H+Hat 组合型钢板桩结构性能研究

赵海丰, 永津亮，项 伟 ,桂树强

(1.中国地质大学(武汉) 工程学院，武汉 430074；2.长江三峡勘测研究院有限公司，武汉 430074；3. 日本新日铁住金株式会社，日本)

H+Hat 组合型钢板桩结构性能研究

(1.中国地质大学(武汉) 工程学院，武汉 430074；2.长江三峡勘测研究院有限公司，武汉 430074；3. 日本新日铁住金株式会社，日本)

H+Hat 组合型钢板桩构造简单、抗弯刚度大、可反复使用且经济性好，具有广泛的应用前景，但在国内尚未应用而缺乏验证。通过理论计算、室内试验、现场原位试验和数值模拟等手段对H+Hat 组合型钢板桩的截面抗弯、锁口抗拉及锁口止水等结构性能进行了研究。研究结果显示： H+Hat 组合型钢板桩具有比普通钢板桩更大的抗弯截面模量，且其抗弯工作性能良好；锁口抗拉容许强度远大于其实际运行的抗拉强度；锁口止水性能不差于普通钢板桩。研究为H+Hat 组合型钢板桩在基坑、码头、船坞、围堰、库岸等工程中的推广应用提供了依据。

H+Hat 组合型钢板桩；结构性能；抗弯刚度；止水性能；原位试验；数值模拟

1 研究背景

H+Hat 组合型钢板桩是近年来出现的一种新型组合钢板桩型式，其采用大尺寸的热轧宽幅帽型钢板桩和具有丰富规格、尺寸的H型钢进行焊接组合而成，其中Hat钢板桩由日本新日铁钢铁公司生产，H型钢由国内钢铁公司生产[1]，见图1。

图1 H+Hat 组合型钢板桩照片及构造Fig.1 Structure of H+Hat combined steel sheet pile

H+Hat 组合型钢板桩相比于传统的组合钢板桩型式，具有构造简单、抗弯刚度大、受力形式合理、钢材利用率更高、经济性好等诸多优点，因而在基坑工程、码头工程、船坞工程、围堰工程等各类工程中有广泛的应用前景[1]。目前，H+Hat 组合型钢板桩仅在国外有一项应用实例，在国内尚处于试验论证阶段，无应用实例。要将其推广应用，首先必须对H型钢与Hat钢板桩组合后的结构性能进行系统的论证。

本文综合采用理论计算、室内及现场试验、数值分析等研究方法，从截面力学参数计算、结构抗弯性能、锁口抗拉性能、锁口止水性能等方面对H+Hat 组合型钢板桩的结构性能进行了系统的研究。

2 截面力学参数理论计算

确定H+Hat 组合型钢板桩的截面力学参数是对其进行力学分析的基础，以下采用材料力学方法对其截面中性轴、截面惯性矩、截面模量等截面力学参数进行计算，计算简图见图2。

图2 H+Hat 组合型钢板桩截面力学参数计算简图Fig.2 Sectional sketch of the calculation of mechanical parameters of H+Hat combined steel sheet pile

2.1 截面积A

A=AS+AH。

(1)

式中：A为H+Hat 组合型钢板桩的截面面积；AS为帽型钢板桩(宽900 mm)的截面面积；AH为H型钢的截面面积。

2.2 截面中性轴

y=Q/A。

(2)

式中：y为组合型钢板桩的中性轴到基准轴的距离；Q为组合型钢板桩对于中性轴的截面一次矩。Q=QS+QH，QS为帽型钢板桩对于自身中性轴的截面一次矩，QS=AS·yS，yS为帽型钢板桩中性轴到组合型钢板桩中性轴的距离；QH为H型钢对于自身中性轴的截面一次矩，QH=AH·yH，yH为H型钢中性轴到组合型钢板桩中性轴的距离。

表1 H+Hat 组合型钢板桩的截面力学参数计算结果Table 1 Calculation result of mechanical parameters of H+Hat combined steel sheet pile section

注：截面尺寸为长×宽×腹板厚×翼缘厚。

2.3 重量W

W=WS+WH。

(3)

式中：W为H+Hat 组合型钢板桩的重量；WS为帽型钢板桩的重量；WH为H型钢的重量。

2.4 截面惯性矩

(4)

I′=I/w。

(5)

式中：I为单个H+Hat 组合型钢板桩的截面惯性矩；IS为帽型钢板桩900单体的截面惯性矩；IH为单片H型钢的截面惯性矩；I′为每延米壁体的组合型钢板桩截面惯性矩；w为帽型钢板桩的有效宽度(900 mm)。

2.5 截面模量

Z=1/y0;

(6)

Z′=Z/w。

(7)

式中：Z为单片H+Hat 组合型钢板桩的截面模量；y0为组合型钢板桩中性轴到H型钢最外缘的距离；Z′为每延1 m壁体的组合型钢板桩截面模量。

2.6 力学参数计算结果

依据以上计算方法，对不同型式H型钢组合NSP-10H和NSP-25H(如图3)2种钢板桩的截面模量进行了计算，计算结果如表1所示。

图3 Hat钢板桩截面图Fig.3 Section of Hat steel sheet pile

3 截面抗弯性能研究

3.1 室内弯曲试验

3.1.1 试验方案

室内试验采用尺寸为H400 mm×200 mm×9 mm×12 mm的H型钢与NSP-10H型帽型钢板桩组合，帽型钢板桩长6 m，焊接H型钢长4 m。帽型钢板桩的屈服强度为295 N/mm2，抗拉强度为490 N/mm2；H型钢的屈服强度为325 N/mm2，抗拉强度为470 N/mm2。试验模型和试验装置如图4所示。

图4 试验模型与装置Fig.4 Test model and test instrument

3.1.2 试验结果分析

图5 弯矩与曲率的关系Fig.5 Relationship between bending moment and curvature

(1) 弯矩-曲率关系分析：由图5可知，组合型钢板桩的抗弯屈服强度为620 kN·m，极限抗弯强度为1 080 kN·m；采用材料力学中的弯矩-曲率计算公式，计算得到了曲率随弯矩变化的理论值。对比试验值与计算值，在达到屈服点之前，试验实测值与材料力学公式计算值基本一致；同时也验证了在弹性变形范围内，采用传统的材料力学方法计算其变形是可行的[2]。

(2) 应力应变分析：分别选取H型钢外侧翼缘应力140 MPa和307 MPa时进行分析，在组合钢板桩中央截面上各个高度处的实测应变分布如图6所示。

图6 应变沿组合型钢板桩截面的分布Fig.6 Distribution of strain along the section of combined steel sheet pile

由图6可知，在H型钢外翼缘应力分别为140 MPa及307 MPa时，中性轴的位置分别为262 mm和264 mm，与计算值258 mm基本一致，说明组合型钢板桩在弹性范围内受弯时中性轴截面满足保持平面的假定，采用材料力学公式计算组合型钢板桩的应力应变是安全可靠的。应变在帽型钢板桩与H型钢的焊接处的过渡是线性的，并未在脚焊连接处发生应力突变，说明在弹性范围内受弯时，帽型钢板桩和H型钢共同抵抗荷载作用，且组合抗弯工作性能良好。

3.2 抗弯性能数值模拟

3.2.1 计算模型

抗弯性能数值模拟以力求反映组合型钢板桩实际应用为原则，采用NSP-10H帽型钢板桩与H700 mm×200 mm×9 mm×16 mm的H型钢进行组合，帽型钢板桩钢材为SYW295，屈服强度为295 N/mm2，抗拉强度为490 N/mm2，H型钢钢材为SM490YA，屈服强度为355 N/mm2，抗拉强度为470 N/mm2。帽型钢板桩与H型钢组合后的截面参数采用表1的计算值。

组合型钢板桩模型总长14 m，两端支座距桩端1 m，在支座范围内长12 m的区间施加三角形分布荷载以模拟船坞、基坑等支护结构的受力进行分析计算，计算模型如图7所示。

图7 数值计算模型Fig.7 Model of numerical calculation

图8 数值模型有限元网格划分、荷载分布及支座约束条件Fig.8 Finite element meshes, load distribution and support constraints of numerical model

数值计算时，采用Midas有限元数值计算软件的solid单元建立有限元模型，模型节点数约100 000，单元数约36 000，沿长度方向以10 cm为单位进行网格划分。边界条件为：在左侧支座处约束节点的水平和竖向位移；在右侧支座处约束节点的竖向位移。荷载施加：在H型钢一侧的翼缘施加三角形面分布荷载，计算时荷载分10个荷载步施加，左侧支座处荷载为0 kN/m2，右侧支座处初始荷载为100 kN/m2，之后每荷载步增量为100 kN/m2，最大荷载为1 000 kN/m2。有限元网格划分、荷载分布及支座约束条件如图8所示。

3.2.2 计算结果分析

(1) 变形特征分析：图9为右侧支座处荷载施加至1 000 kN/m2时H+Hat 组合型钢板桩竖向位移云图，图示工况下最大竖向位移为0.107 m，位于距左侧支座6.6 m处。

图9 组合型钢板桩竖向位移云图(荷载P=1 000 kN/m2)Fig.9 Nephogram of vertical displacement of combined steel sheet pile (load P=1 000 kN/m2)

图10 荷载-挠度关系曲线Fig.10 Relationship between load and deflection

图11 组合型钢板桩应力云图(P=1 000 kN/m2)Fig.11 Nephogram of stress of combined steel sheet pile (P=1 000 kN/m2)

(2) 荷载-挠度关系分析：将H+Hat 组合型钢板桩简化为简支梁，采用简支梁挠度计算公式计算得到各荷载工况下最大挠度的理论大小和位置，然后和数值计算结果进行对比[3]。数值模拟和理论计算的最大扰度位置距离左侧支座分别为6.3 m和6.928 m，各工况荷载作用下的荷载-挠度关系曲线详见图10。由图10可知，在外荷载作用下，在达到屈服点之前，采用材料力学公式计算得到的挠度计算结果和数值模拟结果基本一致，计算误差在6%以内。

(3) 应力分析：图11为右侧施加最大荷载1 000 kN/m2条件下H+Hat 组合型钢板桩的轴向应力云图。由图11可知，在外荷载作用下，组合钢板桩的应力集中在中部稍偏向右侧支座的位置，最大压应力和最大拉应力分别位于H型钢外侧翼缘和帽型钢板桩外侧翼缘。

对各工况下组合型钢板桩H型钢外侧翼缘和帽型钢板桩外侧翼缘应力的数值计算结果和采用材料力学中梁截面的正应力计算公式计算得到的结果进行对比，如图12所示。在达到屈服荷载之前，采用材料力学公式计算得到的H型钢翼缘应力和帽型钢板桩翼缘应力和数值计算结果基本一致，计算误差在2%以内。

图12 组合型钢板桩应力计算结果Fig.12 Calculated results of the stress of combined steel sheet pile

4 锁口抗拉性能研究

H+Hat 组合型钢板桩承受水、土压力后，在锁口处会产生横向拉应力，当横向拉应力大于锁口抗拉强度时，就会导致锁口破坏，进而引起整个支护结构的失效。因此需对锁口的抗拉能力加以校核，以验证组合钢板桩锁口的强度是否满足工程要求。

图13 锁口抗拉强度试验装置及试验试件Fig.13 Device and specimen for lock tensile strength test

4.1 锁口抗拉强度试验

试验试件取轴向长度为10 cm的NSP-10H和NSP-25H钢板桩的锁口试件各3组，在试件垂直拉伸方向上焊接了2块平行钢板，通过与焊接钢板相接触的位移传感器记录试件在拉伸荷载作用下的位移，试验装置及试件见图13，试验结果如表2所示。

表2 锁口抗拉强度试验结果Table 2 Test results of lock tensile strength

由试验结果可知，NSP-25H锁口的抗拉能力高于NSP-10H。每延米组合型钢板桩锁口的极限抗拉能力NSP-10H为626 kN/m，NSP-25H为726 kN/m，破坏时相应的平均位移量NSP-10H为32.6 mm，NSP-25H为23.7 mm。

4.2 锁口抗拉强度数值模拟

组合型钢板桩在水、土压力作用下的锁口拉力很难通过实测获得，采用传统的力学计算方法也很难准确计算。为此，本文将组合型钢板桩的实际受力状态进行简化，建立数值计算模型，对锁口处的横向拉力进行分析，并将数值模拟结果与锁口抗拉试验结果进行对比，以此来校核锁口处的抗拉承载能力是否满足强度和使用要求。

图14 锁口抗拉强度数值模型Fig.14 Numerical model of lock tensile strength

4.2.1 计算模型

采用Midas有限元数值计算软件的soild单元建立计算模型，采用的组合钢板桩型式为NSP-10H和NSP-25H帽型钢板桩分别和型号为H700 mm×200 mm×9 mm×16 mm的H型钢进行组合，模型钢板桩长1 m。

考虑到组合型钢板桩应用的基坑等工程开挖深度不超过20 m，在此工况下的水、土压力量值不超过400 kN/m2，故在挡土侧垂直施加400 kN/m2的面压力荷载。为了便于分析锁口拉力和水、土压力荷载的关系，数值计算时面压力荷载分10个步骤进行施加。约束条件设置为在锁口处施加x方向约束，在H型钢与帽型钢板桩的焊接处施加y向约束。数值计算模型网格划分、约束条件及荷载分布见图14。

4.2.2 计算结果

水、土压力施加至400 kPa时，组合型钢板桩的锁口拉力计算结果见图15，水、土压力从0 kPa加载至400 kPa过程中，组合型钢板桩锁口拉力的变化见图16。

图15 锁口拉力计算结果(P=400 kPa)Fig.15 Calculation results of lock tension (P=400 kPa)

图16 加载过程中的锁口拉力变化Fig.16 Variation of lock tension in the process of loading

由图16可知，锁口拉力值随水、土压力荷载增加而呈线性增长，NSP-10H锁口拉力的增长速度大于NSP-25H，在400 kPa的水、土压力作用下，NSP-10H与NSP-25H组合型钢板桩的锁口拉力值分别为137.9 kN/m和86.1 kN/m，而试验得到的NSP-10H、NSP-25H组合型钢板桩的锁口极限抗拉能力为分别为626 kN/m和726 kN/m。由此可知，锁口抗拉强度远大于组合型钢板桩实际工作状态时的锁口拉力值，锁口是安全的。

5 锁口止水性能研究

将H+Hat 组合型钢板桩应用地下水较丰富地区工程时，其锁口的止水性能对于保证整个支护结构的安全至关重要，本文通过现场锁口止水试验对组合型钢板桩的止水性能进行了研究。

5.1 试验方案

为了与传统的U型钢板桩锁口止水性能进行比较，在试验设计中加入了和NSP-10H帽型钢板桩材质相同、断面性能相近的SP-Ⅱw型U型钢板桩。锁口止水试验将帽型钢板桩和U型钢板桩呈矩形压入土体，形成试验围护结构，试验结构长5.4 m，宽2.4 m，宽度方向上布置4枚SP-Ⅱw型U型钢板桩，长度方向上两侧分别布置6枚NSP-10H帽型钢板桩和9枚SP-Ⅱw型U型钢板桩，并分别对长度方向上两侧的锁口进行编号。试验场地内地下水位较高，接近地表，试验深度范围内的土层主要由2层构成，0～1.1 m为砂土层，混杂少量黏性土，1.1～7.0 m为粉土层。试验钢板桩总长为7 m，试验时将钢板桩压入土体6.5 m，然后开挖2.5 m形成试坑，试验结构和试验现场照片见图17。

图17 试验结构和试验现场Fig.17 Test structure and test site

5.2 试验结果分析

试坑开挖完成后，对比观察NSP-10H型帽型钢板桩和SP-Ⅱw型U型钢板桩锁口处的浸润和漏水情况，以及试坑内、外侧水头差随时间的变化情况。试验中，2种钢板桩锁口处的渗漏量都非常小，试验终了时，锁口处的浸出漏水情况如图18所示。

图18 锁口处的浸出漏水状况Fig.18 Water leaching at the lock

帽型钢板桩锁口处的最大浸润高度为0.94 m，平均浸润高度为0.62 m，U型钢板桩锁口处的最大浸润高度为1.25 m，平均浸润高度为0.84 m。由此可见，帽型钢板桩锁口的止水性能至少不差于传统的U型钢板桩锁口。试验过程中试坑内外侧水头差基本不变，试验结束时在试坑底部仅有约5 cm深的积水，考虑到坑内积水还有一部分是从坑底渗出的，因此，由钢板桩锁口处渗出的水量是非常小的。

6 结 论

通过对H+Hat 组合型钢板桩结构性能的研究，得出以下结论：

(1) H+Hat 组合型钢板桩的截面抗弯性能、锁口抗弯性能、锁口止水性能均能较好的满足工程需要，其应用是安全、可行的。

(2) H+Hat 组合型钢板桩具有比普通钢板桩更大的抗弯截面模量且其抗弯工作性能良好。截面模量、应力应变及挠度的计算值、试验值和数值模拟结果高度一致，验证了采用材料力学方法进行结构内力计算的合理性，为工程设计提供了计算方法。

(3) 锁口抗拉试验和数值计算结果显示，锁口抗拉破坏的极限荷载远大于其实际工作状态所承受的荷载，组合型钢板桩在应用过程中锁口是安全可靠的。

(4) 对NSP-10H帽型钢板桩和断面性能相近的SP-Ⅱw型U型钢板桩止水性能对比试验显示，NSP-10H帽型钢板桩的止水性能至少不差于SP-Ⅱw型U型钢板桩，且渗漏水量非常小。

致谢：在此对在H+Hat 组合型钢板桩研发工作中给予大力支持、指导及为解决相关问题与我们共同进行试验，分析的中船第九设计院的顾倩燕主任及其他相关技术专家表示衷心的感谢。

[1] 赵海丰,桂树强,樊金平,等. H+Hat 组合型钢板桩在基坑工程中的适用性研究[J]. 人民长江,2012,10:27-31.(ZHAO Hai-feng, GUI Shu-qiang, FAN Jin-ping,etal. Applicability Research on H+Hat Combined Steel Sheet Pile in Foundation Pit Engineering[J]. Yangtze River, 2012,10:27-31.(in Chinese))

[2] JGJ120—99，国家行业标准, 建筑基坑支护技术规程[S]. 北京: 中国建筑工业出版社，1999. (JGJ120—99, Technical Specification for Retaining and Protection of Building Foundation Excavations[S]. Beijing: China Architecture and Building Press, 1999. (in Chinese))

[3] 刘建航,侯学渊主编.基坑工程手册[M].北京：中国建筑工业出版社, 1997. (LIU Jian-hang, HOU Xue-yuan. Handbook of Excavation Engineering[M]. Beijing: China Architecture and Building Press, 1997. (in Chinese))

(编辑：姜小兰)

Structural Behavior of H+Hat Combined Steel Sheet Pile

ZHAO Hai-feng1,2, Ryosuke Nagatsu3, XIANG Wei1, GUI Shu-qiang2

(1.Faculty of Engineering, China University of Geosciences, Wuhan 430074, China;2. Survey Research Institute of the Three Gorges Co. Ltd., Wuhan 430074,China; 3. Nippon Steel & Sumitomo Metal Corporation,Japan)

H+Hat combined steel sheet pile has a broad prospect of application due to its simple structure, big bending stiffness, repeated usage and cost effectiveness. However, it has not been applied in China yet and lack of verification. In view of this we carried out theoretical calculation, indoor experiment, in situ test and numerical simulation to research the sectional flexural performance, lock tensile performance and lock waterproof performance of H+Hat combined steel sheet pile. Results reveal that the sectional flexural modulus of H+Hat combined steel sheet pile is larger than that of ordinary steel sheet pile with good flexural performance; the allowable lock tensile strength is far greater than that in actual operation; and the lock waterproof performance is not worse than that of ordinary steel sheet pile. The research could be a basis for the popularization and application of H+Hat combined steel sheet pile in foundation pit, piers, docks, cofferdam, and bank supporting structures.

H+Hat combined steel sheet pile; structural behavior; flexural strength; waterproof performance; in-situ test; numerical simulation

2014-01-22；

2014-02-13

赵海丰(1983-)，男，湖北潜江人，博士研究生，主要从事地热研究及岩土工程设计工作，(电话)13163239121(电子信箱) zhaohaifeng83@163.com。

10.3969/j.issn.1001-5485.2015.08.021

TV551.4

A

1001-5485(2015)08-0114-07

2015,32(08):114-120