板樁護岸清淤試驗變形研究及有限元分析*

王福喜 陳永輝 呂建偉 劉 旭 陳 龍 許益峰

(河海大學巖土工程科學研究所1) 南京 210098)(河海大學巖土力學與堤壩工程教育部重點實驗室2) 南京 210098)(嘉興市港航建設開發有限責任公司3) 嘉興 314000) (上海匯壹土木工程技術有限公司4) 上海 202153)

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板樁護岸清淤試驗變形研究及有限元分析*

王福喜1)陳永輝1,2)呂建偉3)劉 旭1)陳 龍1)許益峰4)

(河海大學巖土工程科學研究所1)南京 210098)(河海大學巖土力學與堤壩工程教育部重點實驗室2)南京 210098)(嘉興市港航建設開發有限責任公司3)嘉興 314000) (上海匯壹土木工程技術有限公司4)上海 202153)

以浙江嘉興市杭平申線航道升級改造工程平湖段為依托工程，展開對垂直板樁護岸清淤試驗變形研究，并通過PLAXIS有限元程序進行模擬清淤過程，對比分析現場試驗數據與有限元計算結果.結果表明，實測數據與有限元計算結果接近，其土體和樁端水平位移較小，利用有限元中強度折減法計算板樁護岸極限清淤工況下的整體穩定性安全系數，與理論計算的板樁穩定性安全系數進行對比分析，得出護岸穩定性主要取決于板樁穩定性，并提出了板樁護岸的3種破壞形式.

板樁護岸；航道清淤；有限元分析；水平位移；穩定性分析

0 引 言

垂直板樁護岸是通過在航道兩岸老護岸的臨水側打設直立式的鋼筋混凝土預制板樁或鋼板樁，使新板樁承受由老護岸傳遞的荷載，從而形成新老擋墻共同護岸的組合結構[1].然而在航道升級及提高抗洪能力過程中往往需要通過航道清淤等手段來實現，清淤對于板樁的穩定性具有一定的影響.

21世紀以前，板樁主要用于基坑、碼頭等支護工程中，據不完全統計，20世紀80，90年代新建成的板樁碼頭達47座，其中多數為鋼筋混凝土板樁結構和鋼板樁結構，目前板樁在碼頭建設中的應用已較為成熟.王潤富等[2]針對在內河中擋板式護岸結構進行了穩定性分析，其擋板式護岸還只是在漿砌塊石擋土墻底板前趾下部垂直插入較短的擋板，而并沒有整體采用垂直板樁結構.進入21世紀，尤其是2008年以來，隨著我國經濟結構的調整，內河航運開始迅速發展，板樁作為一種新型的護岸結構得到關注.

劉曉立等[3]通過大型室內模型試驗，對懸臂式板樁的土壓力進行了研究，得出實測土壓力值小于朗肯理論值的規律；王新泉等[4]通過現場試驗，對板樁護岸結構土壓力分布情況進行了詳細的研究；徐春虎等[5]針對板樁加固護岸樁身的受力特性進行了現場試驗研究，得出樁身軸力和摩阻力的分布特征；桂勁松等[6]運用有限元軟件PLAXIS模擬板樁碼頭結構，并將模擬結果與彈性線法和m法結果進行比較，驗證了該模擬方法的合理性；陳永輝等也利用PLAXIS程序對板樁加固護岸結構進行了分析，得出PLAXIS計算結果能夠較好地反映新老護岸結構的相互作用特性.

文中根據浙江嘉興市杭平申線航道升級改造工程平湖段的工程地質條件，對試驗段U型垂直板樁護岸進行現場清淤試驗研究，并結合PLAXIS程序有限元計算結果進行分析，研究航道清淤深度對新老板樁護岸結構變形及穩定性影響研究.

1 工程概述

杭平申線航道升級改造工程平湖試驗段平面圖見圖1.

圖1 平湖試驗段平面圖

杭平申線航道由五級航道改造升級為三級航道項目是浙江省實施港航強省戰略以及實現內河水運復興的重要基礎設施項目.杭平申線主線平湖境內段全長為32.52 km，該地區屬于沖湖平原區.本次試驗段選在K27+310處附近，地質概況為：層①12粉質黏土，稍濕飽和，軟可塑，層厚0.3～4.8 m；層②1淤泥質粉質黏土，飽和，流塑，層厚0.7～22.6 m；層②12粉土，濕飽和，稍密～中密，層厚1.4～15.25 m；層③2粉質黏土夾粉砂，飽和，軟塑為主，具層理，夾粉土薄層，單層厚1～15 mm不等，層厚0.9～15.8 m；層④11粉質黏土，飽和，軟可塑為主，層厚0.4～15.7 m.各土層土體具體物理力學指標見表1.

表1 土層的物理性質指標

按照《內河通航標準》(GB50139-2004)要求，三級航道水深的最低標準為3.2 m.為能研究在現場板樁使用過程中是否發生破壞，本次試驗采用極限清淤的方法研究板樁的變形及穩定性.

2 現場清淤試驗

2.1 試驗準備

于試驗段老護岸后埋設測斜管，監測樁后土體位移變化，其布置位置見圖2，距離樁后約3 m處.此外，在帽梁頂端布置2個拉線式位移傳感器，監測帽梁頂端位移變化，2傳感器相隔2 m，分別位于試驗樁的兩端.

圖2 現場儀器布置圖

2.1.1 初始數據的獲取

在清淤試驗開始前1周時間內，對測斜管進行兩次的數據采集，獲得初始數據；位移傳感器是在實驗前2 h左右布置，避免儀器受到外界干擾，引起測量誤差，布置完成后，于清淤前獲得初始讀數.同時清淤前，利用測量繩測量樁前水深，對試驗樁相鄰15 m的范圍內的樁前水深都進行了測量，其水深在2.5 m左右，作為初始水深.

2.1.2 清淤工作的展開

清淤試驗采用挖機對樁前水下土體進行分層開挖，清淤工作分2次完成，見圖3，每次清淤歷時約2 h，第一次清淤是在8月21號進行，清淤厚度約1.0 m，清淤后水深3.6 m；第二次清淤是在8月25號進行，清淤厚度約0.9 m，清淤后水深4.5 m.每次清淤范圍以試驗樁為中點沿岸30 m長度，寬度則是以半幅航道的距離，約20 m.本次試驗采用的是極限清淤，由于挖機臂長的限制，最大水深僅限制在4.5 m.

具體清淤的操作過程見圖3.依次按照1,2方向進行，并由內向外推進，即每層清淤時先從兩根試驗樁的中部向1方向清淤，完成后回到試驗樁中部再向2方向清淤.

圖3 清淤過程示意圖

2.1.3 清淤過程的監測

整個清淤過程是從8月21號開始進行第一次清淤，到8月25號進行第二次清淤，清淤前后分別進行監測，同時2次清淤過程中及第二次清淤完成后，每天進行1次數據采集，直至8月29號位移傳感器的測量數據基本穩定后，停止數據采集，完成現場清淤試驗.

3 有限元計算

PLAXIS程序是一種專門用于巖土工程中的變形和穩定性問題計算和分析的有限元軟件，其用戶界面友好，操作簡單，功能強大，能夠得出較詳細的計算結果.

3.1 建立幾何模型

垂直板樁護岸視作二維平面問題，土層采用三角形15節點單元模擬，板樁采用板單元模擬土—結構接觸面采用界面單元模擬，模型邊界采用底邊固定約束，兩側為水平約束，由于試驗段位于支流和主流間的扇形區域，見圖4，模型滲流邊界條件設置為底端和兩側均為隔水邊界[7].考慮到受影響土體的范圍，模型寬度取60 m，高度取25 m，板單元長10 m，老擋墻位于板單元后1.2 m處，模型網格見圖5.

圖4 試驗段水力邊界平面圖

3.2 模型材料參數

利用PLAXIS建立垂直板樁護岸的模型，其模型所涉及的材料包括土體、板樁、帽梁和老擋墻，其中土體的本構模型采用Mohr-Coulomb模型；板樁、帽梁及老擋墻采用線彈性模型.模型材料參數見表2～3.

圖5 有限元模型網格劃分圖

土層彈性模量E/kPa天然重度γ/(kN·m-3)飽和重度γ/(kN·m-3)泊松比ν內摩擦角φ/(°)粘聚力c/kPaRinter素填土900019.519.80.3320.023.00.6粉質粘土1248018.919.10.3014.526.21.0淤泥質粉質粘土906018.018.20.3311.813.60.6粉土3060019.319.60.3030.210.41.0

表3 結構參數

4 有限元結果分析

4.1 樁端帽梁水平位移

板樁護岸兩次清淤試驗水平位移模擬結果分別見圖6～7.

圖6 第一次清淤后的水平位移

圖7 第二次清淤后的水平位移

結果顯示，其2次清淤后的最大水平位移均出現在帽梁頂端.由圖6可知,第一次清淤后，板樁帽梁頂端水位移為3.54×10-3m;由圖7可知，第二次清淤后，板樁帽梁頂端的水平位移為6.16×10-3m.圖8是試驗期間實測與模擬計算的樁端水平位移隨時間變化曲線，可以看出第一次、第二次清淤后的樁端水平位移分別為3.7 mm和6.4 mm，與有限元計算結果相近，且每次清淤后，實測的樁端水平位移在3～4天基本達到穩定，與有限元模擬計算的樁頂變形穩定時間基本一致.

圖8 實測樁端帽梁水平位移

4.2 樁后土體水平位移

廣東存在一定的調峰缺額。實施煤電機組靈活性改造35 GW，或采取實施煤電機組靈活性改造13 GW、新增抽水蓄能電站 1.2 GW等措施[8-10]。

根據PLAXIS水平位移模擬結果，在距樁后約3 m處截取剖面A-A′，該剖面位置與現場的測斜管相對應(見圖9)，將該剖面的計算位移與現場監測的位移對比分析.由圖10～11可知，第一次清淤后有限元計算的水平位移與現場實測值基本一致，第二次清淤后有限元計算值較實測值略大，2次測斜管測得淺層土體水平位移分別在1.5 mm和2.0 mm左右，PLAXIS計算出的位移分別為1.1 mm和2.2 mm，與實測值較接近.從實測結果上來看，土體深部位移變化很小，淺層位移變化較大，且在第二次清淤后可以看出水平位移峰值出現在2～4 m深處，與有限元計算結果相似，這種最大水平位移出現在開挖土體底面略靠上位置，與基坑開挖的變形性質相似.

圖9 模型中剖面A-A′位置

圖10 第一次清淤樁后土體水平位移

圖11 第二次清淤樁后土體水平位移

通過將樁帽梁和樁后土體的水平位移進行分析，發現文中所使用的土體計算參數與模型能夠較好的反應現場實際.以該模型進行計算分析則能夠得到一些有益的結果.

5 穩定性分析

5.1 整體穩定性計算

圖12為2次清淤后土體中塑性點的分布圖，深色點代表塑性摩爾-庫侖點，深色區域邊界即表示產生塑性變形的區域，圖中深色區域只少量出現在老護岸前趾底部和板樁被動區，并沒有形成整體貫穿的塑性變形區域，故不會發生整體破壞.

圖12 塑性點分布

基于上述模型，采用PLAXIS有限元程序強度折減法分析清淤后板樁護岸整體穩定性，計算得護岸穩定性安全系數Fos=1.78>1，故此板樁護岸的整體穩定性偏安全.為進一步分析板樁護岸穩定性的決定因素，下面基于護岸整體穩定性的極限狀態，對比分析不同樁長的板樁護岸在極限清淤情況下板樁結構穩定性.

5.2 結構穩定性計算

參照文獻[8]的板樁入土深度計算公式，文中引入參數γsaf作為板樁穩定性安全系數，改進后的計算公式如下.

式中:γ0為結構重要性系數；γG為永久作用分項系數；MG為永久作用標準值產生的作用效應，kN·m；γQ1，γQ2，γQ3為可變作用分項系數；ψ為作用組合系數，取0.7；MQ2，MQ3為非主導可變作用標準值產生的“踢腳”力矩，kN·m；MR為板樁墻前被動土壓力的標準值對拉桿錨碇點的穩定力矩，kN·m；γR為抗力分分項系數，取1.25；γsaf為板樁結構穩定性系數.

用上式計算板樁結構穩定性時，只有當γsaf大于1時，板樁自身才能夠保持穩定.

5.3 參數分析

通過研究板樁穩定和入土深度計算方法，使用有限元計算程序計算了樁長分別為7，8，9和10 m情況下的樁端水平位移、整體穩定安全系數Fos與結構穩定安全系數γsaf對比分析.計算的主要原則是控制整體穩定安全系數略大于1，確定板樁墻前的清淤深度，從而計算此時的結構穩定安全系數.計算結果見表4.

表4 不同樁長護岸極限清淤穩定安全系數

由護岸整體穩定性安全系數Fos和板樁穩定性安全系數γsaf的對比，可以看出在板樁護岸整體穩定性達到極限狀態時，板樁結構穩定性早已無法滿足，故板樁護岸的穩定性主要取決于結構穩定性，而其整體穩定性基本可以不用考慮.

5.4 板樁破壞形式分析

通過以上研究發現，板樁結構穩定性為控制板樁設計的主要因素.所以在內河航道板樁護岸工程中的，其護岸可能發生的破壞形式主要是板樁的失穩、折斷等局部破壞形式，見圖13，而基本不會發生像基坑、邊坡等整體破壞形式.

當墻后上覆荷載較大，墻前進行清淤或者沖刷時則板樁會發生倒覆破壞，見圖13a).

當清淤或沖刷深度過深，導致樁身入土深度不足，且樁端周圍土體軟弱，板樁易發生踢腳破壞情況，見圖13b).

若板樁樁身強度選擇不當或受較大外力作用(如船舶沖撞)時，則容易發生樁身折斷的情況，見圖13c).

圖13 板樁護岸破壞形式

5.5 現場條件下合理板樁樁長選擇分析

基于板樁結構穩定性，對不同樁長板樁在相同清淤深度下的板樁護岸的穩定性進行分析.結果見表5，樁長越短，即嵌固深度越淺，相同清淤深度情況下，結構穩定性安全系數γsaf越小.在清淤深度4.5 m的情況下，本試驗段采用的10 m試驗樁的穩定性安全系數偏保守，經濟效益不明顯，而9 m的板樁則表現出較好的經濟效益.

表5 有限元計算不同樁長護岸整體穩定性

6 結 論

1) 利用PLAXIS有限元程序進行模擬時，土體模型的彈性模量采用E=αE1～2[9]，文中α取3.0，模型滲流邊界條件設置為底端和兩側均為隔水邊界，與現場水力邊界條件相近，其模型計算結果也與實測值較接近，說明該模型更好地反映了現場的工程地質條件.

2) 無論是實測數據還是有限元計算結果，清淤使樁后土體產生的水平位移表現為深部位移變化很小，淺層位移變化較大，最大位移出現在開挖土體底面略靠上位置，與基坑開挖的變形性質相似，但位移明顯較小.

3) 采用強度折減法分析板樁護岸極限清淤后的整體穩定性，與理論計算的板樁結構穩定性安全系數進行對比分析，得出板樁護岸的穩定性主要取決于板樁結構穩定性.總結了內河航道板樁護岸可能發生的3種主要破壞形式：倒覆破壞、踢腳破壞、樁身斷裂破壞等.

4) 在該現場地質條件下，現場設計的10 m板樁在4.5 m清淤深度情況下仍有富于，設計偏于保守，而9 m的板樁則表現出較好的經濟效益.

[1]陳永輝，何彬，許春虎.板樁加固護岸結構有限元分析[J].水利與建筑工程學報,2013(3):1-6.

[2]王潤富，任青文.擋板式護岸結構穩定性分析方法[J].水利水電科技進展,1997(6):20-22.

[3]劉曉立，嚴馳，呂寶柱，等.柔性擋墻在砂性填土中的土壓力試驗研究[J].巖土工程學報,1999(4):505-508.

[4]王新泉，陳永輝，章宇強，等.板樁加固護岸受力機制的現場試驗研究[J].巖土力學,2011(6):1749-1756.

[5]許春虎，陳永輝，王新泉，等.板樁加固護岸樁身受力現場試驗研究[J].水運工程,2012(3):14-19.

[6]桂勁松，孟慶，李振國，等.基于PLAXIS的板樁結構非線性有限元分析[J].水運工程,2011(6):11-15.

[7]葉琪，簡文彬，張登，等.駁岸岸坡滲流及其穩定性有限元分析[J].水利與建筑工程學報,2013(4):38-42.

[8]中交第一航務工程勘察設計院有限公司.板樁碼頭設計與施工規范：JTS 167-3-2009[S].北京：人民交通出版社,2009.

[9]賈堤，石峰，鄭剛，等.深基坑工程數值模擬土體彈性模量取值的探討[J].巖土工程學報,2008(1):155-158.

Deformation Research and Finite Element Analysis on Dredging Experiments of Sheet Pile Revetment

WANG Fuxi1)CHEN Yonghui1,2)LYU Jianwei3)LIU Xu1)CHEN Long1)XU Yifeng4)

(GeotechnicalEngineeringResearchInstitute,SchoolofHohaiUniversity,Nanjing210098,China)1)8 (KeyLaboratoryofMinistryofEducationforGeomechanicsandEmbankmentEngineering,Nanjing210098,China)2)(JiaxingPortandWaterwayConstructionDevelopmentCo.,LTD,Jiaxing314000,China)3)(ShanghaiHui-yiCivilEngineeringTechnologyCo.,LTD,Shanghai202153,China)4)

In this paper, based on Hang-Ping-Sheng line waterway upgrading project in Pinghu City of Jiaxing City, Zhejiang Province, the dredging experiments on the deformation of sheet pile revetment are conducted. Numerical simulation of the dredging process is also performed by using the finite element analysis software PLAXIS. A comparative analysis is done for the results of the field test data and numerical results. The results show that finite element calculation results are close to the measured data. The horizontal displacement of soil and pile tip is fairly small. The global stability safety factor of sheet pile revetment in limit desilting condition is calculated using the FEM strength reduction method. Through the contrastive analysis of the stability safety factor of sheet pile calculated by the theoretical calculation, it is concluded that the stability of revetment depends on the stability of the sheet pile. Three kinds of damage form of sheet pile revetment are put forward, providing valuable experience for widespread using of sheet pile in waterway reinforcement revetment.

sheet pile revetment; waterway dredging; finite element?analysis; horizontal displace- -ment; stability analysis

2016-08-13

*水利部公益性行業科研專項項目(201501043)、浙江省交通廳科技計劃項目(2013W02)資助

TV861 doi:10.3963/j.issn.2095-3844.2016.05.022

王福喜(1992- )：男，碩士，主要研究領域為軟基處理、航道整治