灌注桩基础长分段后轨道梁结构在码头工程中的应用

2020-10-28陈波杨旭沈迪州

中国港湾建设 2020年10期

陈波，杨旭，沈迪州

（中交第四航务工程勘察设计院有限公司，广东广州 510230）

在重力式码头中，门机或岸桥后轨道基础梁一般多采用桩基础，桩基础可以采用灌注桩、钢管桩和PHC桩等，后轨道梁多采用现浇混凝土结构。陈波等[1]针对后轨道梁基桩贯穿较厚的中密砂层及硬黏土层的情况，初步探讨码头后轨道梁基桩中抗拔桩的连接设计。卢少彦等[2]针对某港重力式码头沉箱顶到码头面高差较大工况下的门机后轨道梁的设置情况，进行优化设计和探讨。对于后轨道梁的分段长度，根据JTS 167—2018《码头结构设计规范》[3]的要求，高桩码头上部结构为装配整体式结构时，一般每隔60~70 m设置1个伸缩缝；上部结构为现场整体浇筑混凝土时，伸缩缝间距不宜大于35 m。

刘洋等[4]针对温度效应对全直桩现浇梁板高桩码头的影响问题，采用国际通用有限元软件进行三维空间计算，得出国内环境下适当增长结构段长度可对桩基、纵横梁的弯矩、剪力和轴力值均有一定程度的降低。杨铭元等[5]以巴基斯坦某超长无分缝高桩码头结构为例，对超长无分缝高桩码头结构温度效应进行了分析研究，结果表明，对梁及桩基结构，均匀温差对构件内力变化起控制作用，梯度温差作用可忽略不计。

轨道梁上安装有钢轨，当码头轨道梁的长度与钢轨的长度完全相等时，两者因温度变化而产生的长度变化量基本相等，不会形成过大的温度应力[6]，近年来，码头钢轨安装后通常焊接成整体，长度远大于70 m，则会在码头结构伸缩缝附近的钢轨中产生温度应力，为保证后轨道梁结构具有良好整体性，减少后轨道梁结构差异沉降或伸缩缝处钢轨的破坏等问题，并降低营运期的维护成本，在码头后轨道梁设计中加长轨道梁的分段长度，有一定的应用前景。

1 工程概况

本工程码头建设主要为新建2个10万吨级和1个1万吨级集装箱泊位，结构均按10万吨级集装箱船舶设计，码头采用重力式沉箱结构，后轨道梁采用灌注桩基础，桩直径1.1 m，间距3.3 m，灌注桩持力层为风化岩层，后轨道梁为现浇钢筋混凝土矩形梁，梁高2.8 m，宽2.2 m。岸桥采用65 t-66 m岸边集装箱装卸桥，65 t-66 m岸边集装箱装卸桥参数如下：海侧轨中心距码头前沿线3.5 m，轨距30 m，基距15.1 m，共4个支腿，8个轮/支腿，两台岸桥之间最小轮距2.0 m，工作状态最大轮压592.5 kN/轮，非工作状态最大轮压2 032.6 kN/轮，上拔力5 370 kN/角。岸桥前轨安放在胸墙上，后轨坐落在现浇后轨道梁上，码头结构断面图见图1，后轨道梁尺寸图见图2。

图1 码头结构断面图（高程：m；尺寸：mm）Fig.1 Cross section of wharf structure（altitude:m；dimension:mm）

图2 后轨道梁尺寸图（mm）Fig.2 Dimension of rear rail beam（mm）

2 长分段后轨道梁设计

对后轨道梁进行了28 m、56.02 m和84.04 m的比较设计，分别计算了4种工况下后轨道梁和灌注桩的轴力、剪力和弯矩，计算结果如表1、表2、表3所示。

2.1 后轨道梁内力对比

对后轨道梁，后轨道梁加长后双机工作工况下的内力变化不大，其余工况下的内力均略有改变，防风拉索工况下的负弯矩增大较多，因防风拉索只是在局部位置才有设置，通过局部增加配筋的措施可以满足受力要求。

表1 28 m长后轨道梁的内力统计表Table 1 Internal force statistical table of 28 m long rear rail beam

表2 56.02 m长后轨道梁的内力统计表Table 2 Internal force statistical table of 56.02 m long rear rail beam

表3 84.04 m长后轨道梁的内力统计表Table 3 Internal force statistical table of 84.04 m long rear rail beam

2.2 灌注桩内力对比

对灌注桩，后轨道梁加长后，对双机工作工况下桩力影响很小；非工作工况下28 m的后轨道梁桩力均较为均匀，最大的压桩力6 080 kN，最小的压桩力也达到3 670 kN，同时防风拉索工况下28 m的后轨道梁的最大拔桩力达到2 902 kN。后轨道梁加长后，非工作工况下的后轨道梁桩力出现差异，压桩力变小，最小的压桩力只有53 kN，防风拉索工况下84.04 m的后轨道梁的最大拔桩力只有1 368 kN。由计算结果可见后轨道梁压桩力控制工况为非工作工况，拔桩力的控制工况为防风拉索工况。后轨道梁加长后，桩力出现差异，最大压桩力变化不大，拔桩力明显变小，对于桩力的差异情况，区别开抗拔桩与普通桩分别设计，对抗拔桩要进入中风化岩3.3 m以上终孔，对余下的普通桩：1）要钻到设计标高且进入中风化岩1.1 m以上才能终孔；2）如果到标高后未发现中风化岩，需报监理，设计重新确定终孔要求；3）如果发现难以达到设计标高，要进入中风化岩2.2 m以上才能终孔。通过分别采用不同终孔要求，既确保了抗拔桩的抗拔承载力能够满足设计要求，又能节省部分普通桩的混凝土工程量。通过灌注桩钻孔实践以及检测结果证明，灌注桩的终孔控制标准对本工程基桩的控制是适应的。

3 长分段后轨道梁温度作用分析

混凝土由于内部水分蒸发和在空气中结硬时，体积会逐渐减小，出现干缩，干缩裂缝较普遍，常见于现浇结构，如梁、板等。其干缩程度与水泥品种用量、单位用水量和集料用量有关，还与施工、养护不良有关，发展规律是早期快，后期缓慢。为了计算后轨道梁的干缩、季节性温差引起的结构内力，合理指导加长后的后轨道梁分段施工，对其在温度应力、混凝土收缩影响下的内力及变形进行了分析。采用国际通用的有限元软件ANSYS进行三维空间建模，对温度作用在长分段的后轨道梁上产生的桩基、轨道梁内力进行计算，分析温度应力对后轨道梁结构的影响。

3.1 温度差类型

本工程中桩基位于轨道梁的下部，不受阳光直射，处于被遮挡部位，故桩基只需考虑温度在桩基上分布均匀。后轨道梁的顶部受到太阳直晒，底部的温度较低，在梁的截面上存在线性差异的形式，但在常规的水运工程后轨道梁结构中，梁截面尺寸范围为2耀3 m，截面上的温差可以忽略不计，故后轨道梁只考虑温度在后轨道梁上分布均匀。

3.2 温度差取值

本项目位于我国华南地区，依据相关文献[7]，华南沿海多年平均气温约为20益，多年极端最高气温约为35益，多年极端最低气温约为0益，采用混凝土结构设计温差大约为原12耀16益。

3.3 计算模型

采用国际通用的有限元软件ANSYS进行三维空间建模，模拟情况如下：

1）常规荷载中自重为永久荷载，可变荷载考虑岸桥轮压作为移动荷载；

2）环境荷载，考虑温度变化及与使用荷载组合作用；根据当地气候条件，考虑结构温度下降20益（30益降到10益）；

3）混凝土收缩当量温差。

选择合理的灌注桩水平刚度是设计的重要参数，本工程利用相邻两工程桩进行水平静荷载试验，一根为试验桩，相邻桩为反力桩，依据试验结果[8]综合推荐水平地基反力系数随深度增长的比例系数取值为5 027.30 kN/m4。

考虑2种荷载组合工况，分别是永久荷载+岸桥荷载+膨胀性温度应力工况和永久荷载+岸桥荷载+收缩性温度应力工况。

3.4 结果分析

经计算，对于84.04 m的长分段后轨道梁，后轨道梁的最大轴力为4 598 kN，灌注桩的最大桩身弯矩为2 197 kN·m，灌注桩的配筋采用20根准28 mm的钢筋，可以满足承载力及抗裂的要求，灌注桩的裂缝控制宽度为0.25 mm，满足规范要求。后轨道梁轴力图如图3所示，后轨道梁灌注桩弯矩图如图4所示。加大后轨道梁结构分段长度，后轨道梁及灌注桩的受力均能满足设计要求，减少桩基数量，节省了工程造价。

图3 承载能力极限状态后轨道梁轴力图（kN）Fig.3 Axial force diagram of rear rail beam in ultimate state of bearing capacity（kN）

图4 承载能力极限状态后轨道梁灌注桩弯矩图（kN·m）Fig.4 Bending moment diagram of cast-in-place pile of rear rail beam in ultimate state of bearing capacity（kN·m）

4 现场施工

对加长后的后轨道梁采用分层及分段浇筑，先浇筑下层1.0 m，即牛腿以下部分，再浇筑上层余下的1.8 m；依据计算进行后轨道梁分段浇筑，84.04 m长的后轨道梁分3段浇筑，分段长度分别为25.22 m、33.60 m和25.22 m，分段间采用收口网连接，收口网采用直径25 mm和14 mm的钢筋纵横交错成网，固定在轨道梁钢筋或桩头钢筋上。

由于现浇后轨道梁是受弯构件，在进行分段浇筑时先浇段混凝土如果凿毛处理不当或者在接茬面上的污物及粉尘没有清理干净，都会造成后浇混凝土与先浇混凝土结合不好，从而使混凝土接茬处易产生裂缝。用收口网做端模，相当于处理良好的凿毛面，节省了凿毛时间，非常适合后浇段的施工，既保证了接茬处的混凝土质量，使新旧混凝土结合良好，同时使用收口网进行浇筑后无需拆除，为施工进度节省了时间，可以直接观察混凝土的浇筑和振捣情况，有效控制欠振现象，更好地保证混凝土质量。

本工程将收口网用作分段现浇后轨道梁永久性端模，收到了良好效果。目前码头已经建成投产，使用效果良好。