申中原，虞瑩，黃天榮，3*

（1.同濟大學地下建筑與工程系，上海 200092；2.中交第三航務工程局有限公司，上海 200032；3.上海國際航運服務中心開發(fā)有限公司，上海 200021）

0 引言

由于港口所處的自然條件復雜，其建（構）筑物受風、浪、涌、潮汐及地下水等影響較大，港口的建設與運營面臨著諸多風險，相關事故也屢有發(fā)生[1]，造成了巨大的生命及財產損失。加強對這些事故的重視，深入分析挖掘事故原因，對指導港口建設、運營及維護均有積極意義。鑒于此，以最近發(fā)生的一起駁岸碼頭失穩(wěn)事故為例，運用水力學、工程地質及土力學等相關知識，通過水流沖刷計算、工程地質分析及穩(wěn)定性驗算等方法，從船舶活動影響、設計及施工等方面研究了事故發(fā)生機理，試圖揭示事故發(fā)生的真正原因，并以此拋磚引玉，喚起工程界的積極重視，減少乃至杜絕類似事故的發(fā)生。

1 事故簡介

江蘇省南通吉寶船廠位于南通港和天生港之間，東北側隔沿江路為港閘區(qū)東港村，西側為長江，東南側為長江港務公司，西北側為南通江東船務有限責任公司。船廠的沿江建（構）筑物包括船臺、滑道、駁岸碼頭等，其中水平滑道位于斜船臺上游，水平船臺與斜船臺并列布置，斜船臺口門上游端距離2號碼頭下游端約為140 m。2號碼頭引橋至斜船臺口上游之間是一個直立式駁岸碼頭，駁岸碼頭在平面上呈“L”形。整個項目建于2012年1月，2013年6月竣工。

2015年1月21日及23日的下午，距駁岸碼頭30m處有浮吊船進行了螺旋推進器試驗。而在23日下午，水平滑道上游及600 t軌道間的系纜柱發(fā)生坍塌，隨后事故迅速發(fā)展，導致了駁岸碼頭3根錨拉桿斷裂，駁岸方向約20m長碼頭面板出現土方坍塌。事故發(fā)生后，船廠方在設計、施工單位的指導與配合下，采取拋砂袋、回填及吹砂等積極施救措施，避免了事態(tài)的進一步擴大，但事故造成了廠方巨大的經濟損失。

2 場地條件

2.1 碼頭結構形式

圖1為發(fā)生事故的駁岸碼頭結構。該駁岸為典型的板樁碼頭結構，主要由打入深處的板樁墻與錨碇系統(tǒng)組成。碼頭板樁墻由φ950@1 100鉆孔灌注樁構成，通過錨索的連接，碼頭前沿與后方錨碇墻形成整體受力，保證了碼頭結構的整體穩(wěn)定性。同時，為防止碼頭前沿水流沖擊與滲流破壞，鉆孔灌注樁之間設置了φ600@400高壓旋噴止水帷幕進行防水，其底標高為-10.70m。

圖1 駁岸碼頭結構圖Fig.1 Revetmentwharf structure

需要指出的是，由于碼頭前沿水位變動，碼頭前后沿剩余水頭差實際上是客觀存在的。由圖1可見，設計高水位與低水位的中間設置了φ100@2 000排水孔以減輕剩余水壓力的影響。同時由于高、低水位相差僅3.330 m，即使是碼頭前沿位于設計低水位，由于排水孔的作用，碼頭前后沿最大水位差也僅在1.665 m左右，由于1 m水在土中引起的平均有效應力僅有5 kPa，故剩余水壓力的影響實際上是比較小的，為簡化起見，后續(xù)分析中暫予忽略。

2.2 工程地質條件

由工程地質勘察報告[2]，鉆孔ZK9離事故發(fā)生地最近，能比較準確地反映該區(qū)域真實的地質條件。根據鉆孔ZK9的工程地質剖面，得到該區(qū)域土層分布如圖2所示。

圖2 駁岸碼頭岸坡兩側土層分布Fig.2 Distribution of the soil layerson both sidesof revetmentwharf

3 碼頭失穩(wěn)原因

事故發(fā)生后，關于事故的原因有多種猜測，包括施工質量、設計圖紙及船舶試驗的影響等。然而，任何事故的發(fā)生都不是某單一因素簡單引起的，實際中往往涉及到多個因素。下面結合工程地質、土力學及流體力學知識等進行分析，探討是否存在滲透破壞、土體變形及結構失穩(wěn)等事故發(fā)生誘因。

3.1 推進器試驗影響

港口的建設大大方便了船舶的進出，船舶的活動對港口前沿滲流場、應力場等造成了擾動與影響，但當前并無相應的評估方法。為此，筆者提出一種評估船舶活動對基床泥面影響的方法，即首先利用船舶推進器相關資料計算出對應區(qū)域的水流速度，然后利用流速求出水流沖刷深度，進而實現對船舶活動影響進行定量評估。

由于船舶設計中，螺旋推進器轉速一般不高，海洋船舶約為100 r/min，且螺旋槳從主機獲得的功率約為40%～65%，即螺旋槳推進系數在0.40～0.65之間[3]。根據研究，螺旋推進器轉動導致一定距離內的水流速度計算公式[4]如下：

式中：Umax為斷面上最大流速，m/s；U0為螺旋槳處水流速，m/s，，其中：n為螺旋槳轉速，m/s；kt為螺旋槳推進系數；X為計算斷面與螺旋槳盤面間的水平距離，m；DP為螺旋槳直徑，m；A，B為常數，當X＞3DP時，A=1.107，B=0.083 5。

根據現場試驗情況，將n=1.67 m/s，DP=7.5 m，X=30 m及kt=0.525等相關數據代入式（1），最終求得螺旋推進器引起的最大水流速度約為7.71m/s。

而在一定流速下的水流沖刷深度可按如下公式[5]計算：

式中：hP是沖刷前碼頭泥面的實際水深，m；v是斷面上平均流速，m/s；v允為河床面允許不沖流速，m/s，淤泥質黏土取0.75～1.00[6]，取平均后等于0.875；n為護岸在平面上的形狀系數，可取0.25。

由于最大水流速度為7.71 m/s，假設水流速度在某一位置為0，則平均流速v近似等于兩者算術平均值，即3.86 m/s，根據實測碼頭泥面的水深hP為8.617 m，由式（2）計算得沖刷深度約為3.87 m。由于推進器位于水深約3.50 m的位置，則自水面往下的水流沖刷深度為7.37 m，小于碼頭實際水深8.617m，因此螺旋推進器試驗對事故發(fā)生地基床的影響應該不大。

由于慣性思維，人們易將力在土體中的傳遞情況類推至流體。而實際上并非如此，邱大洪院士研究表明[7]，由于流體本身黏性較大，能量在水體中的傳遞不同于固體，例如水質點的運動只在1/2波長的深度范圍內，即2 m高的浪在水深1 m以下幾乎是沒有能量的。因此，由于推進器距離河床尚有較大深度，同時又是在距岸坡30m處進行試驗，盡管推進器試驗導致了水流加快，但計算分析表明其影響不大，事故的發(fā)生更應該與止水帷幕防滲、駁岸結構穩(wěn)定及河床沖淤演變等有密切關系。

3.2 土體滲透作用分析

由工程勘察報告[2]得到事故區(qū)域內各土層的滲透性指標，匯總后如表1所示。

表1 土體滲透性匯總表Table 1 Summary of soilpermeability

根據《工程地質手冊》關于滲透性的劃分規(guī)定[8]，滲透系數 K=1.16×10-6～1.16×10-5cm/s為微透水，K=1.16×10-5～1.16×10-3cm/s為弱透水，K=1.16×10-3～1.16×10-2cm/s為透水層。因此事故區(qū)域土層②1、④分別為微透水與弱透水層，其余土層均為透水層。結合圖2可見，在高壓旋噴止水帷幕底標高-10.70 m以下，粉砂等透水層形成了貫通的滲流通道，地下水可以便捷進入碼頭后方區(qū)域，碼頭后方土體易受到地下水升降影響。

由圖1，原結構設計的意圖是通過碼頭前沿的②1淤泥質粉質黏土的隔水作用，結合立面的高壓旋噴止水帷幕，形成對江側水的防滲屏障，達到止水及護坡目的。但實際上淤泥質粉質黏土也不能完全隔水。以往觀念認為，黏性土存在明顯的初始水力梯度，只有水頭差達到一定的數值，即臨界水力梯度時，黏性土中才能發(fā)生滲流。但近來的研究[9]發(fā)現，任何飽和土體都存在重力孔隙水，重力水幾乎不受土顆粒的引力，只要存在水力梯度，就要參與滲流運動。實際上，由于江側水位通常高于碼頭后方，存在明顯的水力梯度，這使得水源源不斷地通過淤泥質粉質黏土向碼頭后方滲透。同時，由于碼頭前沿設計泥面與高壓旋噴止水帷幕底標高之差僅為1.5m，這使得滲徑長度很短，滲流速度較快，水分子的遷移與滲透變得很容易，高壓旋噴止水帷幕作用因此被大大削弱。

綜上，盡管設置了高壓旋噴止水帷幕，但由于水可以通過淤泥質粉質黏土、下伏粉砂層等滲透至碼頭后方，高壓旋噴止水帷幕的作用不明顯，碼頭后方土體受地下水位升降、遷移等的影響較大，也為地下水對碼頭堆場地基的潛蝕、流土等提供了可能性。工程設計中不可低估地下水對工程結構的危害，需要高度重視并采取相應的防范措施。

3.3 駁岸結構穩(wěn)定性驗算

由于板樁碼頭規(guī)范[10]沒有專門的抗滑、抗傾覆計算，現根據土力學知識對原碼頭岸坡結構進行抗滑、抗傾覆驗算。根據施工記錄及事故后現場檢測，碼頭的初始前墻及帷幕設計強度滿足設計圖紙與相關規(guī)范要求，因此可排除墻體及帷幕本身強度導致事故的可能。由工程勘察報告[4]得出各土層的物理力學性能指標，計算水位取正常水位，并實行黏土水土合算及砂土水土分算的原則，依次計算出鉆孔灌注樁、高壓旋噴止水帷幕兩側的受力情況，如圖3所示。

圖3 鉆孔灌注樁、止水帷幕兩側土壓力分布（單位：kPa）Fig.3 Distribution of the soilpressure on both sidesof the bored pile and waterproof curtain（kPa）

對鉆孔灌注樁兩側合力分別進行計算，利用被動土壓力除以主動土壓力得到抗滑移安全系數1.75。而將兩個合力分別乘以相應力矩后再相除，得到抗傾覆安全系數為1.11。因此鉆孔灌注樁能滿足抗滑、抗傾覆穩(wěn)定性的要求，鉆孔灌注樁的結構是安全的，現場查勘也可見鉆孔灌注樁并無位移。

然而由圖1可見，鉆孔灌注樁并沒有完全密封，樁與樁之間的150 mm間隙實際上是由高壓旋噴止水帷幕進行支護。因此，采用同樣方法計算高壓旋噴止水帷幕兩側的受力，并分別求得抗滑、抗傾覆安全系數為0.21、0.07。因此在鉆孔灌注樁的連接處，高壓旋噴止水帷幕的嵌固長度遠遠未達到結構穩(wěn)定的要求，該區(qū)域在主動土壓力的作用下，形成了對止水帷幕的扭矩，影響了止水帷幕結構的安全性及整個碼頭的穩(wěn)定性。因此，原鉆孔灌注樁連接處的止水帷幕結構存在抗滑、抗傾覆能力的嚴重不足，這對駁岸結構穩(wěn)定、防滲透破壞非常不利，也是止水帷幕破壞、地下水潛蝕加劇及碼頭結構失穩(wěn)的重要原因。

3.4 事故原因及預防措施

由于流體本身黏性及能量傳遞形式，推進器試驗所產生的流速及沖刷深度并不足以造成河床泥面的直接沖刷，推進器試驗對碼頭前沿基床沖刷作用不明顯。而場地以粉砂等透水層為主，導致駁岸碼頭止水帷幕端部以下透水，地下水滲流帶走碼頭后方填土的細顆粒，形成對后方填土的潛蝕。當地下水的水力梯度大于臨界水力梯度時，滲漏管涌等地質災害將可能產生。隨著河流水位反復上下波動，土中的小顆粒不斷流失，土體潛蝕越來越明顯，造成了碼頭后方填土的不穩(wěn)定。同時由于駁岸碼頭鉆孔灌注樁連接處的止水帷幕抗滑、抗傾覆穩(wěn)定性不足，導致止水帷幕受到彎矩作用易產生破壞，地下水及河水通過止水帷幕將滲透至碼頭后方，加劇了后方填土的滲透破壞。

綜上，該駁岸碼頭失穩(wěn)事故實際上是與場地下伏透水層、碼頭結構穩(wěn)定性考慮不足有密切關系。碼頭設計應重視場地的水文地質條件，注重碼頭結構相關構件、整體穩(wěn)定性等?；诖耍瑢τ陬愃茍龅貤l件的碼頭設計，可以對河床泥面采取防護措施，如拋石、軟排體鋪蓋或土工膜覆蓋等，而在岸坡方向宜增加符合穩(wěn)定性要求的防滲綜合體。

4 結語

通過水力學計算及分析表明，推進器轉動導致的水流沖刷深度小于碼頭前沿水深，現場推進器試驗對基床沖刷影響不大；對場地工程地質條件分析表明，下伏透水層滲透作用較強導致止水帷幕作用降低，地下水對碼頭后方填土有潛蝕作用，工程設計中不可低估地下水對工程結構的危害；而結構穩(wěn)定性驗算表明鉆孔灌注樁連接處的高壓旋噴止水帷幕抗滑與抗傾覆穩(wěn)定性嚴重不足，是止水帷幕破壞、地下水潛蝕加劇及碼頭結構失穩(wěn)的重要原因。碼頭設計應注重結合水文地質條件等，對防滲體、構件及整體穩(wěn)定性等進行全面考慮。

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