高桩码头叉桩修复及加固技术研究

张 强 ，熊洪峰 ，2，刘现鹏

（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.哈尔滨工程大学船舶工程学院，哈尔滨150001）

随着我国船舶运量不断快速增长，码头的升级改造成为提高港口吞吐量的重要手段之一。码头的升级改造需重点考虑2个问题：超过原设计船型的船只停靠及停泊；前后承台及后方堆场堆载的急剧增加。后者主要使码头的竖向荷载增加，而停靠超过原设计船型的船舶需要对码头前沿进行浚深，且由于船舶的大型化会使码头结构承受的水平力（撞击力、系缆力）增加，结构出现受力破坏。根据天津港近2 a的检测［1］发现，泊位升级后由于上述原因导致大多数叉桩出现破损断裂现象，并且有递增的趋势。高桩码头的水平承载力主要由叉桩承受，因此亟需对叉桩进行修复及加固处理。

本文通过有限单元法［2］建立桩土相互摩擦的高桩码头结构，对其叉桩加固方案进行仿真计算，得到不同加固条件下的受力规律，由此推荐加固方案和最优加固尺寸。

1 工程概况

某高桩码头的码头面高程为5.8 m，码头前沿设计泥面高程-10.0 m。该码头为高桩梁板式码头，排架间距为7 m，承台宽度为13.8 m，一对叉桩三直桩排架，直桩为55 cm×55 cm。叉桩为50 cm×50 cm空心桩，面板厚度为48 cm，叉桩水平转角为22°。

2 模型的建立

2.1 模型的简化

在进行桩—岸坡体系相互作用及码头上部结构的受力分析时，若取整个结构段为计算范围，计算量非常大，目前的个人PC平台无法完成。因此需要在模型中简化。若取单排桩基单位宽度为计算范围，其计算量将可以大大减少，李越松［3］通过建立2个不同宽度的桩—岸坡体系模型，其中一个宽度为7.0 m（单列桩基等效宽度）的单桩模型，另一个为28 m（4排架的长度）的四桩模型，计算分析得到不同范围的模型计算结果非常接近，误差范围不到1%。所以本工程选取单排架进行桩体受力分析。

2.2 几何模型的建立及网格划分

本文采用ANSYS有限元软件建立高桩码头与土相互作用的实体三维数值模型［4］，全部实体采用Solid45单元离散［5］，采用面-面接触单元［6］模拟桩土接触［7］。有限元模型见图1，前承台有限元模型见图2。

2.3 最不利工况

根据《港口工程荷载规范》（JTJ215-98）［8］并结合现场观测，计算得到作用于单个排架下的最大船舶撞击力为183.2 kN，最大系缆力沿码头横向的分力为-126 kN；根据资料选取码头前沿最大浚深为-11 m，根据《天津港2009年秋季检查报告》［1］测得的岸坡形式计算回淤量；后承台及后方堆场的最大竖向荷载采用50 kN/m2。刘现鹏等［1］认为在工况撞击力最大（183.2 kN）、竖向荷载最大（50 kN/m2）以及回淤量和浚深最大下，向岸斜桩将承受很大的弯矩而使正截面出现偏心受压、受拉破坏。故本文采用此最不利工况作为计算荷载。

2.4 叉桩破损规律

根据各不利工况下叉桩桩顶的受力情况，并结合钢筋混凝土等效构件对桩体承载力进行验算得到以下规律：桩体在不利工况下，受力荷载最危险位置均在桩顶，这与现场检测结果（叉桩断裂部位均出现在距桩帽底0.5 m范围以内）一致；向岸斜桩在最不利工况下会出现受拉、受压破坏，而向海斜桩在最不利工况下不会出现破损，但在向岸斜桩断裂后，向海斜桩在最不利工况下会出现受拉破损，这也体现了向岸斜桩的断裂数量明显大于向海斜桩的现场统计结果。

所以向海斜桩只需进行修复处理，而向岸斜桩需立即进行加固。

3 叉桩修复加固方案

刘现鹏等［1］认为：影响叉桩破损的最主要原因是水平力（撞击力及系缆力），其次是后承台及后方堆场竖向荷载。所以改善叉桩受力的主要措施可以分为两大类：减小水平力荷载及减小水平力对单排架的作用力；减小后承台及后方堆场荷载对桩体的作用。第一类措施的常用方法包括减小靠泊速度法、更换护舷法、增设钢管靠船桩法、补打叉桩法、局部加固法等；第二类措施的常用方法包括增设地下连续墙法、增设替代钢板桩法以及后方堆场灌注桩形成低桩承台结构等。

上述第二类措施改善的是引起叉桩破损的第二因素，其工程造价很高；减小撞击力最直接的方法就是减小靠泊速度，由于船舶惯性很大，速度很难控制在较小界定范围内，所以利用此法无法保证较高的安全概率。综合考虑水位变动区恶劣的海洋环境、经济性、施工可行性和合理性，本文选用局部加固法对桩体进行加固研究。

根据工程具体特点、预期加固效果等因素，提出加大桩帽法和局部外包桩体法2种加固方案。本文通过建立这2种方法的ANSYS有限元模型进行数值计算，并结合施工可行性和经济因素推荐最优方案。

3.1 加大桩帽法

加大桩帽法通过加宽、加大桩帽，包裹桩体破损部位而使其得到修复，由图3可知，向岸斜桩桩顶附近的不利弯矩从上到下有减小的趋势。加大桩帽法的三维示意图见图4。

加大桩帽高度为0.6 m、1 m、2 m、4 m时，对向岸斜桩最不利工况下高桩码头的受力情况进行数值仿真计算，处理得到向岸斜桩新桩顶（原桩体与新桩帽底交界面下10 cm处的正截面）的受力情况（表1）；桩体受力坐标图见图5。

表1 向岸斜桩新桩顶受力Tab.1 Force of new onshore inclined pile

由表1可知：随着桩帽高度的加大（即新桩顶高程下移），向岸斜桩新桩顶的MX较未加大桩帽前桩顶（高程12.18 m）的MX有减小的趋势；MZ基本上没有较大变化；FX呈现出增大趋势；FY逐渐减小（压力越来越大）；FZ减小（朝着副方向增大发展）。叉桩破损是由于在弯矩作用下发生的受拉受压破损，虽随着桩帽的高度加大，FY逐渐减小，但是其对正截面应力的改变量较小，再加上其弯矩MX、MZ的绝对值即使加固到4 m都没有明显的减少（较原桩顶少了27 265 N·m，减少了7.9%），可知加大桩帽法对向岸斜桩的加固并没有明显效果，只能起到修复作用。

同理得到向海斜桩的加固效果数据，通过分析得到了和向岸斜桩相同的结论：在一定范围内实行加大桩帽法加固叉桩，叉桩桩顶的弯矩值会随着加固体高度的加大而下移（即新桩顶的弯矩与原桩顶弯矩相当）。所以加大桩帽法不会产生加固效果，只对桩体起到修复作用。

3.2 局部外包桩体法

通过对叉桩桩体受力不利位置的局部外包，能加大其本身的结构抗力，进而保证桩体安全。由前面的分析可知：在向岸斜桩未破损的状态下，向海斜桩在最不利情况下不会破损，所以只需对其破损位置进行小范围的外包即可，可减小工程量。局部外包桩体法的三维示意图见图6。其中桩帽宽度及长度根据桩体外包宽度进行计算后加大。

3.2.1 外包宽度与桩体受力规律

为了弄清桩体在外包不同宽度下的受力情况，分别对向岸斜桩体外包,其宽度分别为0.6 m、0.7 m、0.8 m、0.9 m时，向海斜桩外包宽度为0.8 m（原桩体宽度均为0.5 m），长度为0.6 m，向岸斜桩外包长度为1.0 m时，在向岸斜桩最不利工况下高桩码头的受力情况进行数值仿真计算，并通过处理得到向岸斜桩桩顶及外包结束点的受力情况（表2）。

表2 外包不同宽度下向岸斜桩桩体受力Tab.2 Force of onshore inclined pile under different reinforcement widths

由表2可知：随着外包宽度的加大，向岸斜桩原桩顶及外包结束高程处所承受的弯矩绝对值逐渐增大，桩顶的FY有较小的增大趋势，桩顶的剪切力FX、FZ呈绝对值减小趋势。外包后桩顶的弯矩及剪切力均朝不利方向发展，FY值变化不大。

同理通过对向海斜桩数据的分析，得到向岸斜桩外包宽度的加大对向海斜桩在桩顶位置的受力以及在外包结束高程位置的受力情况基本没有影响。向海斜桩自身外包由0.5 m加大到0.8 m后，其桩顶各受力的绝对值都在增大（即朝着不利的方向发展），在外包结束点承受的弯矩与未外包下桩顶的弯矩相近，虽剪切力和轴心压力有一定变化，但变化较小，对应力状态影响较小，可以认为外包结束点受力是安全的；桩顶的受力虽朝着不利方向发展，但是其外包的截面足以抵抗增加的应力状态，固认为安全。

由上述分析可知：在能保证桩体受力安全的情况下，应尽量采用较小的外包宽度来进行加固；由于桩体破损位置不能再承受外力，结合水工耐久性及钢筋配置等因素，取外包后桩体宽度为0.8 m。

3.2.2 外包长度与桩体受力规律

外包加固后桩体宽度为0.8 m，为了弄清桩体在外包不同长度下的受力情况，分别对向岸斜桩桩体外包不同长度（0.6 m、1.0 m、1.5 m、2.0 m、3.0 m、4.0 m），向海斜桩外包长度0.6 m下，向海斜桩和向岸斜桩外包宽度均为0.8 m（原桩体宽度均为0.5 m）时，在向岸斜桩最不利工况下高桩码头的受力情况进行了数值仿真计算，并通过处理得到向岸斜桩桩体关键部位的受力情况（表3）。

由表3可知：向岸斜桩外包长度的加大使其桩顶弯矩的绝对值有增大趋势，MZ的增长速度特别快，当加大到4 m时其增大到了564 816 N·m，但是桩体宽度加大了1.6倍，其受压区混凝土抗弯能力提高了4.1倍，所以只要注意受拉区的配筋，其原桩顶加固区的受力是能满足的；向岸斜桩外包长度的加大，使FX增加，FZ减小，FY减小且变化较小，所承受的剪力还在安全范围之内。向岸斜桩外包长度的加大，使向岸斜桩外包结束点的弯矩有减小的趋势（在外包4 m下MX及MZ绝对值总和减少了154 000 N·m），且其剪切力FX、FZ都在安全范围内变动。并且通过向海斜桩的数据分析得到，向岸斜桩外包长度的变化对其受力并没有产生较大的影响。

由计算可知，向岸斜桩在高程约为-5.5 m（泥面以下1～2 m范围以内）也会产生绝对值较大的MZ和MX值，并且泥面以下的绝对值最大弯矩位置没有随着桩体加固长度的改变产生较大的变化，仍基本保持在泥面以下1～2 m范围以内；向岸斜桩外包长度的加大对泥面下绝对值最大弯矩MX的绝对值有减小的作用；MZ变化趋势不明显，且最大差值小于15 000 N·m；当桩体在土体高程-12 m以下时，其弯矩基本不受外包长度的影响。

表3 外包不同长度下向岸斜桩桩体受力Tab.3 Force of onshore inclined pile under different reinforcement lengths

桩体外包后，由以上的弯矩、剪切力及轴力可知：加固区域的最不利位置在桩顶，外包长度在一定范围内加大，虽然加大了桩顶的受力状态，但是桩顶经过外包后，边长加大，截面抗力增大，且能够根据配筋来增大抵抗力，故可认为安全。

为保证桩体的安全，还应考虑桩体未加固区域的最不利受力位置（外包结束点和泥面以下弯矩绝对值最大点）。由前面分析可知，向海斜桩在向岸斜桩完好情况下，不会发生桩顶破损，并且向岸斜桩的外包加固对其影响较小，所以只需将已破损的向海斜桩外包0.6 m。随着外包长度的加大，向岸斜桩外包结束点的受力朝有利方向发展，当外包到4 m时，MX及MZ绝对值总和减少了近154 000 N·m（MX减少51 000 N·m，MZ减少103 000 N·m），但是另外的一个薄弱位置（泥面下的弯矩绝对值最大点），虽随着外包长度的加大,该点弯矩MX的绝对值有减小趋势，但主导弯矩是MZ，其变化幅度较小，并且该点MX绝对值的减小量也小于桩顶；所以外包的长度应根据泥面下的绝对值最大的弯矩的绝对值总和与外包结束点的弯矩绝对值总和大致一致来选取。

通过计算得到，当向岸斜桩加固到3.9 m时，向岸斜桩外包结束点MX为-58 323 N·m，MZ为154 233 N·m；泥面下最不利位置MX为63 917 N·m，MZ为-151 864 N·m，绝对值总和相差3 222 N·m，故推荐向海斜桩外包长度0.6 m，向岸斜桩外包长度为3.9 m，外包宽度均为0.8 m，在此加固下，桩体弯矩受力改善了38%。根据计算得到的弯矩及剪力，对加固体配筋。

3.2.3 外包加固桩体后承载力验算

通过对向岸斜桩在加固长度为3.9 m，宽度为0.8 m下的受力进行承载力验算，发现其受力仍超过桩体的极限承载力；所以虽运用本方法使其最不利受力降低了38%，对桩体有一定的加固作用，但本工程所承受的作用力过大，还需采用其他辅助方法，如减小后方堆场荷载或采取科学的管理方法适当的减小船舶撞击力等。

4 结论

以某高桩码头为例，利用ANSYS有限元软件，建立了高桩码头结构与土相互作用的数值计算模型；重点分析了在不同加固方法下，高桩码头叉桩的受力变化规律，并得出以下结论：

（1）码头泊位升级后，在新荷载条件下，向岸斜桩会出现断裂破损；而当向岸斜桩完好时，向海斜桩不会破损，当向岸斜桩破损后，在最不利工况下，向海斜桩才会出现大偏心受压破坏。所以为保证码头安全作业，需对向岸斜桩进行加固，破损的向海斜桩只需进行修复，完好的向海斜桩不需处理。

（2）加大桩帽法对桩体的不利受力状况基本上没有改善，故其对桩体仅有修复的作用。

（3）局部外包桩体法对桩体有一定的加固作用，当加固后桩体宽度为0.8 m，向岸斜桩加固体长度为3.9 m时，为最优外包加固，在此加固下向岸斜桩最不利弯矩总和降低了38%，但是计算结果表明仍不能满足本工程需求，需借助一些辅助措施来保证码头的安全作业。

故推荐局部外包桩体法为本工程修复加固方案，并借助相应的辅助措施来保证码头的安全作业。

［1］刘现鹏，张强.天津港码头设施2009年秋季调查报告［R］.天津：天津港务局，2009.

［2］廖雄华，张克绪.天津港高桩码头桩基—岸坡土体相互作用的数值分析［J］.水利学报，2002（4）：81-87.LIAO X H，ZHANG K X.Numerical analysis of pile-soil interaction in long-piled wharf of Tianjin Port［J］.Journal of Hydraulic Engineering，2002（4）：81-87.

［3］李越松.软土岸坡变形对高桩码头的影响研究［D］.长沙：长沙理工大学，2009.

［4］江见鲸，陆新征，叶列平.混凝土结构有限元分析［M］.北京：清华大学出版社，2005.

［5］孔丹丹，赵颖华，王萍.仿真计算中钢筋混凝土材料的等效模量［J］.沈阳建筑工程学院学报：自然科学版，2003（3）：165-168.KONG D D，ZHAO Y H，WANG P.Equivalent moduli of reinforced concrete in simulating analysis［J］.Journal of Shenyang Architectural and Civil Engineering Institute：Natural Science Edition，2003（3）：165-168.

［6］甘立刚，李碧雄，吴体，等.桩土接触数值模拟试验［J］.四川建筑科学研究，2009（2）：131-134.

［7］许宏发，吴华杰，郭少平，等.桩土接触面单元参数分析［J］.探矿工程，2002（5）：10-12.XU H F，WU H J，GUO S P，et al.Study on the Parameters of Pile Soil Contact Surface Element［J］.Exploration Engineering，2002（5）：10-12.

［8］JTJ215-98，港口工程荷载规范［S］.