CDM法加固高樁碼頭岸坡離心模型試驗研究

韋武昌 許勝才 洪思源 楊立功

摘要：高樁碼頭是碼頭常用結構型式之一，因其適用于軟土地基而在眾多河口、海岸地區廣泛采用。然而高樁碼頭在后方軟土地基自重及堆載的作用下會產生明顯的側向變形，給碼頭結構造成嚴重的損傷。通過離心模型試驗研究了采用深層水泥攪拌法（CDM）加固情況下，碼頭后方在堆載作用下岸坡變形機理、高樁碼頭承載及變形模式，進而研究加固體對高樁碼頭岸坡變形的影響。研究結果表明：經CDM加固后，加固體起到了擋土墻的作用，使岸坡水平位移減小，坡頂隆起量增大，但加固體下部側向膨脹變形增大;綜合來看，CDM法加固使高框碼頭承載力得到顯著提高。

關 鍵 詞：高樁碼頭; 岸坡; 深層水泥攪拌法（CDM）; 離心模型試驗

中圖法分類號： U656.1+13

文獻標志碼： A

DOI：10.16232/j.cnki.1001-4179.2022.04.027

0 引 言

高樁碼頭作為碼頭的一種型式，其前方連接港池，后方與陸地相連。高樁碼頭前方有船舶、波浪作用，后方也經常有堆載作用，因此，隨著高樁碼頭長時間運用，其下方岸坡會發生較大變形，進而影響碼頭樁基、碼頭結構甚進而影響高樁碼頭的安全運行[1-5]。為了減少高樁碼頭結構位移，從早期的叉樁布置[2]、梁板式碼頭設計 [3]到斜頂樁設置[6]，高樁碼頭設計逐漸得到優化、成熟，其承載力、穩定性及變形特性都得到大幅度提高。另外，除了對碼頭結構本身的優化措施外，還有水泥攪拌樁對碼頭地基進行加固[7-9]、振動砂樁加固[10]，也提高了高樁碼頭的承載力。

高樁碼頭除了承擔豎向荷載，還要承擔波浪、船舶、貨場堆載、岸坡變形等直接或間接的水平荷載[11-12]。水平荷載作用下，除了需要解決岸坡上高樁碼頭承載力問題，還需要解決其整體穩定性。目前，一些碼頭的初始設計能夠滿足其承載及變形需求，但隨著長時間的運用，碼頭受到各種因素影響，其承載性能及抵抗變形性能（尤其是在水平荷載作用下）會逐漸降低，因此對碼頭結構本身進行加固或對地基土體進行加固是解決上述問題的一個有效措施。

高樁碼頭后方堆載對于地基土體是豎向荷載，但對于高樁碼頭是水平荷載。堆載使得地基土體產生豎向變形，同時，土體水平方向也發生變形，進而擠壓高樁碼頭。本文通過離心模型試驗研究在碼頭結構與后方堆場之間進行深層水泥攪拌法（CDM）加固的條件下，高樁碼頭岸坡變形特性及承載性能的變化。

1 模型試驗設計

1.1 結構與加固體模型布置

高樁碼頭結構原型為鋼筋混凝土結構，模型中采用鋁合金材料代替，加固體原型為水泥攪拌樁，試驗采用石膏代替。結構中各構件及水泥攪拌樁基本上均為受彎構件，因此，離心模型制作按照抗彎剛度相似準則設計。模型布置見圖1。

模型比尺為1∶100，按此設計地基土層、高樁碼頭結構模型及加固體模型。首先進行地基土層模型的制作，地基土層分兩層，上層為高嶺土，下層為標準砂。土層模型制作完成后用固結儀在模型箱內進行預壓固結（見圖2（a），在土層模型頂部布置加載板，然后通過固結儀對加載板預加荷載，進而實現對土體模型的固結），固結完成后進行削坡（見圖2（b））。削坡后在邊坡上布置樁位，樁位處打樁孔，然后將高樁碼頭結構模型壓入土層模型，碼頭樁基穿過高嶺土層下端進入砂土層內（原型樁長24 m，高嶺土層內21 m，進入砂土層3 m）。碼頭模型安裝完成后，在碼頭后方按照加固體模型尺寸在土層模型內開槽，然后將配置好的石膏漿體（水、石膏、砂子按比例配置）灌入槽內并進行養護。高樁碼頭岸坡加固模型布置如圖1所示，模型共兩個，兩個模型區別是有無加固體。安裝完成后的模型如圖3所示。

1.2 模型加載布置

無加固體原型中碼頭后方堆載設計值為50 kPa。為研究高樁碼頭結構及岸坡的破壞模式，模型中碼頭后方堆載150 kPa（有加固體時堆載值為300 kPa）。加載板尺寸為0.58 m×0.18 m，每級加載0.6 kN，通過加載裝置施加豎向荷載，如圖4所示。加載設備的油缸驅動加載桿，進而驅動與加載桿相連的加載板，實現對碼頭后方的加載。

為研究在堆載作用下加固體對岸坡變形的影響，荷載板未放置在加固體的垂直上方（見圖1），荷載板豎向并完全作用在地基土層上。為防止豎向加載過程中加載板周圍土體向上隆起，將荷載板與承載板之間壓上堆載墊塊。堆載墊塊平面尺寸為0.580 m×0.095 m，重31.6 N，即堆載墊塊下有0.574 kPa壓力。

1.3 傳感器布置

試驗中對高樁碼頭承臺位移（豎向位移、水平位移）、樁側土壓力進行測量。豎向位移傳感器（LVDT）布置在承臺板中心，水平位移傳感器布置在承臺板前邊緣中心。在地基土體預固結完成后、碼頭結構模型安裝前，在樁身被動側布置土壓力傳感器，土壓力傳感器布置在中部一根樁的正前方，距離樁身表面1 cm，最深處的傳感器與樁底豎向距離4 cm，傳感器的豎向間距4 cm，如圖1所示。

1.4 水位模擬

為與實際情況相吻合，在結構模型安裝完成之后，在坡底加水直至達到設計水位。實際坡頂標高-1 m，坡底標高-9 m，設計水位標高-3 m，水深6 m，模型中水高6 cm（模型比尺1∶100）。

2 試驗結果分析

2.1 高樁碼頭結構位移

加載前后，有無加固體的高樁碼頭承臺、地基土體變形如圖5～6所示。從圖5～6中可以看出：加載結束后，荷載板下土體發生下陷，進而荷載板下土體側向擠壓邊坡土體致使邊坡、承臺發生很大變形。由于整個加載過程中是在不排水條件下進行的，加載過程中整個地基土體體積不變，荷載板下土體向下的變形導致邊坡土體前移、上拱，進而使承臺發生向海側、向上的位移。對比同一個標記點處結構位移可以看出，加載前后，有無加固體的情況下，后承臺均發生一定程度的豎向及水平向位移。

對比圖5與圖6可以看出：無加固體時，岸坡土體在加載處產生較大沉降，土體產生較大水平位移，坡頂土體有較大隆起。由于沒有加固體隔擋，坡頂土體至加載處呈坡形變化，在坡頂處形成尖頂，坡頂附近的土體也產生多處較大裂縫，邊坡土體呈隆起破壞模式。相應邊坡上的碼頭結構也因坡頂土體的隆起產生轉動，碼頭結構基樁產生很大的轉動變形。有加固體時，岸坡土體在加載處產生較大沉降，此處土體產生剪切破壞。由于有加固體約束，加載處土體平推加固體，加固體發生傾斜，整個岸坡土體也產生較大水平位移，岸坡土體呈平移式破壞。相應岸坡上的碼頭結構在土體平移變形作用下也產生了較大水平位移，基樁發生了較大傾斜變形。由于結構模型材料為鋁合金，試驗中結構雖未發生破壞，但其產生了很大變形，實際狀態下（混凝土結構）基樁可能已經折斷。

2.1.1 高樁碼頭后承臺豎向位移

在碼頭后方堆載情況下，后承臺豎向位移隨堆載大小的變化如圖7所示。其中，位移正值表示承臺向上位移。在沒有加固體的情況下，高樁碼頭后方堆載極限值為120 kPa，此時對應的后承臺豎向位移約0.6 mm，當堆載大于120 kPa時，后承臺豎向位移迅速變大。在有加固體的情況下，高樁碼頭后方堆載極限值為180 kPa，此數值對應的后承臺豎向位移約為0.6 mm，當堆載大于180 kPa時，后承臺豎向位移迅速增大。對比有無加固體的后臺豎向位移還可以看出：當堆載小于極限值時，有加固體的后承臺豎向位移發展較慢，位移速率較低。如果取堆載極限值的0.5倍作為設計值，當堆載小于設計值時，有加固體的后承臺豎向位移很小，并且變化并不明顯，只有當堆載大于設計值時，后承臺豎向位移才變化稍快。而對于無加固體的情況，當堆載小于極限值時，后承臺豎向位移隨堆載大小基本呈線性變化。當堆載大于極限值時，無加固體的地基土體迅速喪失承載力，后承臺位移迅速變化，而有加固體地基土體雖然也喪失承載力，但受加固體影響，地基土體不會迅速破壞，后承臺豎向位移變化稍緩。

試驗結果表明：在有、無加固體的情況下，雖然后承臺的極限豎向位移大致相同，但有加固體時，后承臺的堆載承載力大幅度提高，相對于無加固體，提高幅度為50%。加固體能很大程度上抵抗后方堆載所導致的土體水平向變形，從而限制岸坡、后承臺位移發展。

2.1.2 高樁碼頭后承臺水平位移

有、無加固體時，后承臺水平位移隨碼頭后方堆載大小變化如圖8所示。后承臺水平位移變化規律與豎向位移變化規律大致相同。無加固體時，后承臺堆載極限值為120 kPa，此時對應的后承臺水平位移為4 mm;有加固體時，后承臺堆載極限值為180 kPa，此時對應的后承臺水平位移為4 mm。

因此，從有、無加固體的后承臺豎向、水平向位移隨碼頭后方堆載大小變化規律可看出，對于本次試驗條件下的高樁碼頭后承臺極限堆載承載力分別為180，120 kPa，有加固體的后承臺堆載承載力提高了50%。

2.2 岸坡土體變形

有、無加固體情況下，岸坡變形如圖9～10所示。圖中箭頭大小代表位移量的大小，箭頭越大，位移量越大，箭頭方向代表土體位移方向。無加固體的情況下，在坡頂豎向荷載作用下，坡頂土體產生向下位移，岸坡土體沿著坡度方向產生斜向下位移，由于有模型箱約束作用，坡底上部土體產生向上位移，下部土體產生向下位移。整個斜坡頂面均產生向上隆起與水平位移，坡頂處隆起量與水平位移量均較大。在土層分界處（高嶺土土層與標準砂土層），上部土體基本均產生向下位移，但位移量較小，且在水平向的中部位置的分界面處有一定量水平錯動。對于飽和砂土層，由于固結比較充分，其密實度較高，在坡頂荷載作用下，經過上部高嶺土土層的荷載分散作用，砂土層中附加應力相對較低，其變形更小。

有加固體時，在坡頂荷載作用下，坡頂土體產生向下位移并側向擠壓加固體，坡頂荷載板以下土體產生豎直向下和水平向位移，但水平向位移量要明顯小于無加固體的情況。因此，在坡頂土體豎向與水平向位移共同作用下，加固體有旋轉傾覆的趨勢，此情況下，加固體斜向下擠壓岸坡土體，斜坡靠近坡頂的一半土體位移方向較無加固體情形更接近豎向，但位移量較無加固體情況小。在高嶺土層與砂土層分界面處，斜坡土體有“反射”趨勢，由于底部砂土層不易變形，斜坡靠近坡頂的一半土體位移到達分界面處時不能按原來軌跡繼續移動，轉而擠壓斜坡靠近坡底的一半土體，使此處土體產生斜向上的位移。因此，在整個斜坡頂面均向上隆起，但在坡底處隆起量較大，坡頂處隆起量較小。土層分界面處，除了斜坡下半部分土體，其余各處土體均有一定量的向下或斜向下位移，但在坡頂以下的分界面上，土體位移量較坡底大。對于底部標準砂土層，同樣由于充分固結，其位移量較小。

因此，對比有無加固體情況可以發現，有加固體時，坡頂、斜坡及坡底土體隆起量較無加固體大，水平位移量較無加固體小。從機理上看，有加固體時，加固體能有效限制坡頂荷載的水平向擴散，其在一定程度上相當于擋土墻作用，從而也能有效降低岸坡水平向位移。對于飽和土體，由于其不可壓縮性，水平位移的降低勢必造成隆起量的增加，因此，有加固體時坡頂隆起量較大。

2.3 坡頂樁土壓力

坡頂樁（圖1中最右側一排樁）樁側土壓力如圖11所示。從圖11中可以看出：除了樁身下部的大部分區域，有加固體時樁側土壓力均小于無加固體的情況，這表明加固體阻止了后方堆載時土體應力的水平向擴散，起到了遮擋作用。在樁身下部，有加固體時樁側土壓力基本上大于無加固體的情況，這是由于加固體的存在，使荷載大部分向下傳遞，土體以豎向變形為主，加之不排水作用，土體在加固體下部側向膨脹變形較大，從而劇烈擠壓樁身下部。

另外，對比圖11（a）～（c）可以看出，有加固體時，相對于無加固體時樁側土壓力降低幅度隨深度逐漸減小。這表明，加固體對側向土體的約束作用隨深度增加而逐漸減小。

3 結 論

（1） 有加固體時，高樁碼頭后方堆場的承載力將會大幅度提高。在本文試驗條件下，其承載力提高幅度約50%。而且相同堆載大小時，有加固體的承臺豎向、水平向位移都顯著降低。

（2） 有加固體時，岸坡坡頂土體水平位移受加固體約束，土體水平位移量較無加固情形小。加固體的存在可以有效控制岸坡變形，降低甚至消除岸坡滑移風險。

（3） 加固體能有效約束上部土體的側向變形，但在深處，土體應力、變形都會較無加固體時顯著增大，因此，在深層土體內的碼頭樁基受到的堆載影響也會較大。

參考文獻：

[1] WEI R L，SHEN Z J，DOU Y.Exploration for the cause of damage of a pile-supported pier[C]∥ASTM STP 923，1986.

[2] WEI R L，TU Y M.Preliminary study on interaction between pile-supported pier and bank slope[C]∥Proc Int Conf Centrifuge，Colorado，1991.

[3] WEI R L，WANG N X.Performance minitoring of a pile-supported pier[C]∥Proc Int Symp Soil Improvenment and Pile Foundation，Nanjing，1992，2：497-502.

[4] WEI R L，YANG S H.Centrifuge model tests of pile-supported piers[C]∥Proc Int Symp Soil Improvenment and Pile Foundation，Nanjing，1992，2：503-508.

[5] WEI R L.Interaction between pile-supported pier and bank slope[J].China Ocean Engineering，1992，6（2）：201-214.

[6] WANG N X.Numerical analysis of interaction between pile-supported pier and bank slope[J].China Ocean Engineering，2001，15（1）：117-128.

[7] 王年香，章為民.深層攪拌法加固碼頭軟基離心模型試驗研究[J].巖土工程學報，2001，23（5）：634-638.

[8] 葉國良，李偉，朱勝利.CDM 法在碼頭接岸結構軟基加固工程中的應用[J].水運工程，2003（3）：31-33.

[9] 王元戰，劉少增，李青美，等.CDM法加固高樁碼頭軟土岸坡的有限元分析[J].水道港口，2017，38（4）：387-391.

[10] 劉潤，閆玥，閆澍旺，等.某碼頭軟黏土岸坡破壞機制分析及重建[J].巖土力學，2009，30（11）：3417-3422.

[11] 劉茲勝，卓楊，時蓓玲，等.高樁碼頭樁基在傾斜泥面中的水平承載性能研究[J].巖土工程學報，2010，12（32）：1861-1867.

[12] XIE Y F，LIU C L，GAO S Y，et al.Lateral load bearing capacity of offshore high-piled wharf with batter piles[J].Ocean Engineering，2017，142：377-387.

（編輯：鄭 毅）

Centrifugal model test of high-piled wharf slope reinforced by CDM method

WEI Wuchang1，XU Shengcai1，HONG Siyuan2，YANG Ligong3

（1.Hezhou University，Hezhou 542899，China; 2.Litai Construction Co.Ltd.，Nanchang 330038，China; 3.Tianjin Research Institute for Water Transport Engineering，M.O.T.，Tianjin 300456，China）

Abstract：

High-piled wharf is the most commonly used wharf type in estuary and offshore area，because it is appropriate for soft ground.Under the action of self-weight of the soft ground and loading behind the high-piled wharf，the high-piled wharf will generate obvious lateral displacement，thus the pier structure will be seriously damaged and the safety of the high-piled wharf will also be threatened.Based on a centrifugal model test of wharf structure reinforced by CDM （cement deep mixing） method and without reinforcement，the deformation mechanism of bank slope，displacement pattern and bearing capacity of the high-piled wharf were clear，and the influences of the CDM method on bank slope deformation of the high-piled wharf were studied.The results showed that by using CDM method，the reinforcing body plays a role of retaining wall，thus the horizontal displacement of bank slope decreased and slope top had more heaving deformation，while soil body under the reinforcing body expand laterally.In general，the bearing capacity of the high-piled wharf reinforced by CDM was enhanced observably.

Key words：

high-piled wharf;bank slope;CDM method;centrifugal model test