作用，工程设计中不可低估地下水对工程结构的危害；而结构稳定性验算表明钻孔灌注桩连接处的高压旋喷止水帷幕抗滑与抗倾覆稳定性严重不足，是止水帷幕破坏、地下水潜蚀加剧及码头结构失稳的重要原因。码头设计应注重结合水文地质条件等，对防渗体、构件及整体稳定性等进行全面考虑。

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