不同嵌固深度码头单锚板桩受力变形分析

杨琴琴，刘华峥

（烟台仲伯企业管理咨询有限公司，山东 烟台 264000）

板桩码头作为三大码头结构形式之一，除特别坚硬或软弱的地基外，在黏土、粉质黏土、砂土、碎石土和强风化岩等地基，板桩码头均可适用[1]。板桩码头通常由前墙、拉杆和锚碇结构三大部分组成，其中，前墙直接承受墙前后土压力、船舶荷载及工艺荷载作用，它的稳定与否直接决定整个码头结构的安全[2-4]。前墙可采用钢板桩、地下连续墙、钢筋混凝土板桩等，其中，钢板桩、钢筋混凝土板桩可采用柴油锤、振动锤等设备进行沉桩，施工速度较快[5]。

钢筋混凝土板桩由于起重能力限制，断面尺寸、抗弯能力一般较小，主要用于中小型码头。钢板桩和地下连续墙抗弯能力较强，一般用于大型码头，钢板桩在大型码头应用较多，沉桩设备常规、沉桩速度快；地下连续墙早期用于基坑等工程的围护墙，需要专门的成槽设备及施工队伍，近些年在唐山等地区码头进行了实际应用，现浇钢筋混凝土工程量大，制作钢筋笼长达40 m，施工速度较慢，但其优点是受结构自身限制，对于较硬岩石地层，钢板桩、钢筋混凝土板桩均无法进行沉桩，而地下连续墙可采用双轮铣将较硬岩石破碎、成槽[6-8]。

相对其他码头结构型式，板桩码头对地基变化更敏感，施工工艺受基岩影响更大，相关理论研究及工程实例很少[9]。目前，有关较硬岩石为持力层的水运码头地下连续墙的工程实例较少，板桩码头规范对涉及地下连续墙基岩段的嵌固计算未做明确说明，计算参数未给出建议值。因此，研究结合实际工程案例，对复杂地质条件下的不同嵌固深度单锚地下连续墙板桩码头参数选取及计算方法进行分析研究。

1 工程概况

某水运码头工程位于苏北鲁南交界处，绣针河西侧岸线，距入海口约2 km。新建3 个散货泊位和3个件杂货泊位。河流上游设有橡胶坝，工程区水位受潮汐影响明显。场地上覆土层依次为素填土、中砂、淤泥质黏土、黏土、粗砾砂，下伏基岩为强风化花岗岩、中风化花岗岩。码头结构方案采用地下连续墙板桩结构，由前墙、钢拉杆、胸墙、锚定墙等组成[10]。前墙为1.0 m厚现浇钢筋混凝土地下连续墙，墙底高程为-14.0 m，入中风化岩不小于1.2 m，地下连续墙墙顶设置1 道钢拉杆（高程为-2.80 m）。

2 计算方法及计算参数的确定

2.1 计算方法的确定

目前，单锚地下连续墙板桩结构计算方法主要有弹性线法、自由支承法及竖向弹性地基梁法。弹性线法主要用于单锚板桩的弹性嵌固状态，内力计算不考虑板桩刚度，对刚度较大的地连墙计算不准确；自由支承法用于单锚板桩底端为自由支承状态；竖向弹性地基梁法适用于板桩不同刚度、不同支承条件和边界条件的情况。故单锚板桩一般采用竖向弹性地基梁法（即m 法）进行计算。单锚板桩结构在土中的工作状态建议尽量达到底端弹性嵌固状态，这种状态板桩稳定性好，入土部分位移小，板桩断面小，此外，与桩基规范相比，板桩规范未规定墙底入岩深度建议。因此，研究设置了4 种不同的嵌固工况，分别是工况A：地下连续墙嵌入中风化岩1.2 m（墙底高程为-14.50）；工况B：地下连续墙嵌入中风化岩0.5 m（墙底高程为-10.56）；工况C：地下连续墙嵌入至强风化岩底部（墙底高程为-10.06）；工况D：地下连续墙嵌入至粗砾砂层底部（墙底高程为-7.31）。

2.2 计算参数的确定

m 法计算结果的精确程度取决于m 值的选取，场区的地层较为复杂，存在黏性土、砂土和基岩，对于m 值的确定需考虑各个岩土层的物理力学性质。对于正常固结土、粒状土，同一种土层中m 法的地基水平抗力系数与入土深度呈线性增长关系，线性比例系数即为m值。如果板桩泥面处位移大于10 mm，m 值应折减，具体取值需结合实际土质、板桩变形及工程经验。规范仅提供了正常固结土、粒状土（黏土、砂土、碎石土）对应的m 取值范围，对于风化岩这种块状岩土的m 值规范未进行明确说明。综合考虑场区的物理力学性质，结合室内试验，场区工程岩土层参数指标如表1所示。从表1 中可以看出，各个土层的厚度分布总体均匀，厚度较大的地层主要为（1）素填土层和（5）粗砾砂层，抗剪强度较低的地层主要为（1）素填土层、（3）淤泥质黏土层和（4）黏土层。

表1 各土层参数计算取值

强风化岩、中风化岩的岩石地基抗力系数（即K值）参照《公路桥涵地基与基础设计规范》的岩石地基抗力系数[11]。由于研究项目中，中风化花岗岩饱和单轴抗压强度为41.4 MPa，板桩参数对应桩基参数进行调整，强风化岩的岩石地基抗力系数取100 000 kN/m3、地基承载力取1 000 kPa，中风化岩的岩石地基抗力系数取2 000 000 kN/m3、地基承载力取25 000 kPa。

3 计算结果分析

由于工程区岩面起伏较大，研究采用典型地质断面对4 种不同工况进行计算，计算时假设前墙底高程、码头设计水深不变，工况A ～工况D的前墙弯矩分布计算结果如图1~图4。从图1～图4中可以看出，不同嵌固深度的地下连续墙板桩弯矩图具有相同的变化规律，均呈现“S”型的分布，在河床底部附近（高程-7.20 m）出现反弯，在嵌固段和非嵌固段均存在明显的弯矩峰值。其中，工况A 条件下，地下连续墙板桩非嵌固端的弯矩峰值为1 170.90 kN·m，嵌固端的弯矩峰值为-2 459.25 kN·m；在工况B 条件下，地下连续墙板桩非嵌固端的弯矩峰值为1 195.59 kN·m，嵌固端的弯矩峰值为-2 280.35 kN·m；在工况C 条件下，地下连续墙板桩非嵌固端的弯矩峰值为1 280.71 kN·m，嵌固端的弯矩峰值为-1 985.45 kN·m；在工况D 条件下，地下连续墙板桩非嵌固端的弯矩峰值为1 758.22 kN·m，嵌固端的弯矩峰值为-1 088.50 kN·m。

图1 工况A 单锚地下连续墙板桩前墙弯矩图

图2 工况B 单锚地下连续墙板桩前墙弯矩图

图3 工况C 单锚地下连续墙板桩前墙弯矩图

图4 工况D 单锚地下连续墙板桩前墙弯矩图

对工况A ～工况D 的“踢脚”稳定性系数、地下连续墙最大弯矩设计值、最大剪力设计值、地下连续墙最大位移、地基反力和拉杆拉力设计值进行统计，结果如表2所示。从表2可以看出，从工况A 至工况D，随着地下连续墙板桩嵌固深度的不断减小，其“踢脚”稳定性系数不断减小，当地下连续墙墙底未入岩时（工况D），其“踢脚”稳定性系数小于1.0，处于不稳定状态，而对比工况C 和工况D，当地下连续墙增加0.5 m 进入中风化花岗岩，地下连续墙“踢脚”稳定性系数从1.12 增加至1.64，增加幅度达到46%；从工况A 至工况D，随着地下连续墙板桩嵌固深度的不断减小，地下连续墙的最大剪力设计值呈现不断减小的趋势，最大位移则相反，表现为逐步增加的趋势；地下连续墙板桩随着嵌固深度的不断减小，地基反力迅速下降，从工况A 的2 511.04 kPa，下降到工况D 的471.32 kPa，下降幅度达到81%；钢拉杆拉力设计值随着嵌固深度的不断减小而不断增加，这是因为地下连续墙的深度减小，逐步将土压力传递给钢拉杆所致。

表2 单锚地下连续墙板桩结构方案计算结果对比表

经表2 中各计算参数的对比可得，上覆土层较厚时，工况D 未入风化岩计算结果类似常规板桩码头，墙前正弯矩大于墙后负弯矩，板桩入土段长度需大于泥面以上桩段长度才能满足踢脚稳定要求。上覆土层较薄时，前墙进入风化岩对减小变形及拉杆拉力、踢脚稳定有利；进入风化岩后，墙受约束作用逐渐变大，墙后负弯矩、端部地基反力变大，出现墙后负弯矩大于墙前正弯矩的现象。

4 结语

相对其他码头结构形式，板桩码头对地基变化更敏感，施工工艺受基岩影响更大，相关理论研究及工程实例很少。研究以某水运码头工程单锚板桩设计为例，针对场区土层及岩层分布不均匀、变化无规律，地下连续墙嵌固深度受地层起伏变化影响的情况，运用数值计算的方法，设置了4 种不同的嵌固深度工况，研究单锚地下连续墙板桩的受力和变形变化规律，得到如下结论：

（1）不同嵌固深度的地下连续墙板桩弯矩图具有相同的变化规律，均呈现“S”型的分布，在河床底部附近出现反弯，在嵌固段和非嵌固段均存在明显的弯矩峰值。

（2）进入风化岩后，地下连续墙板桩受约束作用逐渐变大，墙后负弯矩、端部地基反力变大，出现墙后负弯矩大于墙前正弯矩的现象。

（3）从工况A 至工况D，随着地下连续墙板桩嵌固深度的不断减小，其“踢脚”稳定性系数、最大剪力设计值、地基反力呈现不断减小的趋势，地下连续墙最大位移、钢拉杆拉力设计值则相反，表现为逐步增加的趋势。综合比较，地下连续墙板方案采用工况C。