马尔代夫维拉纳国际机场改扩建工程为“一带一路”沿线工程, 是在珊瑚砂地基条件下的特色工程, 其中钢板桩护岸建设是本工程重要组成部分。

国内外学者对珊瑚砂地质中桩土相互作用开展许多研究。Angemeer等^[1,2]在澳大利亚巴斯海峡进行大量全尺寸试验, 用来确定打入桩侧摩阻力、桩端阻力、开口桩张力和压缩力及灌注桩黏性结合情况。研究结果表明, 珊瑚砂与石英砂特性完全不同。钢管桩侧摩阻力很小, 其值几乎不随桩身长度发生改变;钙质砂中深埋桩极限承载力与深度无关, 与石英砂相比承载力更低。Poulos等^[3]通过严格室内模型基础试验研究上覆压力、相对密度和循环加载的影响。珊瑚砂高压缩性致使其承载力比石英砂低。

国内学者也进行了大量研究, 初晓峰等^[4]利用模型试验, 对钙质砂中锚碇物抗拔特性和变形破坏机理进行研究。研究结果表明, 水平锚板抗拔力为砂密度、内摩擦角及锚板埋深比的函数。孙吉主等^[5]以南海钙质砂为研究对象, 在不同法向压力和相对密度下, 进行大量拉拔试验。试验发现, 钢-砂接触面剪应力和相对剪应变曲线没有出现明显的应变软化现象, 钙质砂颗粒破碎对外摩擦角的影响不大。江浩等^[6]通过设计室内试验装置, 研究钙质砂中钢管桩承载力、变形性能及其影响因素。试验结果表明, 钙质砂中钢管桩承载力很低, 仅为石英砂的66%～70%。模型试验由于无法反映研究对象在实际工程中的应力水平, 具有一定局限性。关于钢板桩结构与土相互作用方面, 刘永绣等^[7]和蔡正银等^[8]利用数值模拟、离心模型试验等方法对砂土、粉土和黏土等地基与钢板桩结构相互作用进行研究, 但对于珊瑚砂地基中钢板桩结构的研究还未涉及。由于钢板桩结构在珊瑚砂地基中应用较少, 缺乏可参考借鉴的资料, 为确保工程质量和安全, 有必要对钢板桩护岸结构与珊瑚砂相互作用问题进行深入系统的研究。

通过离心模型试验研究珊瑚砂地基与钢板桩结构相互作用, 分析钢板桩结构内力、变形和土压力分布等, 并通过与数值模拟结果的对比揭示钢板桩结构的工作机理。

根据设计图纸, 钢板桩护岸共采用C, D 2种形式断面, 断面C主桩下端未嵌入礁灰岩, 断面D主桩下端嵌入礁灰岩2m。本试验在400gt大型土工离心机上进行, 模型试验设计加速度为70g。试验模拟了C, D断面, 布置如图1所示, s1为沉降激光测点, d2, d3为水平位移激光测点。

对于C断面, 结合主桩模型尺寸, 在主桩模型上居中等间距布置5个弯矩测点, 测点标高自上而下依次为-1.400, -4.200, -7.000, -9.800, -12.600m。锚碇桩沿标高布置3个弯矩测点, 测点标高自上而下依次为-2.500, -5.200, -8.100m。试验共布置9根锚碇桩, 依次记为p₁～p₉, 通过9根模型拉杆连接主桩和锚碇桩, 拉杆间距35mm。

对于D断面, 在主桩模型上居中等间距布置6个弯矩测点, 测点标高自上而下依次为-2.200, -5.000, -7.800, -10.600, -13.400, -16.200m。在主桩陆侧和海侧分别布置4, 2个土压力盒, 陆侧测点标高自上而下依次为-4.300, -7.800, -11.300, -14.800m, 海侧2个测点标高分别为-11.300, -14.800m。

两断面锚碇桩弯矩测点布置一致。由于两断面拉杆间距不同, 本次试验共布置19根锚碇桩, 包含9根测量桩, 测量桩与其余10根模型桩交叉布置。通过19根模型拉杆连接主桩和锚碇桩, 每根拉杆间距为17.5mm。

所有试验结果均已按照土工离心模型相似准则换算为原型数据。C断面主桩单宽弯矩沿深度分布如图2所示。主桩海侧受拉, 单宽弯矩沿标高呈先增大后减小的分布规律, 在标高约-2.000m处主桩单宽弯矩最大, 约83kN·m/m, 在标高-7.000m以下急剧减小。

D断面主桩单宽弯矩沿深度分布如图3所示。主桩弯矩沿深度呈S形分布, 标高约-8.000m以上的主桩海侧受拉, 以下的主桩陆侧受拉。其中, 主桩上部结构单宽弯矩沿标高呈先增大后减小的分布规律, 在标高约-2.200m处主桩单宽弯矩最大, 约45kN·m/m;主桩下部结构单宽弯矩绝对值沿标高也呈现先增大后减小的分布规律, 最大单宽负弯矩值约-29kN·m/m。

根据公式σ=M/W计算钢板桩所受应力。对于C断面, M_max=83kN·m/m, 截面抵抗矩W=2 335cm³/m, 则σ=35.5MPa<[σ]=172.5MPa;对于D断面, M_max=45kN·m/m, W=4 034cm³/m, 则σ=11.2MPa<[σ]=172.5MPa。由上述计算可知, 两断面钢板桩所受应力均远小于结构容许应力, 说明钢板桩内力设计值在安全范围内。

对于C断面, 试验模型中共布置9根锚碇桩。模型试验中p₁锚碇桩桩身弯矩测点损坏, 未测量到有效弯矩值, 其余8根锚碇桩弯矩分布如图4所示。由图4可知, 每根锚碇桩受到的弯矩沿标高分布规律大体相同, 实测弯矩值均为负值, 表明锚碇桩整体陆侧受拉, 且锚碇桩上半部分弯矩绝对值明显大于下半部分。p₅锚碇桩 (布置于模型中间) 弯矩绝对值最小, p₇锚碇桩弯矩绝对值最大。通过对锚碇桩弯矩分布规律的分析, 初步估算锚碇桩最大负弯矩约-105kN·m, 该实测值小于允许的最大弯矩值180.54kN·m, 锚碇桩内力处于安全区间。

对于D断面, 模型中共布置19根锚碇桩。其中9根锚碇桩上布置弯矩测点, 标号依次为p_2-1～p_2-9, 弯矩分布规律如图5所示。D断面模型中锚碇桩弯矩分布规律与C断面大体一致, 估算该断面模型锚碇桩最大负弯矩约-55kN·m, 该实测值远小于允许的最大弯矩值150.17kN·m, 锚碇桩内力也处于安全区间。

实测土压力分布如图6所示, D断面主桩两侧土压力沿标高均呈线性分布。其中, 标高约-12.000m以上部分, 陆侧土压力值均大于同一标高处的主动土压力值, 表明此部分陆侧土体并未处于主动极限平衡状态;标高-14.800m处陆侧土压力值与主动土压力值接近, 但考虑主桩嵌入礁灰岩深度约为2m, 表明在很大程度上墙后陆侧土体并未达到主动极限平衡状态。

图6中还给出了海侧被动土压力分布规律, 海侧实测土压力值远小于被动土压力理论值, 说明海侧土体远未达到被动极限平衡状态。分析土压力可知, 本试验中钢板桩结构与珊瑚砂相互作用合理, 钢板桩两侧土体均未达到极限平衡状态。

试验共布置3个激光位移传感器, 分别用于测量回填珊瑚砂沉降、锚碇桩水平位移和主桩水平位移, 试验模拟了原型350d的运营情况。以D断面模型为例, 回填珊瑚砂沉降发展规律及结果如图7所示, 不同于原型钢板桩护岸, 海侧坡面在现场已经存在, 本次离心模型试验模拟的海侧前沿坡面需在地面预先开挖至指定深度, 然后将离心加速度从1g提高至70g, 而在该过程中产生的回填珊瑚砂沉降在实际工况中并不存在, 因此, 结合实际情形考虑, D断面原型回填珊瑚砂沉降应为离心加速度达到70g后的沉降值, 约为10mm。主桩和锚碇桩水平位移发展规律如图8所示, 同理, 锚碇桩水平位移约为2.00mm, 主桩水平位移约为4.00mm。离心模型试验结果表明, 采用此形式的钢板桩护岸结构整体稳定性良好。

利用ABAQUS有限元软件根据现场设计方案建立D断面数值计算模型, 并将计算结果与离心模型试验进行对比, 如表1所示。

从表1中可以看出, 离心模型试验中主桩和锚碇桩水平位移分别为4.00, 2.00mm, 说明主桩和锚碇桩间的回填区土体或拉杆沿海侧方向变形 (伸长) 了2.00mm。数值计算结果分别为3.85, 3.59mm, 显示土体或拉杆变形为0.26mm, 数值模拟锚桩位移比模型试验值大1.74mm。离心模型试验测得珊瑚砂地面沉降约为10.0mm, 数值模拟结果为16.6mm, 二者体现出较好的一致性。数值模拟得到的海侧最大弯矩为模型试验结果的0.52倍, 陆侧弯矩为0.14倍;离心试验和数值模拟得到的主桩弯矩沿深度分布趋势一致, 均表现为S形变化, 随着深度增加, 海侧正弯矩先增大后减小, 并逐渐出现负弯矩, 负弯矩随后也逐渐增大, 达到最大值后逐渐减小;由数值模拟结果可知, 接近基岩锚固段时, 正弯矩再次出现一段较大增长, 由于基岩对钢板桩底部约束作用产生类似悬臂梁固端弯矩造成的。在离心模型试验中, 从0g到70g加速过程模拟了海测开挖过程, 而数值模拟未涉及该过程, 因而模型试验得到的位移和弯矩比数值模拟大。

通过开展珊瑚砂岛礁新吹填陆域钢板桩护岸结构离心模型试验研究, 得出以下主要结论。

1) 两断面主桩单宽弯矩主要在施工期产生, 运行期基本趋于稳定。两断面锚碇桩弯矩分布规律一致。

2) 陆侧实测土压力值大于主动土压力理论值, 墙后土体未达到主动极限平衡状态;海侧实测土压力值远小于被动土压力理论值, 海侧土体远未达到被动极限平衡状态。

3) 模型试验测得的回填珊瑚砂沉降约10.0mm, 锚碇桩水平位移约2.00mm, 主桩水平位移约4.00mm, 与数值模拟结果相差不大。

4) 该形式钢板桩护岸与珊瑚砂相互作用合理, 钢板桩两侧土体均未达到极限平衡状态, 结构整体稳定性良好、结构内力处于合理区间。