板桩护岸清淤试验变形研究及有限元分析*

王福喜 陈永辉 吕建伟 刘 旭 陈 龙 许益峰

(河海大学岩土工程科学研究所1) 南京 210098)(河海大学岩土力学与堤坝工程教育部重点实验室2) 南京 210098)(嘉兴市港航建设开发有限责任公司3) 嘉兴 314000) (上海汇壹土木工程技术有限公司4) 上海 202153)



板桩护岸清淤试验变形研究及有限元分析*

王福喜1)陈永辉1,2)吕建伟3)刘 旭1)陈 龙1)许益峰4)

(河海大学岩土工程科学研究所1)南京 210098)(河海大学岩土力学与堤坝工程教育部重点实验室2)南京 210098)(嘉兴市港航建设开发有限责任公司3)嘉兴 314000) (上海汇壹土木工程技术有限公司4)上海 202153)

以浙江嘉兴市杭平申线航道升级改造工程平湖段为依托工程，展开对垂直板桩护岸清淤试验变形研究，并通过PLAXIS有限元程序进行模拟清淤过程，对比分析现场试验数据与有限元计算结果.结果表明，实测数据与有限元计算结果接近，其土体和桩端水平位移较小，利用有限元中强度折减法计算板桩护岸极限清淤工况下的整体稳定性安全系数，与理论计算的板桩稳定性安全系数进行对比分析，得出护岸稳定性主要取决于板桩稳定性，并提出了板桩护岸的3种破坏形式.

板桩护岸；航道清淤；有限元分析；水平位移；稳定性分析

0 引 言

垂直板桩护岸是通过在航道两岸老护岸的临水侧打设直立式的钢筋混凝土预制板桩或钢板桩，使新板桩承受由老护岸传递的荷载，从而形成新老挡墙共同护岸的组合结构[1].然而在航道升级及提高抗洪能力过程中往往需要通过航道清淤等手段来实现，清淤对于板桩的稳定性具有一定的影响.

21世纪以前，板桩主要用于基坑、码头等支护工程中，据不完全统计，20世纪80，90年代新建成的板桩码头达47座，其中多数为钢筋混凝土板桩结构和钢板桩结构，目前板桩在码头建设中的应用已较为成熟.王润富等[2]针对在内河中挡板式护岸结构进行了稳定性分析，其挡板式护岸还只是在浆砌块石挡土墙底板前趾下部垂直插入较短的挡板，而并没有整体采用垂直板桩结构.进入21世纪，尤其是2008年以来，随着我国经济结构的调整，内河航运开始迅速发展，板桩作为一种新型的护岸结构得到关注.

刘晓立等[3]通过大型室内模型试验，对悬臂式板桩的土压力进行了研究，得出实测土压力值小于朗肯理论值的规律；王新泉等[4]通过现场试验，对板桩护岸结构土压力分布情况进行了详细的研究；徐春虎等[5]针对板桩加固护岸桩身的受力特性进行了现场试验研究，得出桩身轴力和摩阻力的分布特征；桂劲松等[6]运用有限元软件PLAXIS模拟板桩码头结构，并将模拟结果与弹性线法和m法结果进行比较，验证了该模拟方法的合理性；陈永辉等也利用PLAXIS程序对板桩加固护岸结构进行了分析，得出PLAXIS计算结果能够较好地反映新老护岸结构的相互作用特性.

文中根据浙江嘉兴市杭平申线航道升级改造工程平湖段的工程地质条件，对试验段U型垂直板桩护岸进行现场清淤试验研究，并结合PLAXIS程序有限元计算结果进行分析，研究航道清淤深度对新老板桩护岸结构变形及稳定性影响研究.

1 工程概述

杭平申线航道升级改造工程平湖试验段平面图见图1.

图1 平湖试验段平面图

杭平申线航道由五级航道改造升级为三级航道项目是浙江省实施港航强省战略以及实现内河水运复兴的重要基础设施项目.杭平申线主线平湖境内段全长为32.52 km，该地区属于冲湖平原区.本次试验段选在K27+310处附近，地质概况为：层①12粉质黏土，稍湿饱和，软可塑，层厚0.3～4.8 m；层②1淤泥质粉质黏土，饱和，流塑，层厚0.7～22.6 m；层②12粉土，湿饱和，稍密～中密，层厚1.4～15.25 m；层③2粉质黏土夹粉砂，饱和，软塑为主，具层理，夹粉土薄层，单层厚1～15 mm不等，层厚0.9～15.8 m；层④11粉质黏土，饱和，软可塑为主，层厚0.4～15.7 m.各土层土体具体物理力学指标见表1.

表1 土层的物理性质指标

按照《内河通航标准》(GB50139-2004)要求，三级航道水深的最低标准为3.2 m.为能研究在现场板桩使用过程中是否发生破坏，本次试验采用极限清淤的方法研究板桩的变形及稳定性.

2 现场清淤试验

2.1 试验准备

于试验段老护岸后埋设测斜管，监测桩后土体位移变化，其布置位置见图2，距离桩后约3 m处.此外，在帽梁顶端布置2个拉线式位移传感器，监测帽梁顶端位移变化，2传感器相隔2 m，分别位于试验桩的两端.

图2 现场仪器布置图

2.1.1 初始数据的获取

在清淤试验开始前1周时间内，对测斜管进行两次的数据采集，获得初始数据；位移传感器是在实验前2 h左右布置，避免仪器受到外界干扰，引起测量误差，布置完成后，于清淤前获得初始读数.同时清淤前，利用测量绳测量桩前水深，对试验桩相邻15 m的范围内的桩前水深都进行了测量，其水深在2.5 m左右，作为初始水深.

2.1.2 清淤工作的展开

清淤试验采用挖机对桩前水下土体进行分层开挖，清淤工作分2次完成，见图3，每次清淤历时约2 h，第一次清淤是在8月21号进行，清淤厚度约1.0 m，清淤后水深3.6 m；第二次清淤是在8月25号进行，清淤厚度约0.9 m，清淤后水深4.5 m.每次清淤范围以试验桩为中点沿岸30 m长度，宽度则是以半幅航道的距离，约20 m.本次试验采用的是极限清淤，由于挖机臂长的限制，最大水深仅限制在4.5 m.

具体清淤的操作过程见图3.依次按照1,2方向进行，并由内向外推进，即每层清淤时先从两根试验桩的中部向1方向清淤，完成后回到试验桩中部再向2方向清淤.

图3 清淤过程示意图

2.1.3 清淤过程的监测

整个清淤过程是从8月21号开始进行第一次清淤，到8月25号进行第二次清淤，清淤前后分别进行监测，同时2次清淤过程中及第二次清淤完成后，每天进行1次数据采集，直至8月29号位移传感器的测量数据基本稳定后，停止数据采集，完成现场清淤试验.

3 有限元计算

PLAXIS程序是一种专门用于岩土工程中的变形和稳定性问题计算和分析的有限元软件，其用户界面友好，操作简单，功能强大，能够得出较详细的计算结果.

3.1 建立几何模型

垂直板桩护岸视作二维平面问题，土层采用三角形15节点单元模拟，板桩采用板单元模拟土—结构接触面采用界面单元模拟，模型边界采用底边固定约束，两侧为水平约束，由于试验段位于支流和主流间的扇形区域，见图4，模型渗流边界条件设置为底端和两侧均为隔水边界[7].考虑到受影响土体的范围，模型宽度取60 m，高度取25 m，板单元长10 m，老挡墙位于板单元后1.2 m处，模型网格见图5.

图4 试验段水力边界平面图

3.2 模型材料参数

利用PLAXIS建立垂直板桩护岸的模型，其模型所涉及的材料包括土体、板桩、帽梁和老挡墙，其中土体的本构模型采用Mohr-Coulomb模型；板桩、帽梁及老挡墙采用线弹性模型.模型材料参数见表2～3.

图5 有限元模型网格划分图

土层弹性模量E/kPa天然重度γ/(kN·m-3)饱和重度γ/(kN·m-3)泊松比ν内摩擦角φ/(°)粘聚力c/kPaRinter素填土900019.519.80.3320.023.00.6粉质粘土1248018.919.10.3014.526.21.0淤泥质粉质粘土906018.018.20.3311.813.60.6粉土3060019.319.60.3030.210.41.0

表3 结构参数

4 有限元结果分析

4.1 桩端帽梁水平位移

板桩护岸两次清淤试验水平位移模拟结果分别见图6～7.

图6 第一次清淤后的水平位移

图7 第二次清淤后的水平位移

结果显示，其2次清淤后的最大水平位移均出现在帽梁顶端.由图6可知,第一次清淤后，板桩帽梁顶端水位移为3.54×10-3m;由图7可知，第二次清淤后，板桩帽梁顶端的水平位移为6.16×10-3m.图8是试验期间实测与模拟计算的桩端水平位移随时间变化曲线，可以看出第一次、第二次清淤后的桩端水平位移分别为3.7 mm和6.4 mm，与有限元计算结果相近，且每次清淤后，实测的桩端水平位移在3～4天基本达到稳定，与有限元模拟计算的桩顶变形稳定时间基本一致.

图8 实测桩端帽梁水平位移

4.2 桩后土体水平位移

广东存在一定的调峰缺额。实施煤电机组灵活性改造35 GW，或采取实施煤电机组灵活性改造13 GW、新增抽水蓄能电站 1.2 GW等措施[8-10]。

根据PLAXIS水平位移模拟结果，在距桩后约3 m处截取剖面A-A′，该剖面位置与现场的测斜管相对应(见图9)，将该剖面的计算位移与现场监测的位移对比分析.由图10～11可知，第一次清淤后有限元计算的水平位移与现场实测值基本一致，第二次清淤后有限元计算值较实测值略大，2次测斜管测得浅层土体水平位移分别在1.5 mm和2.0 mm左右，PLAXIS计算出的位移分别为1.1 mm和2.2 mm，与实测值较接近.从实测结果上来看，土体深部位移变化很小，浅层位移变化较大，且在第二次清淤后可以看出水平位移峰值出现在2～4 m深处，与有限元计算结果相似，这种最大水平位移出现在开挖土体底面略靠上位置，与基坑开挖的变形性质相似.

图9 模型中剖面A-A′位置

图10 第一次清淤桩后土体水平位移

图11 第二次清淤桩后土体水平位移

通过将桩帽梁和桩后土体的水平位移进行分析，发现文中所使用的土体计算参数与模型能够较好的反应现场实际.以该模型进行计算分析则能够得到一些有益的结果.

5 稳定性分析

5.1 整体稳定性计算

图12为2次清淤后土体中塑性点的分布图，深色点代表塑性摩尔-库仑点，深色区域边界即表示产生塑性变形的区域，图中深色区域只少量出现在老护岸前趾底部和板桩被动区，并没有形成整体贯穿的塑性变形区域，故不会发生整体破坏.

图12 塑性点分布

基于上述模型，采用PLAXIS有限元程序强度折减法分析清淤后板桩护岸整体稳定性，计算得护岸稳定性安全系数Fos=1.78>1，故此板桩护岸的整体稳定性偏安全.为进一步分析板桩护岸稳定性的决定因素，下面基于护岸整体稳定性的极限状态，对比分析不同桩长的板桩护岸在极限清淤情况下板桩结构稳定性.

5.2 结构稳定性计算

参照文献[8]的板桩入土深度计算公式，文中引入参数γsaf作为板桩稳定性安全系数，改进后的计算公式如下.

式中:γ0为结构重要性系数；γG为永久作用分项系数；MG为永久作用标准值产生的作用效应，kN·m；γQ1，γQ2，γQ3为可变作用分项系数；ψ为作用组合系数，取0.7；MQ2，MQ3为非主导可变作用标准值产生的“踢脚”力矩，kN·m；MR为板桩墙前被动土压力的标准值对拉杆锚碇点的稳定力矩，kN·m；γR为抗力分分项系数，取1.25；γsaf为板桩结构稳定性系数.

用上式计算板桩结构稳定性时，只有当γsaf大于1时，板桩自身才能够保持稳定.

5.3 参数分析

通过研究板桩稳定和入土深度计算方法，使用有限元计算程序计算了桩长分别为7，8，9和10 m情况下的桩端水平位移、整体稳定安全系数Fos与结构稳定安全系数γsaf对比分析.计算的主要原则是控制整体稳定安全系数略大于1，确定板桩墙前的清淤深度，从而计算此时的结构稳定安全系数.计算结果见表4.

表4 不同桩长护岸极限清淤稳定安全系数

由护岸整体稳定性安全系数Fos和板桩稳定性安全系数γsaf的对比，可以看出在板桩护岸整体稳定性达到极限状态时，板桩结构稳定性早已无法满足，故板桩护岸的稳定性主要取决于结构稳定性，而其整体稳定性基本可以不用考虑.

5.4 板桩破坏形式分析

通过以上研究发现，板桩结构稳定性为控制板桩设计的主要因素.所以在内河航道板桩护岸工程中的，其护岸可能发生的破坏形式主要是板桩的失稳、折断等局部破坏形式，见图13，而基本不会发生像基坑、边坡等整体破坏形式.

当墙后上覆荷载较大，墙前进行清淤或者冲刷时则板桩会发生倒覆破坏，见图13a).

当清淤或冲刷深度过深，导致桩身入土深度不足，且桩端周围土体软弱，板桩易发生踢脚破坏情况，见图13b).

若板桩桩身强度选择不当或受较大外力作用(如船舶冲撞)时，则容易发生桩身折断的情况，见图13c).

图13 板桩护岸破坏形式

5.5 现场条件下合理板桩桩长选择分析

基于板桩结构稳定性，对不同桩长板桩在相同清淤深度下的板桩护岸的稳定性进行分析.结果见表5，桩长越短，即嵌固深度越浅，相同清淤深度情况下，结构稳定性安全系数γsaf越小.在清淤深度4.5 m的情况下，本试验段采用的10 m试验桩的稳定性安全系数偏保守，经济效益不明显，而9 m的板桩则表现出较好的经济效益.

表5 有限元计算不同桩长护岸整体稳定性

6 结 论

1) 利用PLAXIS有限元程序进行模拟时，土体模型的弹性模量采用E=αE1～2[9]，文中α取3.0，模型渗流边界条件设置为底端和两侧均为隔水边界，与现场水力边界条件相近，其模型计算结果也与实测值较接近，说明该模型更好地反映了现场的工程地质条件.

2) 无论是实测数据还是有限元计算结果，清淤使桩后土体产生的水平位移表现为深部位移变化很小，浅层位移变化较大，最大位移出现在开挖土体底面略靠上位置，与基坑开挖的变形性质相似，但位移明显较小.

3) 采用强度折减法分析板桩护岸极限清淤后的整体稳定性，与理论计算的板桩结构稳定性安全系数进行对比分析，得出板桩护岸的稳定性主要取决于板桩结构稳定性.总结了内河航道板桩护岸可能发生的3种主要破坏形式：倒覆破坏、踢脚破坏、桩身断裂破坏等.

4) 在该现场地质条件下，现场设计的10 m板桩在4.5 m清淤深度情况下仍有富于，设计偏于保守，而9 m的板桩则表现出较好的经济效益.

[1]陈永辉，何彬，许春虎.板桩加固护岸结构有限元分析[J].水利与建筑工程学报,2013(3):1-6.

[2]王润富，任青文.挡板式护岸结构稳定性分析方法[J].水利水电科技进展,1997(6):20-22.

[3]刘晓立，严驰，吕宝柱，等.柔性挡墙在砂性填土中的土压力试验研究[J].岩土工程学报,1999(4):505-508.

[4]王新泉，陈永辉，章宇强，等.板桩加固护岸受力机制的现场试验研究[J].岩土力学,2011(6):1749-1756.

[5]许春虎，陈永辉，王新泉，等.板桩加固护岸桩身受力现场试验研究[J].水运工程,2012(3):14-19.

[6]桂劲松，孟庆，李振国，等.基于PLAXIS的板桩结构非线性有限元分析[J].水运工程,2011(6):11-15.

[7]叶琪，简文彬，张登，等.驳岸岸坡渗流及其稳定性有限元分析[J].水利与建筑工程学报,2013(4):38-42.

[8]中交第一航务工程勘察设计院有限公司.板桩码头设计与施工规范：JTS 167-3-2009[S].北京：人民交通出版社,2009.

[9]贾堤，石峰，郑刚，等.深基坑工程数值模拟土体弹性模量取值的探讨[J].岩土工程学报,2008(1):155-158.

Deformation Research and Finite Element Analysis on Dredging Experiments of Sheet Pile Revetment

WANG Fuxi1)CHEN Yonghui1,2)LYU Jianwei3)LIU Xu1)CHEN Long1)XU Yifeng4)

(GeotechnicalEngineeringResearchInstitute,SchoolofHohaiUniversity,Nanjing210098,China)1)8 (KeyLaboratoryofMinistryofEducationforGeomechanicsandEmbankmentEngineering,Nanjing210098,China)2)(JiaxingPortandWaterwayConstructionDevelopmentCo.,LTD,Jiaxing314000,China)3)(ShanghaiHui-yiCivilEngineeringTechnologyCo.,LTD,Shanghai202153,China)4)

In this paper, based on Hang-Ping-Sheng line waterway upgrading project in Pinghu City of Jiaxing City, Zhejiang Province, the dredging experiments on the deformation of sheet pile revetment are conducted. Numerical simulation of the dredging process is also performed by using the finite element analysis software PLAXIS. A comparative analysis is done for the results of the field test data and numerical results. The results show that finite element calculation results are close to the measured data. The horizontal displacement of soil and pile tip is fairly small. The global stability safety factor of sheet pile revetment in limit desilting condition is calculated using the FEM strength reduction method. Through the contrastive analysis of the stability safety factor of sheet pile calculated by the theoretical calculation, it is concluded that the stability of revetment depends on the stability of the sheet pile. Three kinds of damage form of sheet pile revetment are put forward, providing valuable experience for widespread using of sheet pile in waterway reinforcement revetment.

sheet pile revetment; waterway dredging; finite element?analysis; horizontal displace- -ment; stability analysis

2016-08-13

*水利部公益性行业科研专项项目(201501043)、浙江省交通厅科技计划项目(2013W02)资助

TV861 doi:10.3963/j.issn.2095-3844.2016.05.022

王福喜(1992- )：男，硕士，主要研究领域为软基处理、航道整治