钢板桩式接岸结构锈损与加固研究

朱崇诚，王崇宇

（1.交通部天津水运工程科学研究所水工构造物检测、诊断与加固技术交通行业重点实验室，天津300456；2.湖南省交通规划勘察设计院，长沙410008）

高桩码头通常由高桩承台和接岸结构两大部分组成，而码头结构安全的“生命线”是接岸处的整体稳定性，它又决定着高桩承台的宽度［1］。接岸结构主要是衔接码头与陆域、减小码头结构的宽度并起到挡土作用。与其他部分相比，其构造相对较复杂，破坏后维修加固比较困难、费用也高。我国正在服役的大量高桩码头中，以重力式挡土墙接岸和钢板桩接岸居多。随着码头使用年限的增长和码头装卸负荷的增加，接岸结构出现变形、破损的情况越来越多，逐渐成为高桩码头结构安全的关注重点。

重力式挡土墙接岸结构不良变化以变形过大为主。在较大的堆货荷载作用下，挡土墙下岸坡土体发生明显的向海侧位移，挡土墙倾斜，靠近挡土墙的基桩在岸坡土体前移推动和上部结构的限位作用下，发生桩顶断裂、桩帽与横梁间相对错位、横梁搁置长度不足等破坏现象。这类破坏现象在天津港多个老码头中出现，尤其是位于突堤和顺岸连接部位的码头转角处，这种现象更多。重力式挡土墙接岸结构的破坏特点与加固方法已有一些研究成果［2-4］。

钢板桩式接岸中的钢板桩被打入深层土体，其挡土作用比重力式挡土墙接岸要好，其不良变化有斜顶桩桩顶开裂、钢板桩锈损等。对于前者，工程上创造了铰接桩帽方式，成功地解决了这一问题，而对后者的相关研究和工程实例还不多。本文结合高桩码头工程实例，对接岸结构钢板桩锈损及其加固方法进行研究。

1 依托工程概况

依托工程为1978年竣工的3个高桩码头泊位［5］。泊位总长530 m，装卸货种为件杂货，靠泊能力为3个万t级泊位，可同时停靠2艘150 m及1艘160 m长的船舶。码头结构型式为高桩梁板式，分为前后承台。前方承台宽13.53 m，上部结构由横梁、门机梁、火车板和靠船构件等组成，梁均为预应力连续梁，板为预应力连续板，共有86个排架，分为10个结构段；后方承台宽27.10 m，上部结构由预应力简支横梁和预应力空心简支大板等构件组成，共有84个排架，分为10个结构段。码头的接岸结构型式为“钢板桩+斜顶桩+帽梁”型式，板桩墙和斜顶桩的连接型式为固接，板桩桩尖打至-15.5 m，斜顶桩桩尖打至-22.0 m，相邻斜顶桩间距为2.33 m。接岸结构钢板桩为鞍IV型，其宽度W=400 mm，高度h=180 mm，腹板厚度t1=15.5 mm，勒板厚度t2=10.5 mm，断面积A=99.14 cm2，重量G=777.3 N/m，惯性矩I=4 025 cm4。鞍IV型钢板桩断面图见图1。

图1 钢板桩断面图Fig.1 Sectional drawing of steel sheet pile

2 钢板桩工作环境和腐蚀介质调查

钢板桩工作环境调查内容包括潮汐、气温、湿度、降水、波浪、海流、工程地质等。腐蚀介质调查内容包括海水中氯离子含量、含盐量、pH值、电阻率、水污染情况和周边其他环境侵蚀介质等。

该海区海水pH值为7.60～7.95，Cl-浓度为18 733 mg/L。含盐量为3.31%，主要盐分为NaCl、MgCl2、CaSO4等，海水的腐蚀性高。海水的电导率为4.03×10-2s/cm。天津近海岸属于泥滩，海水浊度一般都在40 NTU左右，但港区内的水域一定程度上受到煤炭、矿石粉、油等的污染，海水水质较混浊。根据《海水水质标准》（GB3097-1997），渤海近海岸海水属于四类水体，主要污染物为有机物、胶体物质、悬浮物质等。

3 钢板桩锈损检测

经检测，码头接岸结构有77根钢板桩发生锈蚀破损现象，接岸结构存在安全隐患。

3.1 钢板桩锈损特点

（1）钢板桩局部破损形态包括外观红褐色锈迹、锈破成洞等。大部分局部锈蚀表现为锈破成洞，钢板桩锈洞大小不等，锈洞面积大多在50 mm×50 mm～300 mm×500 mm。典型锈洞情况见图2，图中单位为cm。

图2 钢板桩锈洞立面图Fig.2 Elevation drawing of corrosion on steel sheet pile

从锈洞形状可见，锈洞底边与钢板桩正面宽度几乎相等，锈洞口上边缘呈不规则曲线。钢板桩锁口所在的侧面厚度均相对较大，如图2中A处为15 mm、E处为14.5 mm，锈蚀主要发生在钢板桩的中间位置。由于长年的腐蚀，锈洞上部的钢板桩锈蚀严重，形成了一层层的黑褐色锈片，用铁锤击打钢板桩锈洞上部，容易扩大洞口面积，锈洞上部100 mm高的钢板已经失效。

（2）钢板桩锈洞均出现在钢板桩凸向海侧表面（凸面），而陆侧表面（凹面）和锁口所在面（侧面）尚未发现锈洞现象。

（3）为了解钢板桩泥面以下锈蚀情况，现场对钢板桩前面进行了开挖，开挖深度为泥面以下1.0 m。开挖后发现，钢板桩锈洞前的回填料或堆积物为砂子、碎石、煤渣等，而泥面以下钢板桩也存在一定的锈蚀情况，表层覆盖了一层锈蚀层，采用锤击敲掉表层锈蚀，露出了银白色的钢板，强度较高，从上至下钢板桩厚度逐渐增加，其中洞口处钢板桩有效厚度约为6.0 mm，往下延伸可达12 mm。

（4）在高度位置上，钢板桩锈蚀均位于潮差段。由于钢板桩上部为帽梁结构，下部插入地基中，露出部分高度在0.5～1.5 m。该部分钢板桩在低水位时完全暴露在空气中，高水位时则完全浸泡在海水中。

（5）钢板桩上可见的排水孔还在排水，有的钢板桩锈洞就是由排水孔扩大而来的。落潮时，锈洞向外排水，墙后回填料部分露出。

（6）现场没有发现钢板桩锁口相对错动现象，说明破损钢板桩尚无明显不均匀沉降变形。

（7）现场没有发现钢板桩明显倾斜或局部鼓肚现象，说明泥面线附近的钢板桩尚无明显的水平受力变形特征。

3.2 钢板桩自腐蚀电位检测

为了解钢板桩的腐蚀状态，采用Ag/AgCl参比电极和万用表检测了钢板桩不同位置的自腐蚀电位。钢板桩泥面线以上的自腐蚀电位分布在-580～-622 mV，在泥面线以下自腐蚀电位约为-550 mV，钢板桩的自腐蚀电位分布较均匀，处于未受保护的自然腐蚀状态。

3.3 钢板桩取样分析

现场采用切割机进行了切割取样，对样品进行成分分析。原钢板桩和现钢板桩样品化学成分见表1。

表1 钢板桩化学成分含量Tab.1 Chemical compositions and relative contents of steel sheet pile （%）

将锈蚀钢板桩与完好钢板桩化学成分进行比较可知，锈蚀钢板桩C的成分含量为0.43%，已远远超过未锈蚀条件下的含量0.13%，S的成分0.35%也是未锈蚀条件下的10倍左右，Si和P的含量变化不大，Mn的含量有所减少，Cu的含量仅为0.023%。C和S含量的增加会影响钢板桩的强度，可见钢板桩受到了严重腐蚀，并且自身的耐腐蚀性能和强度均有降低。

4 钢板桩锈蚀破损机理分析

4.1 电化学腐蚀

钢板桩的最大缺点是易锈蚀，锈蚀破损将缩短其使用年限。钢材的锈蚀主要源于其表面产生局部电位差形成的腐蚀电流，或是由于水和氧气引起的化学反应。影响钢板桩锈蚀的因素有：钢材的化学成份、与其接触的水体和土中的有害物质的含量、干湿交替、动力和生物的作用等。钢材的化学成份是内因，其余为外因。

钢板桩在海水中的电化学腐蚀过程可用如下化学式表示

4.2 潮差区段的影响

该港区的年平均低潮位为+1.34 m，钢板桩暴露部位在帽梁底和泥面之间，帽梁底标高为+2.2 m，由于沉积物的影响，板桩墙前泥面标高多数部位略高于设计泥面标高+0.2 m，所以钢板桩锈蚀部位高度位于潮差区，在年平均低潮位附近。

有关研究表明，钢结构物在海洋环境中的腐蚀状态因高程不同而异，其中浪溅区和紧接平均低潮位以下2个区域都出现腐蚀峰值，尤以浪溅区的腐蚀最为严重。在这2个区域中，钢材往往会出现穿孔现象。

在潮差区段，钢结构始终处于干湿交替的周期间浸状态，钢结构表面每天至少有一段时间与海水接触，氧供应较充分，钢表面的温度同时受大气和海水温度的影响。因此钢结构腐蚀较严重，且腐蚀不均匀，局部腐蚀严重，尤其是在高潮位和低潮位附近，不仅腐蚀速度很快，而且点蚀和空蚀严重，是需要重点保护的部位。

4.3 水流冲蚀的影响

由于风、潮汐、船舶运动等因素的影响，作用在钢板桩的水流流速很大，使其暴露部分长期承受墙前水流的冲击，海水液体在金属表面的流动，促进了腐蚀性成份的循环，加速了氧的扩散，同时也除去了附着在金属表面上的腐蚀生成物，加快了钢的腐蚀速度。另外墙前淤积物材质为砂子、碎石、煤渣等，有空气泡且高速流动的海水可引起冲击腐蚀，当气泡破裂时可引起空泡腐蚀，夹带泥沙的海水可引起磨蚀，导致钢板桩局部腐蚀严重。

4.4 海洋生物的影响

海蛎子、藤壶和海藻等海生物能在钢结构表面上附着寄生，有时虽能起到一定的保护作用，但在海生物附着层部分发生脱落时，金属表面上生物体所覆盖的部分由于氧的供给受到控制成为阳极，未被生物覆盖的部分成为阴极，形成浓差电池从而加速局部腐蚀。

综上所述，接岸结构钢板桩在泥面附近局部腐蚀的主要原因是电化学腐蚀，同时水流冲蚀、空泡腐蚀、砂石磨蚀等也是重要影响因素。

5 钢板桩锈蚀程度评估

钢板桩使用期平均腐蚀速度可按下式计算

式中：V0为钢结构腐蚀速度，mm/a；Di为钢结构原始厚度，mm，鞍IV型钢板桩正面厚度Di=15.5 mm；Df为检测时钢结构平均厚度，mm，被测钢板桩已产生锈洞，锈洞处Df=0，锈洞下部位Df=12 mm；ts为检测时钢结构已使用的时间，a，被测码头于1978年建成，使用至2006年发现锈洞，ts=28 a。计算得钢板桩锈洞处平均腐蚀速度V0=0.55 mm/a。可见钢板桩锈洞处的年平均腐蚀速度是非常大的。

钢结构使用年限可根据腐蚀情况检测结果按下式计算

式中：te为钢结构使用年限，a；ts为检测时钢结构已使用的年限，a，ts=28 a；Df为检测时钢结构的平均厚度，mm，钢板桩锈洞处Df=0 mm，锈洞下部位Df=12 mm；Dt为按承载能力极限状态计算得出的钢结构厚度，mm；V为钢结构腐蚀速度，mm/a。由于钢板桩上已出现目视可见的锈洞，所以te≤28 a，有锈洞的钢板桩存在很大安全隐患，不应继续使用。

钢板桩是接岸结构的最基本组成部分，其下部打入地基构成连续墙，起挡土作用并作为接岸结构的直立墙面，承担墙后土压力，防止变形过大，维持岸坡整体稳定。钢板桩在泥面附近出现局部锈蚀破损后，其与上部帽梁结构的整体性逐渐被破坏，板桩上部的水平支撑被破坏，帽梁的垂直支撑也被弱化，斜顶式板桩结构由下端嵌固的超静定结构逐渐转变为无锚板桩结构。在较大的上部荷载或墙后土压力作用下，板桩结构可能出现前倾、鼓肚、踢脚失稳、岸坡整体失去稳定性等破坏形态，使高桩码头—岸坡体系产生各种破坏现象或留下巨大安全隐患。因此接岸结构钢板桩锈损可能带来严重的后果。根据现行行业规范［6］要求，对钢板桩式接岸结构按码头结构段划分为评估单元，根据钢板桩的现场检测数据，II～VII结构段对应位置的钢板桩泥面附近局部锈蚀严重，有77根钢板桩发生上述锈洞形态的破损，腐蚀已严重影响承载能力，导致接岸结构的安全处于不确定状态，码头钢板桩耐久性评估等级为D级，不满足设计使用年限要求，应视条件立即采取修复、补强措施。

6 钢板桩锈蚀及破损情况的有限元分析

在现场检测结果的基础上，建立了钢板桩接岸结构与岸坡相互作用的有限元模型，分别进行了钢板桩完好情况、锈蚀情况和局部破损情况的计算，并分别对接岸结构及土体变形特征、钢板桩受力特征和斜顶桩及帽梁应力进行了分析。钢板桩锈洞情况按现场实际检测数据的模拟见图2。计算结果表明：钢板桩在完好情况下，接岸结构能够较好的实现其结构性能，能较好的阻挡土体变形和承担上部荷载，其强度也满足要求；钢板桩在锈蚀后残余80%厚度（原厚度为15 mm，80%残余厚度为12 mm）的情况下，钢板桩接岸结构性能有所降低，在桩身泥面线以下位置的钢板桩将无法满足强度要求，该位置的最大拉应力值367 MPa超过了钢板桩设计抗拉强度215 MPa，土体变形明显增大，接岸结构处于较危险的状态；在局部破坏锈蚀成洞的现状下，钢板桩存在海侧凸面锈洞，其锈洞位置拉应力最大值为233 MPa，超过了设计值，使得钢板桩整体作用性能降低，因此土体变形增大，并且对接岸结构本身的稳定也造成了影响，对帽梁后部的沉降影响较大，帽梁与斜顶桩连接可能出现破损，导致接岸结构中斜顶桩和钢板桩的共同作用无法实现。

7 钢板桩锈损加固方法

在充分分析结构特点、预测加固效果和施工可行性的基础上，针对钢板桩锈蚀特征，提出了帽板加固法、局部外包法和地连墙替代法3种加固方案，并分别建立数值模型进行了计算分析。综合计算分析结果表明：帽板加固法可以将泥面以下的钢板桩与斜顶桩和帽梁连接起来，重新实现接岸结构的功能，但是斜顶桩桩帽位置加固体的受力较大；地连墙替代加固方案，实际上形成剩余钢板桩与地连墙综合作用作为接岸结构，使接岸结构前方码头及岸坡的变形受到限制，接岸结构的力学性能也得到大大改善，但是其施工难度和工程量都较大；局部外包法是在钢板桩产生锈洞的位置采用钢筋混凝土外包，计算接岸结构变形特征，分析结果表明，其加固效果基本可以达到钢板桩完好情况的水平，钢板桩及结构的受力也均能满足要求。综合以上加固方案的特点及数值分析结果，推荐在钢板桩产生锈洞位置采用局部外包法对钢板桩进行加固，该方案施工难度相对较低，工程量较小，且加固后接岸结构的变形和受力均可以满足要求。

局部外包法加固方案要点包括：用钢筋混凝土板加固钢板桩锈蚀破损部分，类似夹板法接骨处理；在钢板桩破损上下焊接锚筋生根，使其与外包体形成整体作用，共同受力；在钢板桩原排水孔位置，依然预留排水孔；加固体底部，可按极端低水位-1.29 m设计；如采用干法施工，需局部掀开码头后承台一跨面板，进行深层支护施工，清泥形成施工作业面，然后进行钢筋混凝土加固体施工。局部外包法方案如图3所示，图中尺寸单位为cm，高程单位为m。

图3 局部外包法方案图Fig.3 Scheme for local reinforcement with reinforced concrete

8 结语

结合工程实例，利用现场检测、室内试验和有限元分析等技术手段对接岸结构钢板桩锈损破坏的环境条件、破损特点、形成机理、影响程度和加固方法进行研究，得出：

（1）钢板桩工作环境为海水，其pH值为7.60～7.95，Cl-浓度为18 733 mg/L，含盐量为3.31%，主要盐分为NaCl、MgCl2、CaSO4，电导率为 4.03×10-2s/cm，海水的腐蚀性高。

（2）接岸结构钢板桩在泥面附近局部腐蚀的主要原因是电化学腐蚀，同时水流冲蚀、空泡腐蚀、砂石磨蚀等也是重要影响因素。

（3）钢板桩锈损形态主要表现为局部锈破成洞，锈洞面积在50 mm×50 mm～300 mm×500 mm，洞口上部100 mm高的钢板已经失效，洞口下部有效厚度为6.0 mm，往下延伸厚度可达12 mm。没有发现钢板桩明显倾斜、局部鼓肚或锁口相对错动现象，泥面线附近的钢板桩没有明显的水平受力变形特征和不均匀沉降变形特征。

（4）钢板桩在局部锈蚀成洞的现状下，锈洞位置钢板桩拉应力最大值为233 MPa，超过了设计值，可能导致接岸结构中斜顶桩和钢板桩的共同作用无法实现，钢板桩锈损造成接岸结构的安全隐患，应视条件立即采取修复补强措施。

（5）推荐采用局部外包法对接岸结构钢板桩锈损破坏进行加固。该方案是在钢板桩产生锈洞的位置采用钢筋混凝土外包，施工难度较低、工程量较小，加固后接岸结构的变形和受力均可满足要求。

［1］郭莲清.天津港码头结构综述［J］.港工技术，2001（12）：64-71.GUO L Q.General Descriptions on Wharf Structures of Tianjin Port［J］.Port Engineering Technology，2001（12）：64-71.

［2］李越松，张勇，王笑难.天津港突堤转角处高桩码头后承台构件相对错位破损原因［J］.中国港湾建设，2007（3）：17-20.LI Y S，ZHANG Y，WANG X N.Causes of Damage Resulted from Relative Displacement of Bearing Platform of Piled Wharfs at Corners of Piers in Tianjin Port［J］.China Harbour Engineering，2007（3）：17-20.

［3］朱崇诚，李越松，王笑难.灌注桩在码头结构加固中的应用［J］.水道港口，2008（5）：358-361.ZHU C C，LI Y S，WANG X N.Application of filling pile in reinforcement of wharf structure［J］.Journal of Waterway and Harbor，2008（5）：358-361.

［4］张强，刘现鹏，刘娜.岸坡土体变形对天津港高桩码头的危害［J］.水道港口，2005（4）：241-243.ZHANG Q，LIU X P，LIU N.Damage from bank soil deformation high-pile wharf［J］.Journal of Waterway and Harbor，2005（4）：241-243.

［5］天津港务局，交通部天津水运工程科学研究所.天津港水工设施图集［R］.天津：天津港务局，1997.

［6］JTJ302-2006，港口水工建筑物检测与评估技术规范［S］.