樁錘作用下岸坡懸掛鋼板樁的動力響應特性

任俊剛，高永勝，趙博文，蔣 楠

（1.湖南華中鐵水聯運能源基地有限公司, 湖南 岳陽 414100；2.中國地質大學(武漢)工程學院, 湖北 武漢 430074）

拉森鋼板樁因其優異的止水圍護性能以及造價低廉、施工便捷、安全性高等諸多優點，在岸坡碼頭工程、基坑工程等被大量采用。在岸坡碼頭工程中，工程項目緊鄰河道，為保證碼頭平臺沉樁施工條件下岸坡的安全穩定，沿河道邊坡設置鋼板樁，這是當下岸坡碼頭工程常用的施工手段。與此同時，碼頭平臺沉樁施工荷載會直接傳遞至鋼板樁上，可能造成鋼板樁的變形及失效，威脅岸坡安全。目前，尚沒有關于沉樁荷載作用下岸坡鋼板樁支護結構保護的規范性文件，因此，研究沉樁動力荷載作用下邊坡鋼板樁支護結構的動力響應特性及其安全穩定性具有重要意義。

當前，針對鋼板樁的動力響應以及安全穩定性分析，研究人員已經開展廣泛的研究。呂鵬等[1]利用1∶5 的模型試驗，對U 型鋼板樁在橫向加載過程中的位移、土壓力響應以及破壞模式進行了詳細研究，在考慮土質濕度、加載速率、埋置深度和加載高度等影響因素的基礎上，對U 型鋼板樁的位移和土壓力變化規律進行了對比分析。焉振等[2]建立了一個動力分析模型，以探究在軟土循環弱化效應下格型鋼板樁的最大孔壓增長規律以及相關的不排水強度削減特性。另一方面，雙排鋼板樁的穩定性與應用也受到關注。鄭國兵等[3]以土力學為基礎，從多個角度對雙排鋼板樁進行了深入分析，通過理論計算提出了鋼板樁穩定使用所需的最小入土深度計算公式。楊熠[4]對雙排鋼板樁圍堰在施工和運行工況下的受力變形及穩定性進行了深入研究，提出了一種中空的雙排鋼板樁岸坡支護結構形式。此外，岸坡碼頭工程中的沉樁作用與動力荷載特征也是重要的研究熱點。曹勝敏[5]構建了一個Smith 樁-土耦合動力學模型，以研究在錘擊荷載作用下基樁的動態響應行為，系統研究了不同錘擊荷載、樁徑和樁入土深度等參數，揭示了樁在錘擊荷載作用下頂部和底部位移速度隨時間變化的特點。為解決樁-土動力相互作用難題，王娜娜[6]在綜合分析目前樁-土相互作用研究方法的基礎上，設計了一個基于打樁下沉的動力仿真模型，填補了現有研究的空白，為相關領域的發展提供了有益的理論和實踐支持。

本研究通過動力沉樁全過程振動監測分析，提出碼頭平臺沉樁作用下的荷載特性，利用數值模擬軟件對岸坡雙排懸掛鋼板樁在沉樁動力荷載作用下的動力響應特性進行分析，以期為雙排鋼板樁在沉樁荷載作用下的安全性評價提供參考。

1 工程概況及現場測試分析

本工程位于長江右岸，碼頭平臺采用高樁梁板結構形式，平臺長461 m，寬23 m。江側前沿直樁采用外徑為1 200 mm、壁厚為18 mm 的鋼管樁，岸側的2 對叉樁采用直徑1 200 mm、壁厚150 mm 的預應力高強混凝土（prestressed high-intensity concrete，PHC）與直徑940 mm、壁厚20 mm 的鋼管的組合樁，叉樁斜度6∶1，樁基持力層為全風化粉砂質泥巖。為保證項目正常施工和岸坡的穩定，采用鋼板樁對岸坡進行支護。擬定支護方案：雙排鋼板樁支護，第1 排采用12 m 長鋼板樁，沿馬道外側布置；第2 排采用18 m 長鋼板樁，距離第1 排5 m，沿江布置；在兩排鋼板樁頂部外側設置工20 型鋼作為圍檁，再通過5 號槽鋼焊接形成整體，5 號槽鋼間隔3 m 焊接一道，鋼板樁外側放坡開挖至標高17.5 m（滿足打樁船吃水要求）。碼頭樁位、開挖區域及鋼板樁的相對位置如圖1 所示。

圖1 擬定邊坡開挖及支護方案Fig.1 Proposed slope excavation and support plan

為了確定碼頭平臺沉樁荷載作用下雙排鋼板樁的穩定性，采用現場振動測試獲取錘擊施工過程中的振動數據，現場振動測試點布置如圖2 所示。

圖2 現場測試點布置Fig.2 Field test point layout

監測現場共進行60 次監測，每次監測均為一根錘擊貫入樁的完整施工過程，典型的峰值振動速度（peak particle velocity，PPV）數據如表1所示。由表1 可知，測點峰值振動速度隨著測點遠離錘擊點而逐漸減小，而且在不同測試中，測點達到峰值振動速度的時刻基本一致，且對應的錘擊數（N）幾乎相同。

表1 現場振動測試數據Table 1 Field vibration test data

2 雙排懸掛鋼板樁動力響應數值建模

2.1 雙排鋼板樁結構岸坡計算模型

為滿足安全分析的需求，考慮到鋼板樁變形監測難度較大，采用LS-DYNА 動力有限元軟件建立數值模型，研究錘擊動力荷載作用下鋼板樁的動力響應特性。選擇該工程的典型截面作為建模分析區段，采用八節點SOLID164 實體單元劃分，按照1∶1 的比例建立岸坡三維計算模型[7]，尺寸為65.2 m×20.0 m×32.7 m，共劃分3 134 322 個單元，采用cm-g-μs 單位制；設研究范圍內的地層性質連續，數值計算模型以及頂面及其他面的邊界條件如圖3[8]所示。

圖3 數值計算模型Fig.3 Numerical calculation model

2.2 模型材料選取

由于巖土體介質本身的諸多特性難以定量化，目前還沒有一種數學方程可以直接描述巖土體，因此，假設巖土體是連續的、各向同性的彈塑性材料，在所研究的范圍內為全風化粉砂質泥巖。根據LSTC 提供的材料模型[9–10]，本研究中的巖體模擬采用*MАT_PLАSTIC_KINEMАTIC 材料模型，具體表達式為

淤泥質粉質黏土以及待開挖邊坡部分的材料選用*MАT_DRUCKER_PRАGER 材料模型[11]，該模型主要針對顆粒狀材料，并有斷裂和壓碎選項，用于定義的參數是屈面的巖土參數，即摩擦角、黏度系數。其具體力學參數如表2 所示，其中：ρ 為密度，E0為彈性模量，μ為泊松比。對于待開挖邊坡黏土，σ0取0.19 GPa；對于淤泥質粉質黏土，σ0取0.15 GPa。

表2 數值模擬參數Table 2 Numerical simulation parameters

雙排鋼板樁僅受土體和錘擊樁的作用，不存在受熱變形情況，故選擇忽略熱變形的簡化Johnson-Cook 模型對鋼板樁材料進行模擬。該模型的優點在于可以盡可能真實地模擬拉森鋼板樁所用鋼材，無需定義其狀態方程。因此，拉森鋼板樁材料以及鋼板樁之間焊接金屬連接桿材料的模型選擇*MАT_SIMPLIFIED_JOHNSON_COOK 材料模型[12]。Johnson-Cook 本構關系為

在數值模擬中選擇合適的巖土體參數是確保模擬結果準確性和可靠性的關鍵之一。巖土體參數的選取通常需要考慮實驗數據、經驗公式、文獻研究和專家判斷等多方面因素。本研究中，巖土體參數主要來自岸坡巖土樣實驗數據，其中包括現場和室內實驗數據，這些數據可以提供巖土體參數的直接參考；鋼板樁參數來自于經驗公式和文獻研究。在建模后的靈敏度分析中，嘗試不同的參數取值，觀察模擬結果的變化，在合理范圍內選擇適當的參數值，最后根據實際監測數據，通過與實測數據進行比較，對模型參數進行校準。

2.3 錘擊荷載確定

錘擊管樁貫入土體的全過程是非常復雜的非線性動力問題，涉及土體大變形等問題，通過數值計算或實驗獲得錘擊沉樁過程中樁對土體的作用力是非常困難的。目前，大多通過等效荷載計算錘擊力曲線。結合已有文獻與數值模擬計算[13]，得到錘擊力曲線，如圖4 所示。

圖4 錘擊力荷載曲線Fig.4 Hammer loading force curve

2.4 數值計算結果分析與驗證

為了驗證上述數值模型的準確性，根據現場監測點的布置，在數值模型中取相同位置質點處的結果進行對比研究，為后續開展數值模擬研究提供可靠性依據。各監測點的峰值振動速度的計算結果與現場測試結果的對比如表3 所示。根據表3，現場監測的峰值振動速度略大于數值模擬結果，最大相對誤差為28.9%，最小相對誤差僅7.7%，誤差在合理范圍內[14]。

表3 質點峰值振動速度對比Table 3 Comparison of PPVs

監測點P1 在x方向上的振動速度vx與合振動速度v如圖5 和圖6 所示。實際監測的x方向振動速度和合振動速度的波形基本與數值模擬結果一致，衰減規律也大致相同；現場監測的振動速度峰值略小于數值模擬結果；然而，數值模型的衰減速度明顯高于現場監測結果。主要原因是巖石中存在的各種結構面影響了爆破應力波的傳播和頻率衰減。以上分析驗證了數值計算模型的可靠性，可用本數值計算模型對雙排懸掛鋼板樁結構進行分析。

圖6 監測點P1 的合振動速度對比Fig.6 Resultant velocity comparison at monitoring point P1

3 雙排懸掛鋼板樁動力響應及穩定性分析

3.1 鋼板樁位移分析

當施加連續的錘擊荷載時，雙排鋼板樁結構會產生位移變化，過大的位移會影響整體岸坡結構的安全性，因此分析連續錘擊荷載作用下的鋼板樁結構位移具有十分重要的工程意義。在數值模型中，將錘擊荷載施加于待開挖邊坡后端的土層中點上，對上、下雙排鋼板樁結構沿水平方向各取20 個位移測點，位移測點布置如圖7 所示，鋼板樁結構的峰值位移分布如圖8 所示。

圖7 位移和應力測點的布置Fig.7 Layout of displacement and stress measurement points

圖8 鋼板樁結構的峰值位移分布Fig.8 Peak displacement distribution of steel sheet pile structure

由圖8 可知：鋼板樁位移沿水平方向的變化不大；邊界處的測點可能由于邊界效應與其他測點存在較大差異；中部測點的峰值位移相近，可能是由于上下排鋼板樁通過剛性連接在一起，提供了良好的抵抗變形的能力，同時，鋼板樁較大的彈性模量對于抵抗變形也發揮了一定的作用。經分析，下排鋼板樁的最大位移為3.14 cm，上排鋼板樁的最大位移為2.51 cm，上、下排鋼板樁的允許撓度分別為45 和30 mm，未超出允許值，考慮到雙排鋼板樁之間存在剛性連接，允許撓度將大于理論值，因此，就當前的錘擊荷載來說，雙排鋼板樁結構是安全的。

3.2 鋼板樁動應力分析

如果鋼板樁樁身的應力超過材料的容許應力，則可能導致鋼板樁破壞，進而使整個岸坡結構趨于危險破壞，因此，鋼板樁樁身的動應力分析也是鋼板樁動力響應特性研究的重要內容。選取模型中部鋼板樁數個測點進行分析可知，鋼板樁樁身的最大主應力在20 MPa 以內，且各點的應力差值不大，遠小于鋼板樁材料Q239 鋼可以抵抗的最大許用應力218.52 MPa[15]。因此，對于錘擊樁施工過程，在鋼板樁的最大主應力方向上結構是安全的，典型測點的最大主應力如圖9 所示。

圖9 典型測點的最大主應力Fig.9 Maximum principal stress at typical measuring points

對于鋼結構應力允許值分析，僅對最大主應力分析是不夠的。在數值模擬中，為了綜合考慮各向異性材料的多個主應力對結構強度的影響，常常引入Mises 應力進行受力分析，通過綜合比較最大主應力和Mises 應力，可以更好地評估動力荷載對鋼板樁結構強度及穩定性的影響。

由于Mises 應力會考慮各個方向的應力，因此分析沿水平方向各測點的最大Mises 應力可以獲得規律性認識。Mises 應力測點的選取與位移測點一致，見圖7。Mises 應力沿水平方向的分布如圖10 所示。排除邊界效應所導致的異常數據（前后各3 個測點），越靠近錘擊點與鋼板樁的垂直連線，Mises 應力越大；上、下排鋼板樁的最大Mises 應力分別為20.85、25.40 MPa，均遠小于鋼板樁材料Q239 鋼可抵抗的最大許用應力218.52 MPa。綜合最大主應力和Mises 應力分析，此雙排鋼板樁結構處于安全范圍內。

圖10 Mises 應力沿水平方向的分布Fig.10 Mises stress distribution along the horizontal direction

4 結 論

通過現場監測與動力有限元數值計算相結合的方法，分析了樁錘作用荷載下岸坡雙排懸掛鋼板樁的動力響應特性，得到如下主要結論：

(1) 現場振動監測顯示，在樁錘荷載作用下岸坡最大合振動速度為2.045 cm/s，振動速度隨著遠離管樁施工位點而不斷衰減，且出現最大合振動速度的時刻基本一致；

(2) 對比現場監測合振動速度與數值模擬結果，兩組數據的相對誤差在可接受范圍之內，最大相對誤差為28.9%，最小相對誤差僅為7.7%，驗證了數值模型及參數的可靠性；

(3) 數值模擬結果表明，鋼板樁位移變形與錘擊位點的相對位置關系不大，下排鋼板樁的最大位移為3.14 cm，上排鋼板樁的最大位移為2.51 cm，雙排鋼板樁結構的位移變形均未達到極限允許撓度，處于安全范圍內；

(4) 雙排鋼板樁結構的最大主應力與錘擊位點的相對位置關系不大，上、下排鋼板樁的最大主應力均小于20 MPa，Mises 應力最大值出現在鋼板樁與錘擊點垂直連線處，上排鋼板樁的最大Mises 應力為20.85 MPa，下排鋼板樁的最大Mises 應力為25.40 MPa，均小于鋼板樁Q239 鋼的最大許用應力218.52 MPa，從應力角度看，鋼板樁處于安全范圍內。