无掩护深水区LNG码头栈桥墩台的桩基设计

莫秋荣，李开元

（中交第一航务工程勘察设计院有限公司，天津 300222）

一般墩台平面横纵向尺寸较小，布置桩数量较少，受到的荷载却较复杂，波浪荷载、风荷载和管道荷载等各个方向水平力叠加和组合，使墩台桩基的桩力很不均匀。如增加桩的数量，不仅增加投资，而且会因桩间距太小造成施工困难。本文就此问题进行探讨。

1 工程概况

本工程位于江苏如东县海滨辐射沙洲中的烂沙洋水道西部的深水区，LNG码头位置近期测量水深为-17.0 m，包括1座14.5万m3LNG码头（长度430 m）、连接LNG码头和接收站人工岛的栈桥（长度1 970 m）和工作船临时停靠点。LNG码头、连接码头和接收站人工岛的栈桥结构安全等级为一级；工作船临时靠泊点结构安全等级为二级。建筑物设计使用年限均为50 a。抗震设防烈度为7度，设计地震动参数按50 a超概率10%的地震基本加速度0.15 g进行设计，按50 a超概率2%的地震基本加速度0.23g进行校核。

1.1 栈桥结构方案

本区域地质条件以砂层为主，码头处在浪大、水深的开敞水域，所以采用钢管桩作为栈桥墩台基础。栈桥全长1 970 m，补偿器墩间距196.8 m，在补偿器墩之间布置1个固定墩，桥全长共布置10个补偿器墩，9个固定墩，栈桥两端分别固定在工作平台上和人工岛岛壁挡浪墙上形成20跨钢栈桥。管线带净宽为7.5 m，车道带净宽为4.5 m，桥面总宽度为13.5 m，补偿器墩长24 m，宽37.5 m，顶高程为14.5 m，基础采用28根坡度为 4∶1的钢管桩基础，桩底标高为-53.0～-55.0 m。钢管桩的直径根据海底面标高的变化分别采用φ1 400 mm、φ1 200 mm和φ1 000 mm的钢管桩。

1.2 水文波浪和地质条件

工程所在位置为无掩护条件的江苏东海海域，该区域波浪波高大周期长、水流速度大。波浪要素如表1所示。

表1 LNG栈桥50 a一遇波要素Table 1 Wave factors once in 50 a for LNG trestle bridge

1.3 地质构造

本工程区域地层岩性以粉砂、细砂、淤泥质粉质黏土、粉质黏土、粉土为主。淤泥揭露厚度0.30～3.60 m不等，平均标准贯入击数N<1击。粉砂夹淤泥质粉质黏土层厚2.00～5.80 m不等，平均标准贯入击数N=6.7击。粉砂厚度4.90～11.20 m，平均标准贯入击数N=21.4击。粉土揭露厚度1.20～13.00 m不等，平均标准贯入击数N=14.1击。粉砂揭露厚度1.00～19.40 m不等，平均标准贯入击数N=33.2击。粉土揭露厚度0.80～9.00 m不等，平均标准贯入击数N=29.9击。淤泥质粉质黏土揭露厚度0.80～6.60 m不等，平均标准贯入击数N=12.5击。粉质黏土揭露厚度1.00～7.00 m不等，平均标准贯入击数N=12.4击。粉砂为桩基持力层，在揭露该层的孔中层顶标高-30.26～-41.58 m不等，平均标准贯入击数N=42.6击。

2 墩台桩基设计

工程所在海域风大浪急，且无掩护条件，输气管线对位移要求较高（正常使用工况下位移要求不大于50 mm），按传统墩台桩基布置方式（如图1所示），墩台受到各种荷载的拉、压和扭转等作用，造成桩基受力很不均匀，个别桩的桩力和应力很大，墩台位移也难以达到使用要求。由于上述原因，提出了新的桩基布置方式满足以下要求：桩力小于单桩承载力，应力小于钢桩的允许应力和位移小于输气管线正常工作要求的最大位移，同时使桩的数量最少，投资最省。经多次演算，得到一种新型桩基础布置方式如图2所示。把最外侧两排桩全部布置成平面扭角方向与波浪强浪方向基本一致，内侧两排桩则布置成平面扭角方向与波浪强浪方向基本正交。因外侧两排桩相距较远，承受强浪方向的水平波浪力时产生的桩力、应力和位移相对较小。并且外排桩方向一致，桩力也较为均匀。而内侧两排桩因其平面扭角方向与波浪强浪方向正交，强浪方向的水平波浪力并不会使内侧两排桩产生太大的桩力和应力。

图1 传统的墩台桩位布置Fig.1 Traditional pile foundation layout of the pier

图2 新型墩台桩位布置Fig.2 New type of pile foundation layout of the pier

2.1 计算过程和结果

采用有限元程序对墩台进行受力计算分析，桩基础所受外力主要有墩台和钢桥自重、管道水平推力、波浪力、水流力、风压力和地震荷载等，计算过程中不断调整桩的间距、斜率和扭角，对各种桩位布置形式进行演算，使桩力、桩应力和墩台位移都达到设计要求。

自重等普通荷载作用方向近似垂直或平行墩台边线，墩台所产生的桩力、桩应力和位移对桩位布置并不十分敏感，钢桩的桩力和应力也较为均匀。但对波浪力（特别是对于无明显强浪向的无掩护海域）等作用方向与墩台边线成一定角度的荷载，墩台会产生扭转，使的桩力不均匀，个别桩的桩力甚至会达到千万牛，应力远超过钢桩的强度设计值。新的桩位布置使墩台各个方向的刚度分布更加均匀，墩台抗扭能力也大大加强，有效避免以往桩位布置中的“桩力集中”等现象，当采用上图所示的桩位时，计算所得的桩力相比普通桩位产生的桩力更均匀，应力也随之变小，位移也能满足输气管道的变形要求。

两种墩台桩位布置的计算结果如表2所示。

表2 计算结果Table2 Calculation results

从两种桩位布置的计算结果可以得出：新型墩台桩位布置的桩力、应力和位移均比传统墩台桩位布置小，新型墩台桩位布置方案更加合理。

2.2 单桩轴向极限承载力理论计算

根据规范采用经验参数法确定单桩轴向抗压极限承载力设计值 Q=（UΣqfili+qRA ）/γR和单桩轴向抗拔极限承载力设计值Td=（UΣξiqfili+G cosα）/γR（其中：qfi为第i层土中单桩极限侧摩阻力标准值；qR为单桩极限端阻力标准值），并采用高应变动力监测加以验证。本地区浪大流急，泥沙运动频繁，海床冲刷较为严重，计算桩基承载力时在墩台所处位置现有泥面的基础上考虑了5 m的冲刷。当钢桩底标高达到-54.0 m时，φ1 400 mm钢桩的单桩轴向抗压（拔）极限承载力设计值分别为7 604（3 019）kN，大于最大压桩力设计值和最大拉桩力设计值，满足设计要求。

2.3 桩基静载试桩结果和分析

因为本地区作为持力层的稳定砂层埋藏较深，附近地区可作参考的工程经验较少，并且LNG码头的结构安全等级也比一般码头更高，所以考虑对该工程进行了静载试桩实验。根据该工程的试桩报告和检测报告的单桩轴向承载力结果，钢管桩直径（φ1 400 mm）单桩轴向抗压（拔）极限承载力标准值分别为14 641（7 000）kN，即钢管桩（φ1 400 mm）单桩轴向抗压（拔）极限承载力设计值分别为10 457（5 000）kN，大于最大压桩力设计值和最大拉桩力设计值，满足设计要求。

3 结语

本工程打破常规的设计思路，通过桩位布置优化，采用了一种新型桩位布置形式（见图3），解决了以往桩力、桩应力和墩台位移偏大的问题，同时节省了工程投资，收到了良好的效果。工程投产至今已有3 a，栈桥墩桩基未见破坏和变位过大现象，上部管道等设施也运行良好。这种新的桩位布置方式被实践证明适用于这种荷载复杂、位移要求严格的工程，是一个成功的案例，对其他工程具有一定的参考和借鉴意义。

图3 在建中的栈桥墩台Fig.3 Trestle bridgepiersin construction

[1] 王炳煌.高桩码头工程[M].北京：人民交通出版社，2010.WANG Bing-huang.High-pile wharf engineering[M].Beijing：China Communications Press,2010.

[2]江苏LNG项目接收站配套码头及栈桥工程：栈桥4号固定墩工程钢管桩检测报告[R].南京：南京水利科学研究院，2009.Jiangsu LNG receiving station supporting terminal and trestle engineering：Test report for steel pipe pilesof No.4 anchor block of trestle project[R].Nanjing:Nanjing Hydraulic Research Institute，2009.

[3]江苏LNG项目接收站配套码头及栈桥工程：码头6号系缆墩工程钢管桩检测报告[R].南京：南京水利科学研究院，2009.Jiangsu LNG receiving station supporting terminal and trestle engineering：Test report for steel pipe piles of No.6 cleat of trestle project[R].Nanjing：Nanjing Hydraulic Research Institute，2009.

[4]JTS167-4—2012，港口工程桩基规范[S].JTS167-4—2012,Codefor pilefoundation of port engineering[S].