王琴芬, 巫飛,2, 汪嘯, 廖迎娣*

(1.河海大學(xué)港口海岸與近海工程學(xué)院,江蘇南京210098;2.中交第四航務(wù)工程勘察設(shè)計(jì)院有限公司,廣東廣州510230)

分離卸荷式板樁碼頭土壓力計(jì)算方法

王琴芬1, 巫飛1,2, 汪嘯1, 廖迎娣*1

(1.河海大學(xué)港口海岸與近海工程學(xué)院,江蘇南京210098;2.中交第四航務(wù)工程勘察設(shè)計(jì)院有限公司,廣東廣州510230)

分離卸荷式板樁碼頭在傳統(tǒng)板樁碼頭后方增設(shè)樁基卸荷承臺(tái),從而有效地改善了前墻受力變形特性。針對(duì)分離卸荷式板樁碼頭的特點(diǎn)和土體的具體情況,利用極限平衡理論、微元分析法等建立分離卸荷式板樁碼頭前墻土壓力、前排樁樁后土壓力以及后排樁樁后土壓力的計(jì)算公式。以某港區(qū)10萬(wàn)t級(jí)分離卸荷式板樁碼頭為例,建立有限元模型,將土壓力公式結(jié)果與數(shù)值模擬結(jié)果進(jìn)行對(duì)比分析。結(jié)果表明兩者吻合度較高,提出的土壓力計(jì)算公式可用,并可為類(lèi)似工程設(shè)計(jì)和結(jié)構(gòu)計(jì)算提供一定參考。

分離卸荷式;板樁碼頭;土壓力;有限元

隨著我國(guó)港口事業(yè)的發(fā)展,板樁碼頭走向深水化、大型化,分離卸荷式板樁碼頭結(jié)構(gòu)型式的出現(xiàn)更為此創(chuàng)造了契機(jī)。然而,由于這種板樁碼頭結(jié)構(gòu)型式中基樁、前墻和土體之間較為復(fù)雜的相互作用,目前我國(guó)工程界對(duì)這種結(jié)構(gòu)的受力特性缺乏足夠了解,尚未形成較為成熟的計(jì)算理論和方法[1],尤其是其中土壓力計(jì)算的理論和方法。而正確估算土壓力對(duì)保證其體系的安全、維護(hù)結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定性以及達(dá)到結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的合理和經(jīng)濟(jì)都是至關(guān)重要的。張珂峰[2]等對(duì)新型卸荷式板樁碼頭的施工工藝進(jìn)行了詳細(xì)闡述,提出在施工過(guò)程中的關(guān)鍵質(zhì)量點(diǎn)等,但未涉及結(jié)構(gòu)物與土的作用。李利軍[3]、虞輝[4]、江杰[5]、周世良[6]等對(duì)分離卸荷式板樁碼頭的工作性狀進(jìn)行研究,而對(duì)土與碼頭的作用研究甚少。吳麗華[7]對(duì)卸荷式板樁結(jié)構(gòu)性能試驗(yàn)進(jìn)行研究,得出近似土壓力分布,但對(duì)土壓力的計(jì)算方法并未提及。

極限平衡法是工程實(shí)踐中計(jì)算土壓力使用最為廣泛的一種方法。主要是通過(guò)不穩(wěn)定土體的靜力平衡,要求土體變形達(dá)到極限狀態(tài)的臨界條件,但未考慮土體本身的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系和實(shí)際的工作狀態(tài),因此僅用極限平衡法求出的土壓力是不夠的。

文中采用極限平衡理論、微元分析法,并綜合現(xiàn)有板樁碼頭相關(guān)規(guī)范及門(mén)架式雙排抗滑樁研究成果對(duì)分離卸荷式板樁碼頭進(jìn)行分析,結(jié)合其自身特點(diǎn),對(duì)其主要部位土壓力計(jì)算方法進(jìn)行研究,尋求建立適合其計(jì)算的土壓力計(jì)算公式,并將公式計(jì)算結(jié)果與有限元計(jì)算結(jié)果進(jìn)行對(duì)比以驗(yàn)證其合理性。

1 土壓力計(jì)算模型

參考南京水利科學(xué)研究院離心試驗(yàn)?zāi)Ｐ?根據(jù)Fuglsang&Oveson物理量相似關(guān)系,得到分離卸荷式板樁碼頭實(shí)際布置,通過(guò)對(duì)其進(jìn)行合理的簡(jiǎn)化和假定,建立有限元模型如圖1所示。

圖1 分離卸荷式板樁碼頭Fig.1 Sheet pile wharf w ith separated relieving p latform

1.1 后排樁樁后土壓力

對(duì)比后排樁與傳統(tǒng)單錨板樁樁后區(qū)域(見(jiàn)圖2)可知,不考慮卸荷承臺(tái)懸臂段影響,兩者條件基本一致。因而可判斷,在相同情況下,兩者土壓力分布規(guī)律會(huì)大致相同,故可在考慮卸荷承臺(tái)懸臂段卸荷作用基礎(chǔ)上,參考現(xiàn)行板樁碼頭設(shè)計(jì)規(guī)范建立后排樁樁后土壓力計(jì)算公式,而不考慮其卸荷作用時(shí),土壓力計(jì)算公式如下:

考慮懸臂段卸荷作用時(shí),可按庫(kù)倫破裂面進(jìn)行折減。

圖2 后排樁與傳統(tǒng)板樁碼頭后方區(qū)域?qū)Ρ菷ig.2 Rear area com parison between rear pile sheet pile wharf and traditional sheet pile wharf

1.2 前排樁樁后土壓力

門(mén)架式雙排抗滑樁(見(jiàn)圖3)是近年來(lái)出現(xiàn)的一種新型抗滑樁結(jié)構(gòu)型式,因其具有抵抗力大、樁頂位移小等突出優(yōu)點(diǎn),現(xiàn)廣泛應(yīng)用于各類(lèi)邊坡治理中[4]。相較于分離卸荷式板樁碼頭雙排樁基承臺(tái),其相關(guān)理論研究[8-9]較為成熟、完善,尤其對(duì)于雙排樁結(jié)構(gòu)的樁土相互作用,已有大量的試驗(yàn)和現(xiàn)場(chǎng)測(cè)量數(shù)據(jù),因而具有很好的參考價(jià)值。

通過(guò)對(duì)比可知,在土壓力方面,雙排抗滑樁前方作用主要為前方土體被動(dòng)土壓力,分離卸荷式板樁碼頭雙排樁基前方作用主要為墻臺(tái)之間土體被動(dòng)土壓力;抗滑樁后方作用主要為滑坡推力,分離卸荷式板樁碼頭雙排樁基后方作用主要為土體及地面荷載產(chǎn)生的水平推力。兩者前后方土壓力產(chǎn)生機(jī)理有所差別,但是作用形式基本一致。在位移方面,由于兩者剛度均較大,因而所產(chǎn)生的樁身位移較小;樁基上部均有梁體連接,致使前排樁與后排樁頂位移基本上相等。

因而可判斷:兩者樁間土壓力分布形式存在一定相似性,參考門(mén)架式雙排抗滑樁對(duì)樁間土壓力的分類(lèi)[10],將分離卸荷式板樁碼頭雙排樁基承臺(tái)下前排樁樁后土壓力分為主動(dòng)土壓力e′a和附加土壓力ef。現(xiàn)對(duì)其進(jìn)行研究,主要分析兩種土壓力與b(樁間中心距)/B(樁寬或樁徑)之間的關(guān)系。

圖3 分離卸荷式板樁碼頭與門(mén)架式雙排抗滑樁的結(jié)構(gòu)對(duì)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與e′a的關(guān)系 考慮兩種極限狀況:(1)當(dāng)前后排樁間距為0時(shí),此時(shí)樁間沒(méi)有土,可認(rèn)為前排樁受到樁間土體的主動(dòng)土壓力e′a=0;(2)當(dāng)前后排樁間距大于2n倍樁寬或樁徑B時(shí),可認(rèn)為前排樁受到樁間土體的主動(dòng)土壓力e′a與單排樁時(shí)受到的主動(dòng)土壓力ea相等,其中,n∈[3,4]。

相關(guān)研究表明[9],對(duì)樁基水平承載力影響最大土層大約在3～4倍樁徑或樁寬范圍內(nèi)。故0＜b＜2nB時(shí),可認(rèn)為前排樁受到樁間土體的主動(dòng)土壓力e′a與ea的比值是b/B的函數(shù),即e′a=f(b/B)·ea。借鑒周翠英[11]對(duì)門(mén)架式雙排抗滑樁的研究,文中也將f(b/B)設(shè)為二次函數(shù),如公式(4),當(dāng)b/B=2n時(shí),前排樁受到樁間土體的主動(dòng)土壓力e′a達(dá)到極值,即到達(dá)拋物線的頂點(diǎn):

其中,ea為單排樁時(shí)受到的主動(dòng)土壓力。

1.2.2 b/B與ef的關(guān)系 考慮兩種極限狀況:(1)當(dāng)前后排樁間距為0時(shí),此時(shí)樁間沒(méi)有土,前排樁受到樁間土體的附加土壓力ef即為后排樁相鄰擠壓力e′p,近似等于后排樁樁后土壓力;(2)當(dāng)前后排樁間距大于2nB時(shí),可認(rèn)為前排樁受到樁間土體的附加土壓力很小,近似地認(rèn)為ef=0。當(dāng)0＜b＜2nB時(shí),可認(rèn)為前排樁樁后土?xí)艿胶笈艠稊D壓應(yīng)力e′p產(chǎn)生附加土壓力ef,ef(樁身中心處應(yīng)力)與e′p之間關(guān)系可通過(guò)邊界上受法向分布力的半平面體[12]計(jì)算:

其中,對(duì)e′p取值進(jìn)行簡(jiǎn)化,取后排樁樁后土壓力,b′為樁間凈距。

1.3 前墻墻后土壓力

對(duì)前墻與前排樁之間有限土體進(jìn)行分析,在荷載作用下,前墻、卸荷承臺(tái)及其樁基將產(chǎn)生向前的水平位移,前排樁會(huì)對(duì)樁墻之間有限土體產(chǎn)生擠壓,而前墻則會(huì)使樁墻之間有限土體應(yīng)力松弛,因而與主動(dòng)土壓力形成機(jī)制相同。假定前墻水平位移很大,則樁間土壓力會(huì)達(dá)到極限狀態(tài),從而形成滑裂面。考慮無(wú)后方卸荷承臺(tái)及其樁基時(shí),前墻后方將形成以前墻底部為滑動(dòng)點(diǎn)的三角形滑裂面,而由于卸荷承臺(tái)及其樁基的出現(xiàn),雙排樁結(jié)構(gòu)將阻礙該滑動(dòng)面的發(fā)展,使該滑動(dòng)面轉(zhuǎn)變?yōu)樘菪?因而可將該部分有限土體按庫(kù)倫滑動(dòng)面劃分為3個(gè)區(qū)域①,②,③(見(jiàn)圖4)。其中,③為自由土體,其對(duì)前墻的作用會(huì)通過(guò)其上梯形體傳遞,故不予考慮,使用微元分析法對(duì)①,②區(qū)域進(jìn)行分析。

圖4 前墻墻后土體區(qū)域劃分Fig.4 Zoning the soil behind the front wall

對(duì)于區(qū)域①,其單元受力如圖5(a)所示。計(jì)算時(shí)在前排樁與前墻區(qū)域①內(nèi)土任意深度處取微分單元d z進(jìn)行受力分析,其中計(jì)算長(zhǎng)度取1 m,計(jì)算寬度取前墻至前排樁凈距L,土體自重d w,土與墻及樁之間摩擦力τz,微元靜力平衡方程如下:

式中,Km為修正側(cè)向土壓力系數(shù),由于實(shí)際工程中為讓樁承擔(dān)更多土壓力且不發(fā)生過(guò)大變形,其剛度會(huì)適當(dāng)加大,導(dǎo)致前墻位移一般會(huì)大于樁基,因而樁墻之間土體有向下向前運(yùn)動(dòng)趨勢(shì),土體狀態(tài)偏于主動(dòng),但同時(shí)底部土體又受樁底前移影響,有向上向前移動(dòng)趨勢(shì),土體狀態(tài)偏于被動(dòng)。總體而言,土體趨勢(shì)仍為前移并下沉,因此側(cè)向土壓力系數(shù)可取主動(dòng)與靜止土壓力系數(shù)插值,具體取值可參考相關(guān)研究[13]。

令A(yù)=2Kmtanδ/L,整理可得

假定卸荷承臺(tái)對(duì)上部土體及地面荷載完全卸荷,此時(shí)p=0,利用邊界條件z=0,σz=0積分得

則前墻與前排樁樁間區(qū)域①土壓力強(qiáng)度為

圖5 單元受力Fig.5 Unit force

對(duì)于區(qū)域②,其單元受力如圖5(b)所示。計(jì)算時(shí)在前排樁與前墻區(qū)域②內(nèi)土任意深度處取微分單元d z進(jìn)行受力分析,相關(guān)方程如下:

其中:R為區(qū)域③對(duì)區(qū)域②土體反力;T為區(qū)域③對(duì)區(qū)域②土體摩擦力。

由∑Fx=0,得

由∑Fy=0,得

其中,bz=(H-z)cotθ,H為胸墻以下墻身高度。

略去二階微量,可得

將式(12)～(16)代入得

其中

積分得

式中,系數(shù)C為待定常數(shù),假定土壓力沿樁長(zhǎng)方向連續(xù)分布,即在分界點(diǎn)處土壓力公式滿足連續(xù)性要求,則式(11)和式(20)在z=H-L tanθ時(shí)其值相等,可得

則前墻與前排樁樁間區(qū)域②土壓力強(qiáng)度為:σx= Kmσz,計(jì)算值小于0時(shí),取0。

2 工程實(shí)例計(jì)算分析

2.1 計(jì)算實(shí)例概況

某港區(qū)10萬(wàn)t級(jí)分離卸荷式板樁碼頭如圖1所示。港池前沿泥面高程-15.50 m,頂部高程4.00 m,臨空面高度19.5 m。碼頭前墻使用地下連續(xù)墻結(jié)構(gòu),厚1.05 m,墻底高程-30.00 m,墻頂高程-0.70 m,其上澆筑胸墻,厚1.65 m,前沿突出前墻0.4m,后沿突出前墻0.2m,頂部高程4.00m。承臺(tái)基礎(chǔ)為雙排灌注樁,樁間中心距5.25 m,縱向樁間中心距4.4 m,樁底高程-36.00 m,后排灌注樁截面1.2 m×1.6 m,與前墻凈距1.75 m,前排灌注樁截面1.2 m×1.2 m,與前排灌注樁凈距3.85 m。卸荷承臺(tái)厚1.0 m,承臺(tái)底高程-0.7 0m,外側(cè)與前排灌注樁凈距1.5 m。拉桿采用φ95Q345錨桿,所在高程0.50 m。錨錠墻也使用地下連續(xù)墻結(jié)構(gòu),厚1.1 m,與前墻中心距41.05 m,墻底高程-15.00 m,墻頂高程-0.50 m,其上澆筑導(dǎo)梁,導(dǎo)梁頂高程3.00 m。碼頭地面荷載q=30 kPa,不計(jì)剩余水壓力。為對(duì)比方便,選用單一土體,具體參數(shù)如表1所示。

表1 土體參數(shù)Tab.1 Soil parameters

2.2 有限元模型建立

ABAQUS是大型通用有限元分析軟件,具有優(yōu)越的非線性處理能力,文中利用其模擬分離卸荷式板樁碼頭,并計(jì)算相關(guān)土壓力的大小。模型中前墻、卸荷承臺(tái)和支撐樁基采用彈性模型,用C3D8單元模擬;拉桿采用Q345材料,用T3D2單元模擬;土體采用M-C(Mohr-Coulomb)彈塑性模型,用C3D8單元模擬;前墻、卸荷承臺(tái)及其樁基與土的接觸采用接觸對(duì)模型,其本構(gòu)關(guān)系由法向的“硬接觸”和切向的“罰函數(shù)”定義;卸荷承臺(tái)與樁基采用固接方式連接;拉桿與前墻連接使用點(diǎn)對(duì)面的綁定連接;模型底部為完全固定約束,左右斷面為關(guān)于z軸的對(duì)稱約束,前后斷面為x方向的軸向約束。建立如圖6所示的有限元模型。

2.3 計(jì)算結(jié)果及分析

公式計(jì)算參數(shù):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。有限元計(jì)算效果如圖7所示,兩者計(jì)算結(jié)果對(duì)比如圖8所示。

圖7 有限元計(jì)算結(jié)果示意Fig.7 FEM results

圖8 土壓力計(jì)算結(jié)果對(duì)比Fig.8 Com parison of earth pressure calculation results

由圖可知,公式計(jì)算結(jié)果與有限元計(jì)算結(jié)果所反映土壓力分布規(guī)律基本一致;大小方面,上部吻合較好,下部存在一定差異。對(duì)于后排樁下部,公式計(jì)算結(jié)果較有限元計(jì)算結(jié)果稍大,其原因可能為樁底嵌固作用所致;對(duì)于前排樁下部,公式計(jì)算結(jié)果較有限元計(jì)算結(jié)果稍大,其原因可能為后排樁計(jì)算結(jié)果的傳遞和自身樁底嵌固作用綜合所致;對(duì)于前墻下部,公式計(jì)算結(jié)果較有限元計(jì)算偏小,其原因可能為下部土體在后排樁樁底前移的影響下,有向上向前移動(dòng)趨勢(shì),土體狀態(tài)更偏向于被動(dòng),而公式計(jì)算時(shí)使用了偏主動(dòng)的側(cè)向土壓力系數(shù),且計(jì)算公式是以卸荷承臺(tái)對(duì)上部土體及地面荷載完全卸荷為假定條件下建立,而實(shí)際情形下會(huì)傳遞部分荷載,因而也會(huì)使結(jié)果偏小,在實(shí)際使用時(shí)候可適當(dāng)?shù)丶哟蟆?/p>

3 結(jié) 語(yǔ)

采用極限平衡理論、微元分析法等對(duì)分離卸荷式板樁碼頭進(jìn)行分析,結(jié)合其特點(diǎn),建立了適合前墻墻后、前排樁樁后、后排樁樁后3個(gè)主要區(qū)域的土壓力計(jì)算公式,并將計(jì)算結(jié)果與有限元計(jì)算結(jié)果進(jìn)行對(duì)比。結(jié)果表明,土壓力公式計(jì)算結(jié)果與有限元計(jì)算結(jié)果規(guī)律基本一致,除樁身下部存在一定差異外,其余各部分土壓力大小基本相同,研究成果可為分離卸荷式板樁碼頭的設(shè)計(jì)和計(jì)算提供一定的參考和借鑒。

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(責(zé)任編輯:楊 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,江蘇射陽(yáng)人,講師,工學(xué)博士。主要從事港口航道工程、河口海岸動(dòng)力學(xué)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,江蘇丹陽(yáng)人,港口海岸及近海工程專業(yè)碩士研究生。