張 強(qiáng) ，熊洪峰 ，2，劉現(xiàn)鵬

（1.交通部天津水運(yùn)工程科學(xué)研究所水工構(gòu)造物檢測(cè)、診斷與加固技術(shù)交通行業(yè)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，天津300456；2.哈爾濱工程大學(xué)船舶工程學(xué)院，哈爾濱150001）

隨著我國(guó)船舶運(yùn)量不斷快速增長(zhǎng)，碼頭的升級(jí)改造成為提高港口吞吐量的重要手段之一。碼頭的升級(jí)改造需重點(diǎn)考慮2個(gè)問(wèn)題：超過(guò)原設(shè)計(jì)船型的船只?？考巴２?；前后承臺(tái)及后方堆場(chǎng)堆載的急劇增加。后者主要使碼頭的豎向荷載增加，而停靠超過(guò)原設(shè)計(jì)船型的船舶需要對(duì)碼頭前沿進(jìn)行浚深，且由于船舶的大型化會(huì)使碼頭結(jié)構(gòu)承受的水平力（撞擊力、系纜力）增加，結(jié)構(gòu)出現(xiàn)受力破壞。根據(jù)天津港近2 a的檢測(cè)［1］發(fā)現(xiàn)，泊位升級(jí)后由于上述原因?qū)е麓蠖鄶?shù)叉樁出現(xiàn)破損斷裂現(xiàn)象，并且有遞增的趨勢(shì)。高樁碼頭的水平承載力主要由叉樁承受，因此亟需對(duì)叉樁進(jìn)行修復(fù)及加固處理。

本文通過(guò)有限單元法［2］建立樁土相互摩擦的高樁碼頭結(jié)構(gòu)，對(duì)其叉樁加固方案進(jìn)行仿真計(jì)算，得到不同加固條件下的受力規(guī)律，由此推薦加固方案和最優(yōu)加固尺寸。

1 工程概況

某高樁碼頭的碼頭面高程為5.8 m，碼頭前沿設(shè)計(jì)泥面高程-10.0 m。該碼頭為高樁梁板式碼頭，排架間距為7 m，承臺(tái)寬度為13.8 m，一對(duì)叉樁三直樁排架，直樁為55 cm×55 cm。叉樁為50 cm×50 cm空心樁，面板厚度為48 cm，叉樁水平轉(zhuǎn)角為22°。

2 模型的建立

2.1 模型的簡(jiǎn)化

在進(jìn)行樁—岸坡體系相互作用及碼頭上部結(jié)構(gòu)的受力分析時(shí)，若取整個(gè)結(jié)構(gòu)段為計(jì)算范圍，計(jì)算量非常大，目前的個(gè)人PC平臺(tái)無(wú)法完成。因此需要在模型中簡(jiǎn)化。若取單排樁基單位寬度為計(jì)算范圍，其計(jì)算量將可以大大減少，李越松［3］通過(guò)建立2個(gè)不同寬度的樁—岸坡體系模型，其中一個(gè)寬度為7.0 m（單列樁基等效寬度）的單樁模型，另一個(gè)為28 m（4排架的長(zhǎng)度）的四樁模型，計(jì)算分析得到不同范圍的模型計(jì)算結(jié)果非常接近，誤差范圍不到1%。所以本工程選取單排架進(jìn)行樁體受力分析。

2.2 幾何模型的建立及網(wǎng)格劃分

本文采用ANSYS有限元軟件建立高樁碼頭與土相互作用的實(shí)體三維數(shù)值模型［4］，全部實(shí)體采用Solid45單元離散［5］，采用面-面接觸單元［6］模擬樁土接觸［7］。有限元模型見圖1，前承臺(tái)有限元模型見圖2。

2.3 最不利工況

根據(jù)《港口工程荷載規(guī)范》（JTJ215-98）［8］并結(jié)合現(xiàn)場(chǎng)觀測(cè)，計(jì)算得到作用于單個(gè)排架下的最大船舶撞擊力為183.2 kN，最大系纜力沿碼頭橫向的分力為-126 kN；根據(jù)資料選取碼頭前沿最大浚深為-11 m，根據(jù)《天津港2009年秋季檢查報(bào)告》［1］測(cè)得的岸坡形式計(jì)算回淤量；后承臺(tái)及后方堆場(chǎng)的最大豎向荷載采用50 kN/m2。劉現(xiàn)鵬等［1］認(rèn)為在工況撞擊力最大（183.2 kN）、豎向荷載最大（50 kN/m2）以及回淤量和浚深最大下，向岸斜樁將承受很大的彎矩而使正截面出現(xiàn)偏心受壓、受拉破壞。故本文采用此最不利工況作為計(jì)算荷載。

2.4 叉樁破損規(guī)律

根據(jù)各不利工況下叉樁樁頂?shù)氖芰η闆r，并結(jié)合鋼筋混凝土等效構(gòu)件對(duì)樁體承載力進(jìn)行驗(yàn)算得到以下規(guī)律：樁體在不利工況下，受力荷載最危險(xiǎn)位置均在樁頂，這與現(xiàn)場(chǎng)檢測(cè)結(jié)果（叉樁斷裂部位均出現(xiàn)在距樁帽底0.5 m范圍以內(nèi)）一致；向岸斜樁在最不利工況下會(huì)出現(xiàn)受拉、受壓破壞，而向海斜樁在最不利工況下不會(huì)出現(xiàn)破損，但在向岸斜樁斷裂后，向海斜樁在最不利工況下會(huì)出現(xiàn)受拉破損，這也體現(xiàn)了向岸斜樁的斷裂數(shù)量明顯大于向海斜樁的現(xiàn)場(chǎng)統(tǒng)計(jì)結(jié)果。

所以向海斜樁只需進(jìn)行修復(fù)處理，而向岸斜樁需立即進(jìn)行加固。

3 叉樁修復(fù)加固方案

劉現(xiàn)鵬等［1］認(rèn)為：影響叉樁破損的最主要原因是水平力（撞擊力及系纜力），其次是后承臺(tái)及后方堆場(chǎng)豎向荷載。所以改善叉樁受力的主要措施可以分為兩大類：減小水平力荷載及減小水平力對(duì)單排架的作用力；減小后承臺(tái)及后方堆場(chǎng)荷載對(duì)樁體的作用。第一類措施的常用方法包括減小靠泊速度法、更換護(hù)舷法、增設(shè)鋼管靠船樁法、補(bǔ)打叉樁法、局部加固法等；第二類措施的常用方法包括增設(shè)地下連續(xù)墻法、增設(shè)替代鋼板樁法以及后方堆場(chǎng)灌注樁形成低樁承臺(tái)結(jié)構(gòu)等。

上述第二類措施改善的是引起叉樁破損的第二因素，其工程造價(jià)很高；減小撞擊力最直接的方法就是減小靠泊速度，由于船舶慣性很大，速度很難控制在較小界定范圍內(nèi)，所以利用此法無(wú)法保證較高的安全概率。綜合考慮水位變動(dòng)區(qū)惡劣的海洋環(huán)境、經(jīng)濟(jì)性、施工可行性和合理性，本文選用局部加固法對(duì)樁體進(jìn)行加固研究。

根據(jù)工程具體特點(diǎn)、預(yù)期加固效果等因素，提出加大樁帽法和局部外包樁體法2種加固方案。本文通過(guò)建立這2種方法的ANSYS有限元模型進(jìn)行數(shù)值計(jì)算，并結(jié)合施工可行性和經(jīng)濟(jì)因素推薦最優(yōu)方案。

3.1 加大樁帽法

加大樁帽法通過(guò)加寬、加大樁帽，包裹樁體破損部位而使其得到修復(fù)，由圖3可知，向岸斜樁樁頂附近的不利彎矩從上到下有減小的趨勢(shì)。加大樁帽法的三維示意圖見圖4。

加大樁帽高度為0.6 m、1 m、2 m、4 m時(shí)，對(duì)向岸斜樁最不利工況下高樁碼頭的受力情況進(jìn)行數(shù)值仿真計(jì)算，處理得到向岸斜樁新樁頂（原樁體與新樁帽底交界面下10 cm處的正截面）的受力情況（表1）；樁體受力坐標(biāo)圖見圖5。

表1 向岸斜樁新樁頂受力Tab.1 Force of new onshore inclined pile

由表1可知：隨著樁帽高度的加大（即新樁頂高程下移），向岸斜樁新樁頂?shù)腗X較未加大樁帽前樁頂（高程12.18 m）的MX有減小的趨勢(shì)；MZ基本上沒(méi)有較大變化；FX呈現(xiàn)出增大趨勢(shì)；FY逐漸減?。▔毫υ絹?lái)越大）；FZ減?。ǔ狈较蛟龃蟀l(fā)展）。叉樁破損是由于在彎矩作用下發(fā)生的受拉受壓破損，雖隨著樁帽的高度加大，F(xiàn)Y逐漸減小，但是其對(duì)正截面應(yīng)力的改變量較小，再加上其彎矩MX、MZ的絕對(duì)值即使加固到4 m都沒(méi)有明顯的減少（較原樁頂少了27 265 N·m，減少了7.9%），可知加大樁帽法對(duì)向岸斜樁的加固并沒(méi)有明顯效果，只能起到修復(fù)作用。

同理得到向海斜樁的加固效果數(shù)據(jù)，通過(guò)分析得到了和向岸斜樁相同的結(jié)論：在一定范圍內(nèi)實(shí)行加大樁帽法加固叉樁，叉樁樁頂?shù)膹澗刂禃?huì)隨著加固體高度的加大而下移（即新樁頂?shù)膹澗嘏c原樁頂彎矩相當(dāng)）。所以加大樁帽法不會(huì)產(chǎn)生加固效果，只對(duì)樁體起到修復(fù)作用。

3.2 局部外包樁體法

通過(guò)對(duì)叉樁樁體受力不利位置的局部外包，能加大其本身的結(jié)構(gòu)抗力，進(jìn)而保證樁體安全。由前面的分析可知：在向岸斜樁未破損的狀態(tài)下，向海斜樁在最不利情況下不會(huì)破損，所以只需對(duì)其破損位置進(jìn)行小范圍的外包即可，可減小工程量。局部外包樁體法的三維示意圖見圖6。其中樁帽寬度及長(zhǎng)度根據(jù)樁體外包寬度進(jìn)行計(jì)算后加大。

3.2.1 外包寬度與樁體受力規(guī)律

為了弄清樁體在外包不同寬度下的受力情況，分別對(duì)向岸斜樁體外包,其寬度分別為0.6 m、0.7 m、0.8 m、0.9 m時(shí)，向海斜樁外包寬度為0.8 m（原樁體寬度均為0.5 m），長(zhǎng)度為0.6 m，向岸斜樁外包長(zhǎng)度為1.0 m時(shí)，在向岸斜樁最不利工況下高樁碼頭的受力情況進(jìn)行數(shù)值仿真計(jì)算，并通過(guò)處理得到向岸斜樁樁頂及外包結(jié)束點(diǎn)的受力情況（表2）。

表2 外包不同寬度下向岸斜樁樁體受力Tab.2 Force of onshore inclined pile under different reinforcement widths

由表2可知：隨著外包寬度的加大，向岸斜樁原樁頂及外包結(jié)束高程處所承受的彎矩絕對(duì)值逐漸增大，樁頂?shù)腇Y有較小的增大趨勢(shì)，樁頂?shù)募羟辛X、FZ呈絕對(duì)值減小趨勢(shì)。外包后樁頂?shù)膹澗丶凹羟辛焕较虬l(fā)展，F(xiàn)Y值變化不大。

同理通過(guò)對(duì)向海斜樁數(shù)據(jù)的分析，得到向岸斜樁外包寬度的加大對(duì)向海斜樁在樁頂位置的受力以及在外包結(jié)束高程位置的受力情況基本沒(méi)有影響。向海斜樁自身外包由0.5 m加大到0.8 m后，其樁頂各受力的絕對(duì)值都在增大（即朝著不利的方向發(fā)展），在外包結(jié)束點(diǎn)承受的彎矩與未外包下樁頂?shù)膹澗叵嘟?，雖剪切力和軸心壓力有一定變化，但變化較小，對(duì)應(yīng)力狀態(tài)影響較小，可以認(rèn)為外包結(jié)束點(diǎn)受力是安全的；樁頂?shù)氖芰﹄m朝著不利方向發(fā)展，但是其外包的截面足以抵抗增加的應(yīng)力狀態(tài)，固認(rèn)為安全。

由上述分析可知：在能保證樁體受力安全的情況下，應(yīng)盡量采用較小的外包寬度來(lái)進(jìn)行加固；由于樁體破損位置不能再承受外力，結(jié)合水工耐久性及鋼筋配置等因素，取外包后樁體寬度為0.8 m。

3.2.2 外包長(zhǎng)度與樁體受力規(guī)律

外包加固后樁體寬度為0.8 m，為了弄清樁體在外包不同長(zhǎng)度下的受力情況，分別對(duì)向岸斜樁樁體外包不同長(zhǎng)度（0.6 m、1.0 m、1.5 m、2.0 m、3.0 m、4.0 m），向海斜樁外包長(zhǎng)度0.6 m下，向海斜樁和向岸斜樁外包寬度均為0.8 m（原樁體寬度均為0.5 m）時(shí)，在向岸斜樁最不利工況下高樁碼頭的受力情況進(jìn)行了數(shù)值仿真計(jì)算，并通過(guò)處理得到向岸斜樁樁體關(guān)鍵部位的受力情況（表3）。

由表3可知：向岸斜樁外包長(zhǎng)度的加大使其樁頂彎矩的絕對(duì)值有增大趨勢(shì)，MZ的增長(zhǎng)速度特別快，當(dāng)加大到4 m時(shí)其增大到了564 816 N·m，但是樁體寬度加大了1.6倍，其受壓區(qū)混凝土抗彎能力提高了4.1倍，所以只要注意受拉區(qū)的配筋，其原樁頂加固區(qū)的受力是能滿足的；向岸斜樁外包長(zhǎng)度的加大，使FX增加，F(xiàn)Z減小，F(xiàn)Y減小且變化較小，所承受的剪力還在安全范圍之內(nèi)。向岸斜樁外包長(zhǎng)度的加大，使向岸斜樁外包結(jié)束點(diǎn)的彎矩有減小的趨勢(shì)（在外包4 m下MX及MZ絕對(duì)值總和減少了154 000 N·m），且其剪切力FX、FZ都在安全范圍內(nèi)變動(dòng)。并且通過(guò)向海斜樁的數(shù)據(jù)分析得到，向岸斜樁外包長(zhǎng)度的變化對(duì)其受力并沒(méi)有產(chǎn)生較大的影響。

由計(jì)算可知，向岸斜樁在高程約為-5.5 m（泥面以下1～2 m范圍以內(nèi)）也會(huì)產(chǎn)生絕對(duì)值較大的MZ和MX值，并且泥面以下的絕對(duì)值最大彎矩位置沒(méi)有隨著樁體加固長(zhǎng)度的改變產(chǎn)生較大的變化，仍基本保持在泥面以下1～2 m范圍以內(nèi)；向岸斜樁外包長(zhǎng)度的加大對(duì)泥面下絕對(duì)值最大彎矩MX的絕對(duì)值有減小的作用；MZ變化趨勢(shì)不明顯，且最大差值小于15 000 N·m；當(dāng)樁體在土體高程-12 m以下時(shí)，其彎矩基本不受外包長(zhǎng)度的影響。

表3 外包不同長(zhǎng)度下向岸斜樁樁體受力Tab.3 Force of onshore inclined pile under different reinforcement lengths

樁體外包后，由以上的彎矩、剪切力及軸力可知：加固區(qū)域的最不利位置在樁頂，外包長(zhǎng)度在一定范圍內(nèi)加大，雖然加大了樁頂?shù)氖芰顟B(tài)，但是樁頂經(jīng)過(guò)外包后，邊長(zhǎng)加大，截面抗力增大，且能夠根據(jù)配筋來(lái)增大抵抗力，故可認(rèn)為安全。

為保證樁體的安全，還應(yīng)考慮樁體未加固區(qū)域的最不利受力位置（外包結(jié)束點(diǎn)和泥面以下彎矩絕對(duì)值最大點(diǎn)）。由前面分析可知，向海斜樁在向岸斜樁完好情況下，不會(huì)發(fā)生樁頂破損，并且向岸斜樁的外包加固對(duì)其影響較小，所以只需將已破損的向海斜樁外包0.6 m。隨著外包長(zhǎng)度的加大，向岸斜樁外包結(jié)束點(diǎn)的受力朝有利方向發(fā)展，當(dāng)外包到4 m時(shí)，MX及MZ絕對(duì)值總和減少了近154 000 N·m（MX減少51 000 N·m，MZ減少103 000 N·m），但是另外的一個(gè)薄弱位置（泥面下的彎矩絕對(duì)值最大點(diǎn)），雖隨著外包長(zhǎng)度的加大,該點(diǎn)彎矩MX的絕對(duì)值有減小趨勢(shì)，但主導(dǎo)彎矩是MZ，其變化幅度較小，并且該點(diǎn)MX絕對(duì)值的減小量也小于樁頂；所以外包的長(zhǎng)度應(yīng)根據(jù)泥面下的絕對(duì)值最大的彎矩的絕對(duì)值總和與外包結(jié)束點(diǎn)的彎矩絕對(duì)值總和大致一致來(lái)選取。

通過(guò)計(jì)算得到，當(dāng)向岸斜樁加固到3.9 m時(shí)，向岸斜樁外包結(jié)束點(diǎn)MX為-58 323 N·m，MZ為154 233 N·m；泥面下最不利位置MX為63 917 N·m，MZ為-151 864 N·m，絕對(duì)值總和相差3 222 N·m，故推薦向海斜樁外包長(zhǎng)度0.6 m，向岸斜樁外包長(zhǎng)度為3.9 m，外包寬度均為0.8 m，在此加固下，樁體彎矩受力改善了38%。根據(jù)計(jì)算得到的彎矩及剪力，對(duì)加固體配筋。

3.2.3 外包加固樁體后承載力驗(yàn)算

通過(guò)對(duì)向岸斜樁在加固長(zhǎng)度為3.9 m，寬度為0.8 m下的受力進(jìn)行承載力驗(yàn)算，發(fā)現(xiàn)其受力仍超過(guò)樁體的極限承載力；所以雖運(yùn)用本方法使其最不利受力降低了38%，對(duì)樁體有一定的加固作用，但本工程所承受的作用力過(guò)大，還需采用其他輔助方法，如減小后方堆場(chǎng)荷載或采取科學(xué)的管理方法適當(dāng)?shù)臏p小船舶撞擊力等。

4 結(jié)論

以某高樁碼頭為例，利用ANSYS有限元軟件，建立了高樁碼頭結(jié)構(gòu)與土相互作用的數(shù)值計(jì)算模型；重點(diǎn)分析了在不同加固方法下，高樁碼頭叉樁的受力變化規(guī)律，并得出以下結(jié)論：

（1）碼頭泊位升級(jí)后，在新荷載條件下，向岸斜樁會(huì)出現(xiàn)斷裂破損；而當(dāng)向岸斜樁完好時(shí)，向海斜樁不會(huì)破損，當(dāng)向岸斜樁破損后，在最不利工況下，向海斜樁才會(huì)出現(xiàn)大偏心受壓破壞。所以為保證碼頭安全作業(yè)，需對(duì)向岸斜樁進(jìn)行加固，破損的向海斜樁只需進(jìn)行修復(fù)，完好的向海斜樁不需處理。

（2）加大樁帽法對(duì)樁體的不利受力狀況基本上沒(méi)有改善，故其對(duì)樁體僅有修復(fù)的作用。

（3）局部外包樁體法對(duì)樁體有一定的加固作用，當(dāng)加固后樁體寬度為0.8 m，向岸斜樁加固體長(zhǎng)度為3.9 m時(shí)，為最優(yōu)外包加固，在此加固下向岸斜樁最不利彎矩總和降低了38%，但是計(jì)算結(jié)果表明仍不能滿足本工程需求，需借助一些輔助措施來(lái)保證碼頭的安全作業(yè)。

故推薦局部外包樁體法為本工程修復(fù)加固方案，并借助相應(yīng)的輔助措施來(lái)保證碼頭的安全作業(yè)。

［1］劉現(xiàn)鵬，張強(qiáng).天津港碼頭設(shè)施2009年秋季調(diào)查報(bào)告［R］.天津：天津港務(wù)局，2009.

［2］廖雄華，張克緒.天津港高樁碼頭樁基—岸坡土體相互作用的數(shù)值分析［J］.水利學(xué)報(bào)，2002（4）：81-87.LIAO X H，ZHANG K X.Numerical analysis of pile-soil interaction in long-piled wharf of Tianjin Port［J］.Journal of Hydraulic Engineering，2002（4）：81-87.

［3］李越松.軟土岸坡變形對(duì)高樁碼頭的影響研究［D］.長(zhǎng)沙：長(zhǎng)沙理工大學(xué)，2009.

［4］江見鯨，陸新征，葉列平.混凝土結(jié)構(gòu)有限元分析［M］.北京：清華大學(xué)出版社，2005.

［5］孔丹丹，趙穎華，王萍.仿真計(jì)算中鋼筋混凝土材料的等效模量［J］.沈陽(yáng)建筑工程學(xué)院學(xué)報(bào)：自然科學(xué)版，2003（3）：165-168.KONG D D，ZHAO Y H，WANG P.Equivalent moduli of reinforced concrete in simulating analysis［J］.Journal of Shenyang Architectural and Civil Engineering Institute：Natural Science Edition，2003（3）：165-168.

［6］甘立剛，李碧雄，吳體，等.樁土接觸數(shù)值模擬試驗(yàn)［J］.四川建筑科學(xué)研究，2009（2）：131-134.

［7］許宏發(fā)，吳華杰，郭少平，等.樁土接觸面單元參數(shù)分析［J］.探礦工程，2002（5）：10-12.XU H F，WU H J，GUO S P，et al.Study on the Parameters of Pile Soil Contact Surface Element［J］.Exploration Engineering，2002（5）：10-12.

［8］JTJ215-98，港口工程荷載規(guī)范［S］.