船坞月池段下墩木结构对船坞底板及基础的影响

图1 船坞现状

Fig.1 Current situation of dock

1.1 上海船厂1#船坞原底板结构设计

船坞底板纵向分块长度一般为45.0 m,宽度为36.0 m,中板厚900 mm、边板厚度900~761 mm;从中间向两侧设横坡,采用500 mm×500 mm预制混凝土方桩基础,桩长为23.5 m.底板结构横剖面见图2,图中倒三角后的数字表示垂直纸面方向的桩间距.底板下设有减压排水层.地质情况如表1所示,底板位于淤泥质黏土层.表中:空白表示不适用.

图2

图2 船坞底板横剖面图(mm)

Fig.2 Cross section of dock floor (mm)

表1 桩基设计参数表

Tab.1 Design parameters of pile foundation

土层名称	极限侧摩压力/kPa	桩端压力/MPa	厚度/m
江滩土	20		0.18
淤泥质黏土	25		6.3
黏土	40		3.4
粉质黏土	45		3.2
粉质黏土	75		5.3
砂质粉土	100	6	1.62

1.2 底板荷载工况分析

上海船厂旧址1#船坞原设计为3.5 万t级修船坞,2007年根据生产需求改造成最大可建造5.7 万t散货船的船坞,但允许进出坞船型的实际质量不超过原设计的1.2 万t.原设计坞底荷载按照进坞船型最大实际质量1.2 万t计算负荷所得,沿船坞中心线设计的线荷载为804 kN/m@3 m,即荷载分布的宽度范围为3 m,分布长度为距坞尾 150 m 范围.

本工程专用浮箱携带古船和原址时,预估总质量约1.5 万t,其中携带古船的月池段总质量 8196 t,大于原设计的最大进坞船型的质量且分布长度短,故浮箱,尤其携带古船的月池段的纵向线荷载远大于原设计船型的线荷载.荷载增加使原底板及基础存在安全风险,故需考虑布设墩木来改善底板及基础的受力情况.墩木的布置需考虑进坞时的荷载^[1-2],下面将分别分析独立式与整体式墩木对船坞底板及基础的影响.

2 独立式墩木对船坞底板及基础的影响分析

根据工艺要求,沿纵向和横向按照一定间距布置独立式坞墩,墩木布置如图3所示.沿横向布设三排墩木,间距为4 m,其中,中排墩木尺寸(长×宽×高)为2 m×1 m×1.8 m,边排墩木尺寸(长×宽×高)为1 m×1 m×2.3 m.每排墩木沿纵向分布的间距为2 m.

图3

图3 独立墩木布置图(mm)

Fig.3 Layout of separate dock block (mm)

按照一般的独立式墩木的荷载分布规律对底板及基础进行受力分析.采用Autodesk Robot Structural Analysis Professional 2018(以下简称Robot)进行计算,其复核结果如表2和表3所示.表2中 $M_{x x +} 、 M_{x x -}$ 分别为xx方向弯矩设计值最大值和最小值; $M_{y y +} 、 M_{y y -}$ 分别为yy方向弯矩设计值最大值和最小值;最大沉降为10mm.表3中 $M_{k x x +} 、 M_{k x x -}$ 分别为xx方向弯矩标准值最大值和最小值; $M_{k y y +} 、 M_{k y y -}$ 分别为yy方向弯矩标准值最大值和最小值.由于荷载分布较集中,造成底板内力、沉降、裂缝宽度及桩基反力(4569.47 kN)较大,底板内力超出已有结构的设计承载能力,底板裂缝(ω_max)大于最大允许裂缝(ω_lim).

表2 底板内力计算结果

Tab.2 Calculation results of internal force of baseboard

参数	承载能力极限状态
参数	M_xx₊	M_xx_-	M_yy₊	M_yy_-
弯矩,M_max/(kN·m)	979.03	-830.55	336.81	-1863.72
计算配筋,A/mm²	4211.86	3540.93	1395.77	8513.69
实际配筋,A'/mm²	2534.22	2534.22	4230.68	4230.68

表3 底板裂缝计算结果

Tab.3 Calculation results of crack of baseboard

参数	正常使用极限状态
参数	$M_{k x x +}$	$M_{k x x -}$	$M_{k y y +}$	$M_{k y y -}$
ω_max/mm	0.70	0.59	0.14	0.74
ω_lim/mm	0.30	0.30	0.30	0.30

经计算,中墩区域的地基反力占总地基反力的65%,边墩区域的地基反力占总地基反力的35%.桩基反力从中间向两边桩基反力逐渐减小,中间桩基反力最大值为 4569.47 kN,该值大于单桩竖向承载力设计值(依据《建筑桩基设计规范》^[3]计算值为 2414.62 kN),不满足桩基承载力要求.由表2、表3可见,内力和裂缝均超出设计承载能力.

3 梁板结构整体式墩木对船坞底板的影响分析

分析独立式墩木对船坞底板及基础的影响可知,为满足船坞结构安全,需扩大墩木与底板的接触面积.通过设置具有一定刚度的整体式墩木结构,调整古船沉箱作用在底板上的荷载分布形式,可以改善底板和桩基的受力状况.

利用Robot有限元程序建立弹性梁板结构模型进行分析.根据工艺提资,考虑荷载(横剖面)从中线向两边逐渐减小,将荷载(横剖面)简化成梯形分布,荷载最大值为281.81 kPa,如图4所示.

图4

图4 荷载剖面分布图

Fig.4 Diagram of load distribution

3.1 整体式墩木厚度的影响分析

墩木厚度是影响底板受力的关键因素.为研究不同墩木厚度对底板及基础的影响,选取整体墩木板厚度为700、900、1100、1600 mm进行研究,材料为C30混凝土.根据工艺提供的资料,本研究中墩木的尺寸(长×宽)为42 m×16 m,建立有限元模型进行分析.

3.1.1 荷载均匀性分析

对墩木单独分析,底板对墩木的约束作用简化为弹簧作用施加在墩木下,经计算分析并整理计算结果,得到不同厚度的墩木对底板作用力的变化曲线(横剖面),如图5所示.由图可知,中心区域4 m范围内,墩木对底板的作用力保持不变;在中心区域范围内,墩木对底板的作用力最大,向两端逐渐减小;墩木厚度增加,墩木对底板的最大作用力减小,两侧曲线越平缓,说明墩木对底板的作用力越均匀.

图5

图5 墩木对底板的作用力变化曲线

Fig.5 Foundation counter-force

3.1.2 船坞底板的受力分析及结果

采用Robot建立弹性板单元,模型尺寸(长×宽)为45 m×36 m,底板下布有桩基础,桩基础的作用简化为竖向的弹性约束,依据《码头设计规范》^[4],弹性约束的刚度为 455.156 MN/m.

将上述图5的作用力施加到底板上,对底板进行受力分析.计算分析并整理计算结果,得到表4和表5.由表5可见,不同荷载情况下,底板均在承载能力范围以内.

表4 底板弯矩计算结果

Tab.4 Calculation results of bending moment of baseboard

板厚/ mm	M_max/(kN·m)				最大沉降/mm
板厚/ mm	M_xx₊	M_xx_-	M_yy₊	M_yy_-	最大沉降/mm
700	205.41	-443.07	63.59	-556.44	6
900	209.42	-423.42	157.95	-529.97	6
1 100	200.54	-410.00	97.78	-509.97	6
1 600	209.17	-376.60	187.18	-470.61	5

表5 底板配筋计算结果

Tab.5 Calculation results of reinforcement of baseboard

板厚/mm	M_xx₊		M_xx_-		M_yy₊		M_yy_-		桩基反力/kN
板厚/mm	A/mm²	A'/mm²	A/mm²	A'/mm²	A/mm²	A'/mm²	A/mm²	A'/mm²	桩基反力/kN
700	845.17	2534.22	1846.99	2534.22	259.68	4230.68	2334.51	4230.68	2567.09
900	866.89	2534.22	1776.99	2534.22	648.78	4230.68	2234.61	4230.68	2430.38
1100	824.91	2534.22	1705.98	2534.22	400.01	4230.68	2133.90	4230.68	2406.17
1600	860.81	2534.22	1564.10	2534.22	769.41	4230.68	1964.83	4230.68	2296.12

3.1.3 桩基反力的计算结果

计算分析并整理后得到桩基反力的计算结果(横剖面)如图6所示.其中,系列1~4分别对应图5中在荷载作用下墩木厚为700、900、1100、1600 mm的桩基反力结果.从图中可以看出,4条曲线变化一致,均为中间大,两侧小;随着厚度的增加,桩基反力最大值减小,桩基反力变化曲线变得平缓.

图6

图6 桩基反力计算结果

Fig.6 Calculation results of pile

3.1.4 变形和裂缝结果

计算分析并整理后得到底板裂缝计算结果如表6所示.由表可见,厚度为700 mm和900 mm的墩木对应的裂缝不满足要求;厚度为 1100 mm和 1600 mm的墩木对应的裂缝满足要求.随着墩木厚度增加,裂缝最大值变小.

表6 底板裂缝计算结果

Tab.6 Calculation results of crack of baseboard

板厚/mm	ω_max/mm				ω_lim/mm
板厚/mm	$M_{k x x +}$	$M_{k x x -}$	$M_{k y y +}$	$M_{k y y -}$	ω_lim/mm
700	0.15	0.32	0.02	0.22	0.30
900	0.16	0.32	0.04	0.24	0.30
1100	0.14	0.29	0.04	0.20	0.30
1600	0.16	0.248	0.08	0.20	0.30

由上述分析可知,厚度超过900 mm的墩木承载力和裂缝均满足要求,因此墩木的厚度可考虑取超过900 mm. 相比厚度为 1100 mm的墩木, 厚度为 1600 mm的墩木对底板的作用力更均匀,但需考虑墩木的结构自重影响,结构自重不应过大.因此,需优化厚度,简化为梁板结构,考虑采用梁板结构整体式墩木.

将厚度为1600 mm的墩木根据工艺要求简化为厚度为1100 mm、横梁尺寸(长×宽×高×数量)为12.4 m×1000 mm×500 mm×20、纵梁尺寸(长×宽×高×数量)为42 m×500 mm×500 mm×2的梁板结构.

3.2 整体式墩木对船坞底板及基础的影响分析

按照梁板结构整体式墩木布置,桩基的约束同上,施加荷载,对底板及基础进行受力分析.其结果如表7所示.最大沉降为7 mm,桩基反力为 2938.71 kN.

表7 底板内力计算结果

Tab.7 Calculation results of internal force of baseboard

参数	承载能力极限状态
参数	M_xx₊	M_xx_-	M_yy₊	M_yy_-
M_max/(kN·m)	241.26	-517.63	290.54	-648.66
A/mm²	994.60	2166.89	1200.97	2735.92
A'/mm²	2534.22	2534.22	4230.68	4230.68

表2和表7中弯矩的整理结果如图7所示.由图可见,整体式墩木对应的弯矩值均小于独立式,并且整体式墩木对应的弯矩最大值小于独立式的弯矩最大值1倍以上.从上述分析可以得出,整体式墩木可以大幅度调节荷载分布的均匀性,减小底板弯矩.对比表3和表7中的桩基反力,整体式墩木可以大幅度减小桩基反力.

图7

图7 弯矩对比图

Fig.7 Comparison of moments

3.3 上海船厂1#船坞原底板及基础的复核分析

3.3.1 荷载分布

从上述分析可知,整体式墩木能够使上部施加的荷载较均匀的分布在底板上,结合工艺资料,将古船与整体式墩木的自重简化为中间均布两侧阶梯型分布的荷载施加到船坞底板上,荷载分布见图8.

图8

图8 船坞底板上荷载分布图(kPa)

Fig.8 Diagram of load distribution on dock floor (kPa)

3.3.2 船坞底板的数值分析结果

建立模型并对底板进行受力分析,桩基刚度为 455.156 MN/m.计算分析得到底板的计算结果,如表8和表9所示.最大沉降为6 mm,桩基反力 2601.63 kN.

表8 底板内力计算结果

Tab.8 Calculation results of internal force of baseboard

	承载能力极限状态
	M_xx₊	M_xx_-	M_yy₊	M_yy_-
M_max/(kN·m)	382.55	-466.40	314.85	-540.40
A/mm²	1589.33	1946.79	1303.19	2265.15
A'/mm²	2534.22	2534.22	4230.68	4230.68

表9 底板裂缝计算结果

Tab.9 Calculation results of crack of baseboard

参数	正常使用极限状态
参数	$M_{k x x +}$	$M_{k x x -}$	$M_{k y y +}$	$M_{k y y -}$
M_max/(kN·m)	188.77	-222.66	161.37	-256.02
ω_max/mm	0.18	0.21	0.09	0.13
ω_lim/mm	0.30	0.30	0.30	0.30

由表8、表9可见,内力和裂缝均在设计承载能力以内,但桩基反力最大值大于单桩竖向承载力设计值(依据《建筑桩基设计规范》^[3]计算值为 2414.62 kN),不满足桩基承载力要求.

4 考虑桩土共同作用的桩基反力

实际工程中,承载力除了考虑桩基的作用,还应该考虑桩间地基土的承载能力.为了进一步增加底板以下的承载力,考虑桩土共同作用.

4.1 桩土共同作用机理

天然地基作为一种传统的承担上部结构荷载的形式,具有经济、施工简单、快速等优点.桩基具有承载力高,应力传递途径简捷,地基变形小等优点.因此,将桩基与天然地基有机组合在一起,充分发挥两者的优势,共同承担上部荷载,形成复合桩基.复合桩基的本质是在荷载作用下,桩与天然地基土体通过变形协调共同承担荷载作用^[5-6].

4.2 桩土共同作用下桩基承载力验算

底板下除考虑桩的作用,还需考虑土的作用,即底板下施加弹簧,依据《干船坞设计规范》^[7],取淤泥质土的弹簧的刚度为 7500 kN/m³.根据《建筑桩基技术规范》^[3]计算,复合桩基竖向承载力设计值R为 2545.06 kN.

将考虑桩土共同作用与不考虑桩土作用的结果进行对比,如图9所示.由图可见,两条曲线变化趋势一致.当考虑桩土共同作用时,桩基反力最大值小于设计值,桩基反力满足规范要求;当不考虑桩土共同作用时,桩基反力最大值大于设计值,桩基反力不满足规范要求.由上述分析可知,考虑桩土作用时,桩基反力会减小,在实际设计中,桩土共同作用不容忽视.

图9

图9 桩基反力对比结果

Fig.9 Comparison of pile force

5 船坞实际使用条件下的分析与总结

5.1 竖向位移监测结果

现场对船坞坞室底板沉降进行监测,按照横向和纵向断面间距约10 m布置监测点,分别监测1#船坞西侧、中间及东侧船坞底板的竖向位移.将监测结果、沿船坞中线的沉降计算结果整理如图10所示.由图可见,第6点位开始至第13点位,编号点为DB6至DB13出现U字型下沉.竖向位移累计最大值在DB8(西侧)监测点,变化量为-4.6 mm.从整体监测结果来看,底板的竖向位移均在控制范围内.从计算结果可以看出,整体式墩木的竖向沉降小,独立式墩木的竖向沉降大.将实际监测的数据与计算结果进行对比,可以看出整体式计算的竖向位移与实际相近.

图10

图10 船坞底板监测结果

Fig.10 Monitoring results of dock floor

5.2 桩基反力对比分析

将整体式与独立式墩木的桩基反力数据进行整理得到图11,由图可见独立式墩木桩基反力中间大,两侧小,即从中间向两侧减小;独立式墩木的桩基反力变化曲线呈“瘦高型”,即中间的桩基反力远大于两侧.整体式墩木的桩基反力中间大,两侧小,桩基反力变化曲线呈“矮胖型”,即中间的桩基反力基本没有变化.

图11

图11 地基反力对比结果

Fig.11 Calculation results

对比整体式与独立式的桩基反力,整体式的最大值小于独立式,整体式的变化曲线较独立式的更加平缓、均匀;从图中分析可知,整体式墩木可以使桩基反力更加均匀,从而提高桩基的使用效率,改善桩基和底板的受力状态.

6 结论

运用Robot有限元程序计算独立式、整体式墩木对船坞底板及基础的影响.得出如下结论:

(1) 独立式墩木中墩区域的地基反力占总地基反力的65%,边墩区域的地基反力占总地基反力的35%.桩基反力从中间向两边桩基反力逐渐减小,中间桩基反力最大值大于单桩竖向承载力设计值,不满足规范要求.

(2) 研究不同墩木厚度对底板及基础的影响,分析并优化墩木结构,简化为整体式墩木,由分析结果可知,整体式墩木能够改善底板的受力状况,使底板内力、底板裂缝均小于容许值.当遇到纵向线荷载大于原船坞设计的线荷载工况时,可优先考虑整体式墩木.

(3) 当考虑桩土作用时,桩基反力会减小,在实际设计中,桩土共同作用不容忽视.

(4) 对上海船厂1#船坞原底板及基础进行复核分析,底板内力、底板裂缝及底板竖向位移均在容许值范围.

本项目将空置已久的1#船坞重新使用,“老结构,新利用”的方法使本项目成本大大减小,同时也为古船整体迁移项目提供了保障,保障古船整体迁移项目圆满完成.

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