1、钻孔施工平台受力计算及模型分析一、原始资料收集整理1、水文、潮汐特性、潮汐厦门岛海域的潮波受台湾海峡潮波系统控制，为谐振潮，潮汐类型属正规半日潮，桥区潮位特征值采用厦门海洋站（19071998）统计数据见表 1-1。 表 1-1 厦门海洋站潮汐特征值 单位:米潮汐特征值项 目厦门基面 56 黄海高程 出现时间资料年限7.78 4.54 1933.10.20 1907-1998历年最高7.69 4.45 1996.08.01高潮 多年年最高均值 7.00 3.76 1954-1998-0.06 -3.30 1921.02.24 1907-1998历年最低0.09 -3.15 1983.01.30
2、 1954-1998低潮 多年年最低均值 0.27 -2.97潮位多年平均海面 3.58 0.34 1954-1998多年平均潮差 4.01 1960-19986.92 1933.10.20 1907-1998历年最大潮差6.87 1996.08.01历年最大 6.87 1996.08.01 1960-1998涨潮 多年年最大均值 6.28历年最大 6.34 1974.08.19潮差 落潮多年年最大均值 5.97 1960-1990、台风暴潮据历史台风和台风暴潮统计，在 19561998 年的 40 余年间，影响厦门港的台风和热带风暴年平均可达 5 个左右，其中伴随台风产生 50cm 以上台风
3、增水者有 99次，年平均 2.3 次。表 1-2 为厦门港各级台风增水出现频数，由表可见，厦门港台风增减水幅度在-1.50 至 2.00m 之间，逐时最大台风增水为 1.80m（8304 号台风期间） ，高潮相对最大增水为 1.43m（5903 号台风期间） ，建国以来的最高台风暴潮水位 4.45m。表 1-2 厦门各级增水频数台风减水 台风增水台 风增 水级(米) -1.0-0.99-0.50.50.991.01.491.51.992.0实 测最 高潮 位(米）最 大增 水极 值(米）高潮相对最大增水值(米)最大减水(米)资料年限频数 1 7 75 23 1 0 7.69 1.80 1.43
4、 -1.3 19561998为了更好地了解和使用厦门台风增水资料，收集整理了 19591998 年逐年年极值台风增水系列，并按第一型极值分布律方法，计算了厦门港不同重现期的台风增水(表 1-3)。结果表明，本港重现期二十年一遇的台风增水为 1.60m，五十年一遇的台风增水为 1.85m，一百年一遇台风增水为 2.04m。表 1-3 厦门港台风暴潮重现期重 现 期 1000 500 300 200 100 50 20 10 资料年限台风增水(米) 2.65 2.46 2.34 2.22 2.04 1.85 1.60 1.41 19591998、潮流高集海峡是东西潮流顶潮地带，开始涨潮时流向由西往
5、东，涨潮后约 1.5 时左右东西两潮相遇于海堤附近，往后由于东边海域进潮量大于西边。水流方向转为自东北向西南直到满朝为止。退潮时由于东边排潮量较大，水流方向自西南向东北，退潮后约 2 小时左右，海峡潮流也在海堤附近向东西分流，海堤就建筑在东西两边的会流及分流所自然形成的沙脊淤积地带。由于北通道桥区海域无实测流速资料 ，潮流情况根据厦门航空港物流园区围填工程水动力环境数值模拟专题研究的计算结果，见表 1-4。表 1-4 计算海流平均流速与最大流速统计表涨 潮 落 潮平 均 最 大 平 均 最 大点号流速(m/s) 流速(m/s) 流向() 流速(m/s) 流速(m/s) 流向()1 0.58 0
6、.69 360 0.64 0.68 1822 0.85 0.97 318 0.69 0.75 1383 0.72 0.83 367 0.54 0.60 1924 0.77 0.90 369 0.74 0.79 1855 0.82 0.98 377 0.77 0.83 1956 0.54 0.64 356 0.42 0.46 1747 0.39 0.42 361 0.37 0.45 1778 0.16 0.30 53 0.10 0.18 2319 0.15 0.29 236 0.18 0.27 5210 0.35 0.46 277 0.32 0.36 10311 0.64 0.75 292 0.
7、62 0.68 12612 0.70 0.85 292 0.55 0.62 10713 0.76 0.93 307 0.72 0.78 12714 0.88 1.04 317 0.81 0.86 135桥位处水流平缓，没有急流、旋涡和强大的紊流区。航道主流纵向流速在0.4m/s 以下，为往复流。、桥址水文设计值 、设计水位根据 1954 年至 1998 年（共 45 年）厦门海洋中心站含有台风增水影响的实测年极值高（低）潮位系列，按第一型极值分布律计算厦门海洋站不同重现期的高（低）水位，结果见表 1-5。表 1-5 厦门海洋站不同重期高、低潮位置 单位：米项 目 含有台风增水影响 扣除台风增水
8、影响 资料年限高潮累计频率 10%高水位 3.22低潮累计频率 90%低水位 -2.351996.11998.12高水位 4.18 4.0020 年一遇低水位 -3.14高水位 4.34 4.1250 年一遇低水位 -3.20高水位 4.46 4.21100 年一遇低水位 -3.25高水位 4.66重现期水位300 年一遇低水位 -3.3419541998高 程 基 面 56 黄 海 高 程桥位处设计水位 H1/300=8.12m（56 黄海高程为 4.88m）、最高最低通航水位按照通航海轮桥梁通航标准 ，跨海桥梁的设计最高通航水位采用当地历年最高潮位。设计低水位采用低潮累计频率 90%的潮位
9、。北通道通航净空标准水位按通航海轮桥梁通航标准的规定选取。设计高水位 4.54m （56 黄海高程，下同）设计低水位 -2.35m、波浪桥区位于厦门岛西北海域，本工程地点风区长度 F 均小于 20km，根据交通部规定的海港水文规范规定，波浪计算方法采用小风区方法计算，风向长度量自海图 5619 号，1：50000，见表 1-6。表 1-6 波浪计算结果表50 年一遇方向 H1% H4% TmNE 2.88 2.46 5.0NNE 1.98 1.70 4.2ENE 3.10 2.65 5.2100 年一遇NE 3.12 2.67 5.2NNE 2.15 1.84 4.3ENE 3.40 2.91
10、 5.4、桥墩冲刷计算，见表 1-7表 1-7 桥墩冲刷计算墩号 125 2635 3648 49585973788374 75 76 77原床面高程 -2.10 -4.10 -4.38 -3.90 -2.50 -9.95 -14.99 -12.95 -4.17一般冲刷后高程 -2.42 -4.56 -4.86 -4.34 -2.85 -10.82 -16.21 -14.03 -4.63局部冲刷后高程 -6.06 -7.92 -8.31 -8.05 -6.37 -11.57 -16.90 -14.73 -7.72冲止土层 淤泥 淤泥 淤泥 淤泥 淤泥砂质亚粘土砂质亚粘土砂质亚粘土淤泥2、通航要
11、求与航道条件、设计通航水位设计最高通航水位依据桥区附近长期验潮站资料，按“通航海轮桥梁通航标准”规定采用。表 1-8 设计通航水位设计最高通航水位 设计最低通航水位厦门基面 56 黄海高程基准 厦门基面 56 黄海高程基准7.78 4.54 0.167 -2.873、代表船型考虑桥区的航道条件、船舶运输现状和规划，采用 100DWT 杂货船作为通航代表船型。表 1-9 通航代表船型尺度表船舶类型 载重吨(t) 总长(m) 型宽(m) 满载吃水(m)空载水线以上高度(m)杂货船 100 29 5.3 1.5 5.5、通航孔布置及通航净空尺度通航孔布置依据水道断面现状、预测通航密度、通航要求及桥梁
12、结构布跨特点进行布设。通航孔仍布设在现有高崎航道处，航道距高崎岸侧约 200m，桥位处平均水深5m。双向通航净宽 70m；双孔单向通航净宽 36.6m。净高不小于 7.5m 控制。、航道条件、通航条件目前除靠近高崎侧航道附近还留有宽约 170m 的水道外，其余海床标高均在 0m线以上。高集海堤在高崎侧航道处设有一个通航桥孔，高 11.7m，长 24.1m，宽13.3m，水深约 3m。与高集海堤平行的既有厦门大桥位于高集海堤东侧，主桥桥轴中心至海堤公路边缘距离，集美岸为 155m，高崎岸为 230m。主桥为 46 孔 45m 等跨等截面预应力混凝土连续箱梁，全长 2070m.通航孔净高约 14.
13、5m，4 个可通航桥孔可通航水深 3.9-5m。桥墩中心距离 45m，墩宽 6.4m，通航桥孔净宽 38.6m。高崎侧航道呈东北-西南走向穿过拟建公铁两用桥推荐桥位，连接高集海堤东侧的东咀湾与西侧的马銮湾，航线在桥区上下游基本顺直。航道距高崎岸侧约 200m，桥位处平均水深 5m，目前只有 100t 级左右的挖砂船行驶。航道未进行过治理工程，从海床演变趋势看，淤积比较严重。、水流条件桥位处水流平缓，没有急流、旋涡和强大紊流区。航道主流纵向流速在 0.40m/s以下，为往复流，对船舶航行影响不大，桥区航道水流条件是比较好的。今后集美海堤打开后对桥区航道稳定、水流流态产生的影响，应进行模型试验予以
14、论证。二、平台受力计算1、编制依据、 福厦铁路厦门公铁大桥公路桥工程勘察设计初步设计文件、 公路桥涵施工技术规范 （JTJ041-2000）、 桥涵设计规范 （合订本）、 钢结构设计手册、 公路工程技术标准JTG B01-2003、 公路桥涵设计通用规范JTG D60-20042、平台设计、根据设计要求选用 KTY4000 型钻机，钻机工作荷载包括钻机自重、配重、钻杆重量、空压机重、泥浆池重，考虑 1.1 的冲击系数。、50t 吊车需上钻孔工作平台下放钢筋笼，考虑 30t 的吊重，总重量为 80t。、除钻机荷载和吊车荷载外，平台其它部位按一般人行荷载和机具荷载计算。、平台设计时考虑钢管桩的净距
15、满足钢围堰下沉的要求。、设计基本资料钻孔平台顶标高与栈桥平齐，定为+7.4m。资料：设计高水位：+4.54m（56 年黄海高程） ，设计低水位：-2.35m ；20 年一遇的台风增水为 1.60m，最大垂向平均流速为 0.77m/s，桥位处平均水位高为 3.22m（含台风增水影响） 。波浪：H1/% =3.10m(50 年一遇)。桥墩处冲刷：125：一般冲刷： 0.32m ； 局部冲刷 3.96m ；2635：一般冲刷：0.46m ； 局部冲刷 3.82m ；3648：一般冲刷：0.48m ； 局部冲刷 3.93m；5973；7883：一般冲刷：0.35m ； 局部冲刷 3.87m ；74：一
16、般冲刷： 0.87m ； 局部冲刷 1.62m ；75：一般冲刷：1.22m ； 局部冲刷 1.91m ；76：一般冲刷：1.08m ； 局部冲刷 1.78m ；77：一般冲刷：0.46m ； 局部冲刷 3.55m ；河床覆盖层：淤泥；瞬时最大风速达到 60m/s（5903 号台风） 。、设计荷载：a、流水压力计算根据公路桥涵设计通用规范JTG D60-2004，第 4.3.8 条：* MERGEFORMAT (1.1)2VPKAg式中：- 水的容重，取用 10kN/m3；V- 设计流速，按最大垂向流速 0.77m/s 计算；g- 重力加速度 9.81m/s2；A- 阻水面积，计算至一般冲刷线
17、处；K- 形状系数，查表取值为 1.3。b、钻孔平台水流压力虽然平台高程在+7.4m，但考虑到浪高等因素，设计中应计算平台的水流压力。水位：按平均高潮位+4.54m 计算，施工期间总冲刷线标高取用16.9m，水流压力呈倒三角形分布，水面处流速最大，局部冲刷线处为零。钻孔平台的水流压力近似按矩形计算，桩顶以上部分考虑施工平台多重阻水构件的影响，按实体结构计算阻水面积：2168.035.942mA* MERGEFORMAT (1.2)210.71.3.6889VPKAKNgc、单根钢管桩的水流压力钢管桩的水流压力按倒三角形计算，则桩身应考虑群桩效应计算阻水面积，则：单根桩的计算宽度： dKbf.0
18、1式中： -与外力 H 作用方向相垂直平面上桩的宽度（或直径） ；d-形状换算系数，查表知：圆形截面桩取 0.9；f-受力换算系数，查表知为 ；0Kd1-桩间的相互影响系数；K当 时，116.0hL0.式中： -桩间净距；-桩在地面或最大冲刷线下的计算深度，可按下式计算：1，但不得大于桩入土深度。mdh3111 116.054 8.246.0.846.03hL hd ；取 Kmdbf 4.160.)(901 工况 1：平台施工期间钢管桩流水压力计算（冲刷总深度至-14.43m） 23.7.84.mAS根据公路桥涵设计通用规范JTJ D60-2004，第 4.3.8 条：KNgVKP60.81.
19、9270.02工况 2：钻孔桩施工期间钢管桩流水压力计算（冲刷总深度至-14.73m） 275194.mAS根据公路桥涵设计通用规范JTJ D60-2004，第 4.3.8 条：KNgVKP70.681.920.802d、单根钢护筒的水流压力钢护筒的水流压力按倒三角形计算，则桩身应考虑群桩效应计算阻水面积，则：单根护筒的计算宽度： dKbf.01钢护筒直径按 2.1m 考虑，则钢护筒间净距为： 11 116.03 58.396.0.391.2325hL hm ；式中： -与外力作用平面相互平行所验算的一排桩数 n 有关的系数；此处b，所以取 ；47n45.01b75.03.96041.6.1
20、hLKmdbf 2.)2(90.017.5372mAS KNgVKP0.138.926.80e、船舶撞击力计算：钻孔平台施工期间将受到船舶的干扰，尤其在高水位发生船舶失控随水流漂移时，对工作平台的影响较大，因此，在施工期间要完善水上交通管制措施加以预防，同时钻孔平台在结构布置上进行必要的设防。根据公路桥涵设计通用规范JTG D60-2004 第 4.3.8 条计算船舶撞击力：* MERGEFORMAT (1.3)WVFgT式中：W- 船舶吨位，取用 100DWT 杂货船计算；V- 水流速度，按 20 年一遇水位的最大流速 0.77m/s 计算；g- 重力加速度 9.81m/s2；T- 撞击时间
21、，一般取用 1s。* MERGEFORMAT (1.4)10.78.59WVPKNgT计算结果较公路桥涵设计通用规范(JTJ 02189) 附表 4 中内河一级航道横桥向方向上游端 250kN 的船撞力小，为安全起见，在施工中采用在钻孔平台上游设分开的防撞击的防护结构桩的措施，消除其对钻孔平台的影响，根据公路桥涵设计通用规范(JTJ 02189)附录四要求，当设有与钻孔平台分开的防撞击的防护结构时，可不计船只撞击力。f、风力、横桥向风压计算：Z距地面或水面的高度，取 4.18m；空气重力密度，=0.012017e -0.0001Z=0.012kN/m3；Vd高度 Z 处的设计基准风速，取 Vd
22、 =60m/s；g重力加速度,g=9.81m/s 2；k0设计风速重现期换算系数,取 1.0(考虑厦门为台风多发期地区)；k1风载阻力系数,取 2.2；k3地形、地理条件系数,取 1.0；Wd设计基准风压，Wd=Vd 2/2g=2.2kN/m2；AWh横向迎风面积，Awh=4.189.5=39.71 m 2；* MERGEFORMAT (1.5)013.01.39.7192.WhdWhFKAN、纵桥向风压计算：纵桥向风压为横桥向风压的 50%，所以，风在纵桥向作用于平台上的力为96.1KN。g、钻机对钻孔平台产生的作用力、2 台 KTY4000 型钻机对钻孔平台产生的竖向力以 1200kN/台
23、（包括导管重量及钻机自重）计；、每台钻机对平台产生的水平力：36kN/台（最大扭矩按 210kNm 考虑） ；、储料斗重量：620kN/个、其它施工荷载：2.5kN/m 2 。h、驳船对钻孔平台的作用力：驳船沿横桥向锚固于钻孔平台上，在水流及风力作用下将对钻孔平台产生一定的作用力。、泥浆船在水流压力作用下对钻孔平台产生的力：根据公路桥涵设计通用规范JTG D60-2004，第 4.3.8 条： * MERGEFORMAT (1.6)2 VPKAg驳船长、宽、高分别为 29m、5.3m、5.5m，施工状态时最大吃水深度约 1.5m。最大水流速度 V 按 0.77m/s 考虑；横桥向阻水面积： ；
24、25.43.129mA泥浆船按流线型考虑，取 K0.75，则：横桥向水流压力为： NgVKAP.8691.2705.437.02、驳船在风力作用下对钻孔平台产生的力：横桥向风压：* MERGEFORMAT 2013.,.,.0,.,1.9(5.1)3.76dWhdWhVKKgFAN(1.7)i、波浪力取 50 年一遇 H 1%浪高 3.10m 计算，根据盖拉德经验公式计算浪长：（H 为浪高） ，取 L20H203.1062.0m。对于圆形柱桩当 D/L(L317)0.2 时为小尺寸桩柱（D 为桩径）用下式计算波浪力：30.962D* MERGEFORMAT (1.8)maxax2.785tan
25、h()4.161si()VLDdPKHL式中： -水平波压速度分力的最大值，出现在波峰位置处 ；maxLP 0t-水平波压惯性分力（由加速度引起）的最大值，出现在波峰和 1/4 波D长之间 ；270t-建筑物附近速度修正值， ，所以 取 1.00；VK 12.07.96203LDVK-桩径，0.6m；D-静水水深；为 21.44md-浪高，取 3.10m；H-水的容重，取 10KN/m3KNLdHDPVL76.8 624.1tanh10.360.1785.2tanh50 22max LdVD63.9 624.1sinh10.3610.67.4sinh11.0 222max 因为 ，所以最大波压
26、用下式计算：KNPLD38.76.5maxax KNPDLD 62.13.97825.016.92.01 22maxaxax 、平台计算a、工况 1：插打钢管桩此时，钢管桩仅受水流冲击力作用，分着床前与着床后分别计算钢管桩强度及稳定性。、着床前钢管桩强度及稳定性验算：因为在插打钢管桩施工过程中工期较短，河床冲刷较浅，所以，河床总冲刷深度至-14.43m 考虑即可，水流速度取 0.77m/s，则单根钢管桩受到的水流压力为参见图 3-1： 23.79.184.mAS根据公路桥涵设计通用规范JTJ D60-2004，第 4.3.8 条：KNgVKP60.81.9270.02图 3-1着床前钢管桩所受
27、最大弯矩示意MpapaWM mtDWKNmpl 17014.70183.254 1083.2.06854.857696max 322 ，稳定性验算：因为此时钢管桩在重力作用下受拉力，故不做稳定性验算。 、着床后钢管桩强度及稳定性验算参见图 3-2： MpapaWM mtDWKNmpl 1705.291083.249 1083.2.06854.854.6.max 322 ，强度验算： )95.1(0.395.2.91083.24016.4max 2 MpaANDt 图 3-2着床后钢管桩所受最大弯矩示意稳定性验算：根据公路桥涵钢结构及木结构设计规范JTJ 025- 86 表1.2.16-1 可知
28、：121mmWMAN式中： -计算轴向力；-构件最大计算弯矩；-毛截面积；mA-毛截面抵抗矩；W-轴心受压构件的纵向弯曲系数，根据钢种、截面形状及弯曲方向等按表11.2.16-2 采用；L0/i； 3.192.053.256.12064.3. 0iL mLDi，所以， ，由公路桥涵钢结构及木结构设计规范JTJ i025- 86 表 1.2.16-2 查得：10.446；-构件只在一个主平面受弯时的纵向弯曲系数（若是压弯杆，可按 的2 0N情况取值来确定 ） ，在不作进一步分析时，可按 1.2.16-4 计算构件的换算长细比2，并按 由表 1.2.16-2 查得相应的 以替代 ；ee 12-系数
29、，焊接构件取 1.8；铆接构件取 2.0；-构件对 轴的自由长度；0Ly、 -构件截面对 轴（强轴）和 轴（弱轴）的回转半径；xryxy-由表 1.2.16-1 可知为钢管桩直径，取 ；h 0.12-考虑弯矩因构件受压而增大所引用的值；当 时，取 ；15.0mAN0.1当 时，取 ；.1 mEANn)(21MpaMpaANm 1.3964.05.05.9084. 13 所以，取 1.0。 papaWmm10964.071.2 16.35.91083.2.46832 经过上述计算得知所以，钢管桩在施工过程中的稳定性均满足要求。b、工况 2：钻孔灌注桩施工（2 台钻机同时施工时）参数取值：施工钻孔
30、灌注桩过程中，水流速度取 0.77m/s，水位取+4.54m，河床冲刷深度为：一般冲刷为-14.43m，局部冲刷为-14.73m，水流压力、风力等计算同前。荷载组合：取施工时最大荷载。由于船撞力的随机性较大，在横桥向会产生较大的水平荷载，顺桥向也可能产生一定的水平荷载，但在实际施工过程中采用在钻孔平台加打防撞钢管桩的措施，以消除其对钻孔平台的影响，根据规范要求在钻孔平台计算中可不计入此力。竖向荷载：平台自重钻机重量其它施工荷载储料斗重量水平荷载：施工状态最大流水压力钻机产生的水平力波浪力驳船锚固力风力表 3-1 钻孔平台施工状态荷载组合表水平荷载项目名称竖向荷载横桥向 纵桥向平台自重 程序自动
31、计入钻机产生的力 121200kN/台 36kN/台其它施工荷载 2.5kN/m2储料斗 12620kN/个沉淀池 1200kN/个泥浆池 240kN泥浆净化装置 12140kN废渣集装箱 12120kN波浪力 50.6kN/根平台顶风力 55.8kN 59.3kN平台承受流水压力 723.1kNc、竖向荷载以 50T 吊车吊 30T 重为控制荷载，为安全起见，考虑 1.1 的安全系数，则控制荷载为 880KN。则平台桥面钢板的荷载为 P：* MERGEFORMAT (1.9)21.50316.5/274.GPKNmA考虑到面板为 =12mm 正交异形板，强度比较高，不必进行计算。、I12.6
32、 钢分配梁受力（间距为 35cm）：每条履带吊下面有 3 根 I12.6 钢分配梁，则每根 I12.6 钢分配梁受力为 P1I12.6 钢分配梁受力模型为 q=31.88KN,受力1.50146.72GPKNA模式图参见图 3-3：图 3-3 I12.6钢分配梁受力模型导入 SAP2000 有限元计算软件：* MERGEFORMAT max632.95.,108.1707.4MKNMpapaW(1.10)、H350 钢（间距为 100cm）：最大支反力为 33.92KN,反作用于 H350 钢上，其受力简图参见图 3-4。图 3-4 H350钢分配梁受力模型导入 SAP2000 有限元计算软件
33、：* MERGEFORMAT max63104.7.,10.4717082MKNMpapaW(1.11)、H600 钢（间距为 465cm510cm）：最大支反力为 127.02KN,反作用于 H600 钢上，其受力简图参见图 3-5。图 3-5 H600钢分配梁受力模型导入 SAP2000 有限元计算软件： max6340.7.,1054.1702MKNMpapaW最大支反力为 383.61KN,反作用于钢管桩上。钢管桩承受的最大压力 P* MERGEFORMAT 2223.140.6580.170.DdAmKN(1.12)d、钢管桩入土深度对现有地质资料，取 WT2 地质钻孔资料来计算贝雷
34、栈桥桩入土深度，孔口高程为-4.10m。土层分布自上而下为：淤泥，层厚 12m，作为安全储备；残积砂质粘性土，层厚 5.5m， i=70kPa， R=300kPa；全风化花岗岩，层厚4.3m， i=70kPa， R=350kPa；强风化花岗岩 i=100kPa， R=500kPa。600 桩单根桩所受最大轴向力 P=383.61kN；因桩所受最大轴向力已求得，故可用下式估算桩的入土深度：初步估算以下参数:土面以上桩的自由长度 L1=9.422m土面以下桩的长度 L2=(L3+17.5)m桩自重 G=(1.48L3+39.84)kN沉桩的容许承载力P=383.61+1.48L 3+39.84=423.45+1.48L3 kN由公式P=（U ili i+A r）/2 得423.45+1.48L3 =0.53.140.670L3 +6.48L3=0.89m所以桩入土深度为 L2=0.89+17.5=18.39m。e、钢管桩强度计算内支撑为 60010（6008）钢管，其能承受的最大力为 KNAPm61.389.257107048.345.1.2max 22 ，
