高桩码头钢板桩接岸结构锈蚀残余承载力有限元分析

王世明，王崇宇，林高杰

（1.天津港建设工程质量安全监督站，天津300456；2.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）

钢板桩接岸结构是岸坡上高桩码头中用于抵抗码头后部土体水平位移变形的重要构造物，在海洋环境的腐蚀作用下，钢板桩可能出现耐久性的问题。近年来，对钢板桩及码头接岸结构的研究较多，沈运峰［1］等介绍了原码头钢板桩加低胸墙的修复方法，取得了良好的经济效益。朱锡昶［2-3］等对码头入海近60 a钢板桩进行研究，采用水下摄像、水下超声波测厚、水下切割取样等手段调查和检测了8个港口的钢桩腐蚀状况，对钢板桩岸壁式码头钢筋混凝土胸墙破坏情况及水下钢板桩腐蚀程度进行检测。徐炬平［4］认为海港码头通常采用钢板桩等钢质结构，其最大的缺点是易锈蚀。特别是潮差段更易腐蚀且难以防护。

调查发现天津港9～11段码头钢板桩接岸结构出现了锈蚀和破损现象［5］，但还不确定是否对接岸结构的安全稳定造成影响，其残余强度是否能满足结构物的工作要求亦未可知。钢板桩与岸坡的相互作用较为复杂，采用常规方法的计算结果无法判别其安全性。

有限元法是一种能够模拟结构与土相互作用的数值计算方法［6］，本文采用数值计算方法分析钢板桩完好以及锈蚀情况下的接岸结构变形和受力的状况，为接岸结构使用的安全性判定提供依据，并结合规范计算方法对钢板桩的强度进行分析。

1 工程概况

天津港9～11段码头位于一突堤西侧，码头从南至北总长565.26 m，其中泊位总长530 m。该码头为高桩梁板式结构，前方承台宽13.53 m，上部结构由横梁、门机梁、火车道板和靠船构件等组成。码头后沿接岸部分是由厚45 cm的预应力板桩墙、55 cm×55 cm的预应力空心斜顶桩和帽梁构成的挡土墙，板桩墙和斜顶桩的连接型式为固接。板桩桩尖打至-17.5 m，斜顶桩桩尖打至-22 m，相邻斜顶桩间距为3.50 m。天津港9～11段码头后承台及接岸结构断面见图1，接岸结构为斜顶桩加钢板桩结构型式。

在近年的码头调查中发现，天津港9～11段码头接岸结构中的钢板桩出现了较为严重的锈蚀破损现象，部分位置已出现300 mm×500 mm的锈洞。根据对钢板桩的重点检测结果，拟采用有限元法对其进行分析并判定安全性。

2 有限元计算模型

采用ANSYS软件进行分析，建立钢板桩接岸结构（由斜顶桩、钢板桩、帽梁组成）和地基土共同作用的整体计算模型，计算分析采用三维有限元法［7］，沿码头岸线方向取3.6 m范围，岸—海方向取83 m范围（码头前沿外-13 m，码头前沿往后取-70 m），模型见图2。

为了方便计算分析，对U形钢板桩进行一定的简化，采用地下连续墙等代钢板桩结构进行计算，钢板桩、斜顶桩、帽梁及土体均由Solid45单元离散。计算分析中钢板桩、混凝土（斜顶桩、帽梁）等均考虑为线弹性材料，其材料特性按照我国相关技术规范取值，接岸结构材料特性见表1；地基土体在计算分析中考虑为D-P弹塑性本构模型，土体参数根据《天津港9～11段码头工程岩土工程勘察报告》取值，土体材料特性见表2。

该码头竣工于1978年，至今已接近30 a，土体在自重作用产生的沉降、固结等变形已基本完成，因此在数值计算分析时只考虑土体在自重等作用下产生的初始应力，不考虑土体在这些历史作用下的变形，在计算分析之前进行模型的初始应力平衡。计算分析中的外荷载主要考虑码头面上的堆载为50 kPa均布荷载。

图2 有限元模型网格Fig.2 Finite element meshing

表1 接岸结构材料特性Tab.1 Material properties of link-banked structure

3 钢板桩完好情况计算分析

首先对钢板桩完好情况的岸坡—接岸结构物进行计算，分析结构物及土体的变形特征，以及斜顶桩和帽梁的应力状态，并对钢板桩的受力特性进行核算。

3.1 接岸结构及土体变形特征

分析钢板桩完好情况，提取数值计算结果，岸—海方向位移见图3，由图3可知，在后方均布堆载的作用下，岸坡内部土体产生了较大的侧向位移，主要位于钢板桩的下半部分，最大侧向位移值达14.9 mm，说明荷载作用已传递至土体深处。根据竖向位移计算结果，最大沉降为87 mm，根据30 a码头观测资料，建成后码头总沉降约为200 mm，本文计算中未考虑固结沉降，因此认为模型计算结果是合理的。

表2 土体材料特性Tab.2 Soil materials properties

由图3可知，接岸结构前方的土体受堆载作用影响较小，在钢板桩接岸结构的影响下，形成了板桩中部位置凸向海侧的“C”形特征。综合以上变形分析，该码头岸坡主要以软土地基为主，地基的压缩变形相对较大，在后方堆载作用下，钢板桩及岸坡深处的变形相对较大，形成中间变形大，上下变形相对较小的特征，接岸结构上部侧向位移较小，竖向位移主要体现在帽梁的岸侧沉降相对较大［6］。

图3 完好情况下结构及土体岸—海方向位移图Fig.3 Coast-seaward displacement of structure and soil under good condition

3.2 钢板桩的受力计算分析

据《港口工程钢结构设计规范》（JTJ 283-99）［8］，钢板桩可按压弯构件计算，其单位宽度强度应满足下式要求

式中：Nk为每米宽板桩墙轴向力标准值，kN/m；Mmaxk为每米宽板桩墙最大弯矩标准值，kN·m/m；A为钢板桩截面面积，m2；Wz为钢板桩的弹性抵抗矩，m3/m；γGQ为综合分项系数。

在有限元模型的计算中，将钢板桩简化等代为连续墙，这与钢板桩的设计规范中的理念是一样的，以每米宽钢板桩的内力值为计算依据，因此本文将数值计算结果转化为弯矩和轴力，图4为每米宽钢板桩的弯矩值，图5为每米宽钢板桩的轴力值。

钢板桩的弯矩呈现上部较大、往地基深处逐渐减少的趋势，并且在桩底位置出现了反弯的现象，弯矩在高程为-2 m位置达到最大，此处为抛石与地基交界位置，每米宽板桩弯矩最大值为245 kN·m。

钢板桩考虑为压弯构件进行计算，根据《港口工程钢结构设计规范》，钢材的抗弯强度设计值为f=215 N/mm2。计算中考虑钢板桩的各种不利情况，根据计算结果取钢板桩的不利位置进行受力计算。

高程-2 m位置为钢板桩主要受弯位置，其每米宽钢板桩最大弯矩值为Nk=245 kN·m/m，该位置的对应轴力值为600 kN/m，代入到钢板桩强度计算公式

由计算结果可知，该位置钢板桩强度满足要求。同样对高程-13 m位置和高程-8 m位置进行计算，钢板桩的强度满足要求。综上计算结果可知，在钢板桩完好的情况下，钢板桩各个位置的强度均能满足要求。

图4 每米宽钢板桩弯矩值Fig.4 Moment values of steel sheet pile per meter

图5 每米宽钢板桩轴力值Fig.5 Axial force of steel sheet pile per meter

4 钢板桩锈蚀情况计算分析

根据现场调查的情况，钢板桩出现了严重的锈蚀现象，钢结构的锈蚀将直接影响钢板桩的实际厚度，这将影响到钢板桩的工作性能，因此本文在钢板桩锈蚀后厚度变薄情况下进行了有限元计算分析，数值计算模型中考虑钢板桩为80%残余厚度（钢板桩原厚度为15 mm，80%残余厚度为12 mm）。

图6 钢板桩80%锈蚀残余厚度情况下结构及土体岸—海方向位移图Fig.6 Coast-seaward displacement of structure and soil after steel sheet pile rusting remain 80%

4.1 接岸结构及土体变形特征

对考虑钢板桩锈蚀情况的有限元计算结果进行分析，主要对接岸结构及土体的侧向位移和竖向位移进行分析。接岸结构及土体的侧向位移见图6，其土体侧向位移特征也主要出现在钢板桩的前后，沿竖直方向以钢板桩下部的侧向位移较为明显，侧向位移的最大值为17.7 mm，较钢板桩完好情况有所增大。由于钢板桩厚度的减少，钢板桩强度降低使得土体及接岸结构变形量增大，说明钢板桩的锈蚀对接岸结构的工作性能有一定的影响。以上分析结果均说明了钢板桩锈蚀后，其实际工作厚度的减少将影响到接岸结构的变形特征，使得接岸结构的工作性能下降，接岸结构及土体的侧向位移和竖向位移均有增大。

4.2 钢板桩受力计算分析

根据钢板桩完好情况下的钢板桩受力状态，对钢板桩锈蚀情况下的强度进行核算，分别取钢板桩3个不利位置的受力进行计算，并且以钢板桩完好情况下设计状态内力作为核算内力。

高程-2 m位置为钢板桩主要受弯位置，其每米宽钢板桩最大弯矩值为Nk=245 kN·m/m，该位置的对应轴力值为600 kN/m，其中钢板桩截面面积A按照钢板桩锈蚀残余80%厚度计算，钢板桩弹性抗力矩计算方法同样，将数值代入到钢板桩强度计算公式

桩身高程0 m位置

桩身高程-4.5 m位置

结合其他位置计算结果可知，在钢板桩80%残余厚度的情况下，钢板桩桩顶（高程2.6 m）至桩身高程-4.5 m区域的强度不能满足要求，在其他位置能满足要求。

5 钢板桩局部破损情况计算分析

在现场调查中，还发现部分位置的钢板桩锈蚀形成锈洞，锈洞主要出现在泥面线附近，并逐渐向桩顶位置延伸，为了分析锈洞对接岸结构的影响，在数值计算分析中也考虑了钢板桩局部破损情况。

5.1 接岸结构及土体变形特征

经过对钢板桩锈蚀局部破损情况的计算分析，对接岸结构及土体变形特征进行分析。接岸结构及土体侧向位移见图7，由图7可以看出钢板桩前后土体的侧向位移范围相对增大，土体的最大侧向位移值为20.6 mm，较钢板桩锈蚀厚度变薄和完好情况下位移值更大，但对土体的侧向位移还有一定的限制作用。

5.2 钢板桩受力分析

图7 钢板桩局部破损情况结构及土体岸—海方向位移图Fig.7 Coast-seaward displacement of structure and soil after steel sheet pile partial-damaged

由现场检测结果可知，钢板桩锈蚀成洞主要体现在钢板桩的凸面（海侧），而钢板桩锁扣的位置锈蚀程度相对较少，因此可以说在锈蚀成洞位置的钢板桩也存在残余强度，本文在进行钢板桩受力计算时，主要依据的是钢板桩抗弯刚度和抗压刚度，而对于钢板桩凸面锈蚀成洞情况下的钢板桩强度无从得知，因此本文采用数值计算方法对完好和锈洞情况的钢板桩受力变形特点进行分析，比较得出钢板桩锈洞情况下的刚度折损比。

分别建立钢板桩完好和锈洞情况下的监护有限元模型，施加同样的荷载进行计算分析，模型底部采用全约束，将计算结果与一端固定一端自由的梁结构变形计算公式进行比较，得到钢板桩在锈洞状态下的抗弯刚度是完好状态的0.65倍，抗压刚度为0.73倍。

根据钢板桩完好情况下的钢板桩弯矩和轴力数值，重点对钢板桩锈洞位置的强度进行核算，锈洞位置一般位于高程1 m左右，为钢板桩受弯位置，其每米宽弯矩值为Nk=200 kN·m/m，该位置的对应轴力值为400 kN/m，其中钢板桩截面面积A和弹性抗力矩按照钢板桩锈蚀成洞残余强度计算，将数值代入到式（1）

计算结果表明该位置钢板桩强度不满足要求。

6 小结

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、锈蚀情况下的计算，并分别对接岸结构及土体变形特征、钢板桩受力特征进行了分析。

综合以上计算分析结果可知，钢板桩在完好情况下，接岸结构能够较好地实现其结构性能，具有较好的阻挡土体变形和承担上部荷载的能力，并且强度满足要求。在锈蚀后残余80%厚度的情况下，钢板桩接岸结构性能有所降低，且在桩顶至桩身高程-4.5 m位置，钢板桩将无法满足强度要求，土体的变形明显增大，接岸结构处于较危险状态。钢板桩在局部破坏（锈蚀成洞）的情况下，锈洞位置的钢板桩不能满足强度设计要求，仅靠泥面线以下的剩余钢板桩实现接岸挡土功能，土体变形将增大，对接岸结构本身的稳定也造成了影响，接岸结构中斜顶桩和钢板桩的共同作用将无法实现。采用有限元分析方法分析钢板桩接岸结构的残余承载力，不仅可以得到接岸结构及土体的变形特征，还可以对钢板桩的强度进行核算，是一种有效的分析方法。

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