打桩岸坡稳定的可靠性分析.pdf

港 口工程1 9 9 0 年第 1 瓤 2 Z’ 万立方米。 导堤延长至l 6 4，煤港建成后，全港 总淤积量介于3 0 5 万立 方米～3 5 O 万立方米之 间，煤港兴建净增加淤积量2 O 万立方米～4 5 万 立方米。 因此可以认为，兴建煤港增加的淤积量 有 限、 从港口扩建与淤积量的增加速率看， 天 律 新港的前景是乐观的。 二导堤 由88延伸至l 2 4 - 0，减 攒效益显著，应尽早实施。在北港规划方案 未实施前，在l 2 0 的基础上i 1 ． 一步延长导 堤，看来没有必要。 三导堤不延长的条件下，煤码头前 沿的年淤强有可能达到 8 m，清淤与船舶停 靠的矛盾值得重视。 四从综台效益考虑，导堤的最佳延 伸 眭度有待进一步分析论证。 由于时间短促，不妥之 处恳望指正。 参考资料略 ， ⑤ L 前 雄， 弃 七 嘶 缝 锄 打桩岸坡稳定的可靠性分析 夕 一 f 『 同 济 大 学 高 大 钊 毛 尚 之 提 要 {， 1 车文对港口 工程中常见的打娃引起岸坡过大变形或失稳的工程现象，用可柱性理论进行分析。根据 小孔扩张理论和孔隙水压力的叠加和消散原理，可以预铡群桩施工时士体中任一点孔髂水压力的对程曲 线，提出了事前预拮打桩过程中岸城失效概率的方法和计算程序。计 算结 果 与实涮资料的对比分析表 明，选种方法有实际应用的价值。 一 、打桩对岸坡稳定的影响 港口工程中，由于人类的工程活动，使 席 来趋于稳定的岸坡可能失去平衡。如果在 设计时对岸坡稳定的不利因素考虑不周到， 虽然取用了足够大的安全系数，但仍然无法 在一些不利因素出现时能够 保 证 岸坡的稳 定}或者采用了不适当的施工方法，出现了 在设计时无法估计到的不利因素，使岸坡稳 定性降低，产生过大的变形，甚至发生失稳 。事 故。对我国已产生过太变形或失稳的I 8 个 岸坡工程实录的研究表明，岸坡失效有两种 类型。一种是突发性的滑动失稳，另一种尽 菅 尚未发生滑动，但已产生很大的变形，包 括 桩产生过大位移租岸坡开裂，但因及时采 取了措施而制止了突发性失 稳 事 件。实际 上，通常 在突发性失稳发生以前，总会有种 种迹象，如很大的变形和城顶出现裂缝等， 可能未及时发现或困措施不利而未能趔止滑 动。从失效原因来看，打桩、填土、坡脚开 挖或使用不当都会成为威胁岸坡稳定的不利 因素。在l 8 个工程实录中，因打蛀引起_失效 的有l O 个工程，占的比例很高，是岸坡稳定 分析中必须考虑的重要因素。 打桩对岸坡稳定有商个 方 面 的不利影 响，一是沉柱挤土’二是打桩振动。 饱和土体在几个小时的沉柱过程中来不 及排水固结，土体几乎是不可压缩的，柱沉 人土时将会挤开与桩身体积相同的土体积， 维普资讯 港口工程1 9 9 0 年尊 1 期 对周围土体造成挤压，产生很高的孔隙水压 力，使土体的抗滑能力减弱，造成岸坡变形 和失稳。 桩在钲的撞击下贯人土中时，由振动所 产生的加速度使土颗粒受到附加的惯性力， 增大了驱动力矩或减小了抗滑力矩{对于砂 土，振动还会降低土的强度。但振动的作用 是瞬间的，打桩完了，振动也就停止了}而 且振动所产生的附加投性力的影响是正负作 用周期交替的。 与打柱振动相比，沉醢挤土对岸坡稳定 的影响是持 续作用的，而且总是不利的，即 使在打桩完了以后， 还会继续发生作用。 特别 对于软粘土岸坡， 沉桩挤土更是主要的， 因此 本文主要分析这一因素对岸坡稳定的影响。 二、预测孔隙水压力时程曲线 定量估计沉桩挤土作用对岸坡稳定的影 响，需在土坡稳定验算公式中计入挤土产生 的超孔隙水压力。如在打桩时能实测土体中 的孔隙水压力，则可将滑动面上的实测值代 人计算公式，可惜这种方法只能用于事后复 核。如果希望在设计时能定量估计打柱的影 响，就应当在事前预测打桩引起的孔隙水压 力，需要提出一种预测土体中任一点孔隙水 压力时程 曲线的方法。 沉桩挤土的物理过程是在很短时间内将 与桩身等体积的土挤向周周 l这一过程可以 模拟为半无限土体中一个圆柱形孔的扩张， 在桩身附近形成了塑性区，在远离桩身的土 尚处于弹性状态 这样的课题可以在下列假 定下用弹塑力学求解。假定土是均质、各向 同性的理想塑性体|土体屈服不受静水压力 影响，并满足库仑一摩尔强度准则’孔扩张 前整个土体内具有各向相等的有效应力。 塑性区的半径为 r 一 、 ／ “ 在塑性区范围内，距孔心 距 离为P 处的超孔 隙水压力值为 2 ／ n 旦 1 ． 7 3 A 1 0 ． 5 8 p R P 式中 ， 8 c 一的不排水抗剪强度’ AS k e mp t o n a L 隙水压力系数’ E一土的弹性模量| 一 土的泊松比} 一P计算半径| r一小孔半径，当桩为方形时取折算半 径 。 沉入单桩所产生的超孔隙水压力，在径 向随半径增大而减小，孔隙水由于压力差而 产生渗流|在深度方向上，如土层的刚度比 E ／ C 变化不大，则可认为深度 方 向上孔隙 水压力差别不大。但在一个群桩施工场地， 每打一根柱都会使周围各点的孔隙水压力增 加，打桩之后又随之发生了圃结过程 因此一 群桩施工的物理过程是土体中孔隙水压力不 断增长和不断消散的过程，从土体中某一点 的孔隙水压力来说是一连串具有不同强度的 增长和消散的叠加效应。这个效应随点的位 置而异，孔隙水压力同时是位置和时间的匝 数。随着沉入土中桩数增加，孔隙水压力逐 渐增长，如增大到足以克服上覆土重并在土 中形成了裂隙，水就自下 向 上 从裂隙中排 走， 孔隙压水力骤即下降直到裂除闭合为止 这神水力劈裂机理使孔隙水压力不能无限上 升，受一个峰值极限 的 限 制，点的位置越 深，峰值越高。根据实测资料，在桩群范臣 以内不同深度处实铡孔隙水压力与有效覆盖 维普资讯 砖 蜩工 程 1 8 9 o 1 期 2 9 压力之比为i ． o ～1 ． 4 。这种劈裂效应造成在 深度方向上 的水头梯度驱使孔隙水从深处向 浅部流动。 通过上述机理分析，可知打桩以届的排 水固结是一个三维固结过程，需用三维固结 微 分方程来描述 詈 c h 碧 争 cv o - Z “ - 、 3 上 yw 4 式 中 e 和 c 分 别 水 平向 和 竖 直向 画 结系 数， Ch Cv Kv 1 4 - e 1 2K 8 ywa 对此三维固结微分方程可用差分法求解土体 中任一点 X，Y，z 在任一时刻t 的孔隙 水压力值Ui ， j ， k ， t 。 打桩是间歇进行韵，按桩沉人时间的先 后，每一根桩按单桩公式计算。由于每打一 根柱所需的时间与整个过程来比是很短的， 故可假定孔隙水压力是瞬时增长并忽略在这 一 被小时段的消散。由此所得的孔隙水压力 增量△ u j 与该点在这一瞬 间 的尚存孔隙水 压力u． ， ． ， 。 ， 相加，并考虑劈裂约束条件 u X， Y． Z， t “j ， J ， k ， t ’ △ “i j ≤ U⋯ 5 u ⋯K 口， K 可取1 ． o ～1 ． 4 ，口 为有效覆盖压力。 公式 5可用于预 测土体中任一点目 打桩引起的孔隙水压力肘程曲线。 预测的时程曲线与 实 测 值的比较见图 1， 2和 8 图 1 孔隙水压 力预测时程曲线 圈2 孔琼水压力预测时程曲线 维普资讯 3 0 港口工程1 9 9 0 年第 1 ■ 翻8 孔隙永压力预涮时程曲线 图 1 所示时程曲线的测点在 桩 群 中 部 一 1 0 米深度处，记录了沉人最初3 0 根桩所产 生的孔隙水压力。预测和实测结果的符合程 度相当好，说明事先预测打桩产生的孔隙水 压力是可行 J的。 图 2 和图 3给出了二个测点 的长时程曲 钱 。图 2的测点位置与图 1相同，图 3的测 点 位于艟群 三 【 外，距柱群边 2米，深度亦为 一 1 o K。 疑时程曲绞表明，在沉土中的桩 数 较多时，预坝 0 值与实涮之间 出现了有规律 性 的偏离，无论在桩群范围内或在柱群以外 都有棍烈的趋势。预{ 蟋 i 筐与实测值的起伏一 致，能比较敏感地反映出打柱速率变化引起 的起伏，但预溯值普遍比实测值太一些。在 桩 群范围内的点，实测值对打桩遮 的变化 反应 最 为 敏 感，预潞值也有相应的反应， 但在眭数很多时就较为迟钝，在桩群以外的 点，实测值本身的敏感性就比较差，故预 测 值基本上能与实测同步。 在沉人土中的桩数较多时，出现上述偏 离的主要原因在于预测方法的基本假定中没 有 考虑桩的存在。当人土柱数较少时，基本 假 定与实际情况的差别影响不太t但当人土 桩数很多时，先打人的桩对于后来的沉桩挤 土有抑止怍用，阻碍了打桩影响的扩展，或 弱了挤土孔压效应，因此预测值偏太。 要在理论计算中考虑已有桩群的影响是 比较困难的。寻求解决这个问题的途径可能 有两个。一种可能的途经是将正分析与反分 析相结合，边观 测边分析，逐点外推，但不 能在设计时一次预 测整个时程曲线J另一种 办法是采用经验系数来修正，对计算求得的 孔隙水压力乘以经验修正系数K。得到预狲 值 。 本文从事前分析的需要出发，按已沉人 土中的桩数，分段给出经验修正系数t 1 N p ≤ i 0 0 K 。10 ．0 0 2 5 N 一1 0 0 1 0 0 2 0 0 N 为已沉土中的 桩 数。修正后的预测值 与实测值能较好地吻合。 三，考虑打桩影响的岸坡稳定可靠性分 析 ， 简单条分法验算土坡稳定的极限状态方 一 程为 Z∑ C b ， ／ c o s { W i u I b ； x 维普资讯 港口工程1 9 0 年第 1期 3 1 c o s ， t g 一∑W i s i n { 0 6 式中 c ， 一土的有效抗剪强度指标， u；一该土条滑动面的超孔隙水压力， 考虑打桩影响时可用上节所述的 方 法预测。 考虑抗剪强度指标 C 和 之间的相关 性，可通过线性变换得到另一组彼此不相关 的变量Y Y E T] X 7 E T ]为正交矩阵，列向量等于x 的相关矩 阵 [ C ]的正交单位 特征向量， x 为标准 化变量构成的向量。 Y的相关矩阵 [ C t ]为一对角阵 E C Y ] [ T ] [ C ]E T ] 8 由公式 7 8得 X [ d x ]X { x} [ x ] E T]Y { } 9 对于只有 c ． 两个基本变 量的情况，由 公式 9得到 字 Y Y 【 t g ， 。。 日_ ， Y。一Y 。 ． tt● 1 O 癌公式 8得到 ， c 1 p i 儿 qy 。 ． 1 一pi 式中p 为 c 和t g q 之间的相关系数。 将公式 1 O 代人公式 6 ，经简化 后得极限状态方程为 ZAYcBY ．C 0 1 2 式 中 A -- U 2。 【 E ． ，C E Y H ； 一u； c o s B ％ 等 ， [ E y H ， _ u 1 c o s i C ∑s e c a； c ， [ E YH } _ 二 “j x c o s t ． ，一Evil ； s i n 口i 对公式 1 2 求偏导数 疑 ’ -一 B 敏感度系数 c o s 0 yc 一A ， c AaY c ● Bo yt - c。s c 罴 i 一 验算点座标 Y 盛 o 0 ． 。 ． B Y I ． C O S 0 。 ． ． d ． 。 s 可靠洼指标 B 一C c o s e v c Y cBc o s e Y c t ‘ ． 口 c t f 将上节导得的孔隙水压力预铡公式与本 节导得的可靠性分析公式结合起来，形成了 考虑打桩影响的岸坡稳定可靠性分析软件系 统，这个系统由一个主程序和四个子程序组 成，系统框图见图 4。用这个系统分析了南 京新生圩码头二 、四泊位，这两个泊位的结 构型式不同，用拄量也 不 相 同 二泊盘长 1 8 0 米，码头宽1 4 。 5 米，平台宽1 5 ． 5 米，用 维普资讯 3 2 港 r - - r 程1 9 9 0 年第 1期 2 6 米长的与g 1 桥驳岸连接I四泊位长1 8 6 米， 为满堂式结橱，码 头宽 2 i ． 5米，平 台 由 前 中，后平台组成 ，总宽5 6 米。 圆 4 岸艘猖定可 靠性分析软件 系统 未考虑打柱影响的计算结果见表 1，安 全系数均满足港工规范的要求，两个泊位安 全系数的差别反映了岸坡自然条件的差异。 、四泊位的起始失散概率 表 1 泊 一生 I守 心 专 ．全 系 数 起 始 失 效 概 率 P 可 靠 性 指 标 泊位 I 1 ． 8 i 9 I 1 ． 0 4 2 3 3 四泊位 f 1 ． 5 5 7 l 3 0 1 ％ 1 ． 8 9 图5失接概率时程曲规 图5给出了四泊位在打桩过程申失效概 率的变化曲线，失效概率曲线的起扶与沉桩 数量明显相关，厦应十分敏感l三个计算断 面的差异主要反映了不同时段的打桩区与各 计算断面之间的距离不同的缘故。考虑打桂 影响后，安全系数降l 氐 了，在不同的计算断 面，不同的打桩速率时，安全系数降低的程 窿不同 二泊位降低了 6％～1 0 }四泊位 降低了1 3 ． 2 ％～2 O ． 2 。由于四泊位为满堂 式结构，在斜坡上的桩比较密集，打桩的影 响比二泊位大得多，安全系数也下降得多。 中心安全系数、失效概率与可靠佳指标 的关系见表 2和图 6。从图 可 以 看 出，根 应于这个工程的条 件 b c ， 0 ． 1 0 ，8 t 0 ． 2 3 ，当安全系数满足港 工 规范要求I ． 3 -- 1 ． 5时，相当的失效概率为 8 一 9 ， 可靠性指标为1 ． 3 1 ． 8 n r ； 圈e P f ，B 与C F S 关系曲线 四泊位最大的 失 效 概 率 发 生 在Y 一 3 1 ．断 面 处，失 效概率为、 4 0 ％， 与此 ． 0 1 2 稆应的平均位移已达4 0 厘米左右，此处安全 系数仅为1 ． 2 4 2 ，已小于1 、 3 ，不满足规范要 求，码头位移亦已达到结构昕不能容许的量 级。二泊位的最大失效概率仅为1 ． 8 9 ％，二 泊位的最大位移只有1 5 厘米。 为了研究位移和失效概率的关系，我们 引入某一时间间隔内失效概率相对增量的概 念，即取失效概效增量 与 起 始 失效概率之 比，以便比较不同情况的码头。图 7 给出了 失效概率相对增量与位移增量的关系，在半 维普资讯 港口王程1 9 9 o 年第1 期 对数座标纸上呈很好的线性关系，当失效概率相对增量小于 1时，即失效概率增量不大于起 始失效概率时，位移增量小于2 0 厘米。 中 心 安 全 系 戤、失 效 氍 率 与 可 靠 性 指 标 的 关 系 表 2 中 心 安 全 系 数C F S 1 ． 2 4 2 l 1 _ 3 1 6 I 1 I ． 4 4 8 1 ． 5 5 7 1 ． 6 们 1 8 l 9 失效概率 P f 1 2 ． 4 9 8 ． 8 9 1 4 ． 9 3 4 ． 0 9 3 ． O 1 1 ． 5 6 1 ． O 4 可 性指标 1 ． 1 7 { 1 ． 3 5 l 1 ． 6 5 1 ． 7 4 1 ． 8 9 2 ． 1 6 2 ． 3 3 蠢 篓。 尊 嚣 帕 ； ‘ ， { 。 l f 移增 蜘 ] 圈 7 位 移与生效概率的关 系 二泊血的位移没有超过2 0 厘米，它的最 大失效概率增量没有超过起始失效概率，与 四泊位相比，二泊位的位移清况并不严重。 从i 8 个岸坡失效的工程实录中看出，这些聘 头的位移量绝犬多数已超过了2 0 厘米。 从上述分析中我们可以得到一个初步的 概念，码头位移2 O 厘米可能是一个界限值， 打桩引起的失效概率相对增量等于 1也可能 是一个极限值。 为了研究打柱速率的影响，我们引人日 平均沉桩量n 。 和 日 平均失效概率相对增量Y 。 的概念，两者的关系见图 8 。从图可见t如 将 日平均沉桩量控制在 4以下，则每天失效 概率增量小于起始失效概率的十分之一J如 每天打桩控制 2 根，则失效概率相对增量小 于 8 。图 8中的日平均失效概率是泊位上 各计算截面中的最大值，由于每个工作日的 打柱区是变化的，发生最大失效概率增量的 计算截面也随之变化。考虑到打桩区与计算 截面之间的距离的影响，采用综合沉拄量N N 式中，△ n 为沉桩数，p 为每一根柱到断面对 距离。日 平均失效概率相对增量Y 。 与综台沅 桩量N的散点见图9 ， 如果要使 日平均失效概 率 相对增量Y o 小于 i ． 1 0 ，综合沉桩量N应小 于0 0 2 0 从单纯控制打桩速率来讲， 每天沉桩 量控制在 4根以内就可以了，但如针对某个 具体断面而言，还必须同时控制∑ P 2 0 0 , 才能使N0 ． 0 2 。安排打桩计划时不仅要 控 制打桩数量，在布置上还要避免集中 _ r I 二 二 __ 士二一 I I ‘ f ～ ⋯ 一r ⋯； 一一 一 t _ ； l 、 ； I 、。-1_ _-。n____。-。_●-‘ _L ～ ～～ { l f f 图 8 打鞋速率对失效概 率的嚣晌 维普资讯 3 4 港口工程1 9 9 0 年第 1 期 圈 0 靠台沉桩 量与史兹概率的关系 沉柱终止以后，孔隙水压力不再增长， 张 着孔隙水压力的消散， 失 效 概 率逐渐下 降。由于各计算断面对同一沉桩群的孔压效 直感受程度不同，各断面从不同的失效概率 值向起始失效概率趋近的速度也不相同，但 嘬终都接近起始失效概率。四泊位在停止打 ．被后9 9 天，各断面的失效概率已趋于一致， 其值为起始失效概率的1 1- 6 ％，而二泊位在 停止打柱后f O 天就已达 1 0 6 ，比四泊位下 ～ 8个月，沉柱影响已可基本消除。 四，几点建议 1、应用现代计算技术可能在事前预测 打桩对岸坡稳定的影响，本文提出的方法可 供工程试用J如能实测打桩过程中土体内关 锋部位的孔隙水压力，就有可能发展一种动 态的观察法，及时反馈信息，据 调整施工 程序，确保岸坡的安全。 2、岸坡失效概率是一个比较敏感的指 标，可试用本文提 出的方法进一步估计其他 工程的岸坡失效概 率 与 岸 坡变形的经验关 系，影响岸坡稳定的主要困素与岸坡失效概 率变化的经验关系，从而可能发展一种经验 屿概率估计方法。 8 、许多工程实例说明，岸坡失稳实际 上有一个变形由小到大逐渐发展的过程。建 立在剐塑体假定基础上的岸坡稳定分折方法 无法估计这个变形发展过程，建议发展基于 岸坡变形计算昀可嚣性分析方法。 参考文蕾略 释 得更快一些。可以判断，在打柱结束届 2 ， 【、 砸 弓 一 挂 可 森 惫布 构 劈 研； 一 弓 夕 高桩码头横梁可靠度的机构 天津大学 汪克让刘尔烈杨犀祥 分析法 c ／ 』 提 要 洋文应甩机构分析法对高鞋码头槛椠进行了可靠性分折，文中应甩极限定理建立了可能机构搏掇跟 状态方程，用 J C - 法进行了可靠度计算，得出结构的失效概率． 一 ，前 言 高桩码头横粱是弹性支承结构构件。由 于作用于结构上的荷载，粱构件强度和支季 条 件的不确定性，应用以工程经验为主所确 定的安全系数不可能正确反 映结 构 的可靠 度。 高柱码头横粱通常以弹性变承连续粱作 为计算模型。弹性交承连续 粱 的 不确定臣 维普资讯