板樁護(hù)岸清淤試驗(yàn)變形研究及有限元分析*

王福喜 陳永輝 呂建偉 劉 旭 陳 龍 許益峰

(河海大學(xué)巖土工程科學(xué)研究所1) 南京 210098)(河海大學(xué)巖土力學(xué)與堤壩工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室2) 南京 210098)(嘉興市港航建設(shè)開(kāi)發(fā)有限責(zé)任公司3) 嘉興 314000) (上海匯壹土木工程技術(shù)有限公司4) 上海 202153)

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板樁護(hù)岸清淤試驗(yàn)變形研究及有限元分析*

王福喜1)陳永輝1,2)呂建偉3)劉 旭1)陳 龍1)許益峰4)

(河海大學(xué)巖土工程科學(xué)研究所1)南京 210098)(河海大學(xué)巖土力學(xué)與堤壩工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室2)南京 210098)(嘉興市港航建設(shè)開(kāi)發(fā)有限責(zé)任公司3)嘉興 314000) (上海匯壹土木工程技術(shù)有限公司4)上海 202153)

以浙江嘉興市杭平申線航道升級(jí)改造工程平湖段為依托工程，展開(kāi)對(duì)垂直板樁護(hù)岸清淤試驗(yàn)變形研究，并通過(guò)PLAXIS有限元程序進(jìn)行模擬清淤過(guò)程，對(duì)比分析現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)數(shù)據(jù)與有限元計(jì)算結(jié)果.結(jié)果表明，實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)與有限元計(jì)算結(jié)果接近，其土體和樁端水平位移較小，利用有限元中強(qiáng)度折減法計(jì)算板樁護(hù)岸極限清淤工況下的整體穩(wěn)定性安全系數(shù)，與理論計(jì)算的板樁穩(wěn)定性安全系數(shù)進(jìn)行對(duì)比分析，得出護(hù)岸穩(wěn)定性主要取決于板樁穩(wěn)定性，并提出了板樁護(hù)岸的3種破壞形式.

板樁護(hù)岸；航道清淤；有限元分析；水平位移；穩(wěn)定性分析

0 引 言

垂直板樁護(hù)岸是通過(guò)在航道兩岸老護(hù)岸的臨水側(cè)打設(shè)直立式的鋼筋混凝土預(yù)制板樁或鋼板樁，使新板樁承受由老護(hù)岸傳遞的荷載，從而形成新老擋墻共同護(hù)岸的組合結(jié)構(gòu)[1].然而在航道升級(jí)及提高抗洪能力過(guò)程中往往需要通過(guò)航道清淤等手段來(lái)實(shí)現(xiàn)，清淤對(duì)于板樁的穩(wěn)定性具有一定的影響.

21世紀(jì)以前，板樁主要用于基坑、碼頭等支護(hù)工程中，據(jù)不完全統(tǒng)計(jì)，20世紀(jì)80，90年代新建成的板樁碼頭達(dá)47座，其中多數(shù)為鋼筋混凝土板樁結(jié)構(gòu)和鋼板樁結(jié)構(gòu)，目前板樁在碼頭建設(shè)中的應(yīng)用已較為成熟.王潤(rùn)富等[2]針對(duì)在內(nèi)河中擋板式護(hù)岸結(jié)構(gòu)進(jìn)行了穩(wěn)定性分析，其擋板式護(hù)岸還只是在漿砌塊石擋土墻底板前趾下部垂直插入較短的擋板，而并沒(méi)有整體采用垂直板樁結(jié)構(gòu).進(jìn)入21世紀(jì)，尤其是2008年以來(lái)，隨著我國(guó)經(jīng)濟(jì)結(jié)構(gòu)的調(diào)整，內(nèi)河航運(yùn)開(kāi)始迅速發(fā)展，板樁作為一種新型的護(hù)岸結(jié)構(gòu)得到關(guān)注.

劉曉立等[3]通過(guò)大型室內(nèi)模型試驗(yàn)，對(duì)懸臂式板樁的土壓力進(jìn)行了研究，得出實(shí)測(cè)土壓力值小于朗肯理論值的規(guī)律；王新泉等[4]通過(guò)現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)，對(duì)板樁護(hù)岸結(jié)構(gòu)土壓力分布情況進(jìn)行了詳細(xì)的研究；徐春虎等[5]針對(duì)板樁加固護(hù)岸樁身的受力特性進(jìn)行了現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)研究，得出樁身軸力和摩阻力的分布特征；桂勁松等[6]運(yùn)用有限元軟件PLAXIS模擬板樁碼頭結(jié)構(gòu)，并將模擬結(jié)果與彈性線法和m法結(jié)果進(jìn)行比較，驗(yàn)證了該模擬方法的合理性；陳永輝等也利用PLAXIS程序?qū)Π鍢都庸套o(hù)岸結(jié)構(gòu)進(jìn)行了分析，得出PLAXIS計(jì)算結(jié)果能夠較好地反映新老護(hù)岸結(jié)構(gòu)的相互作用特性.

文中根據(jù)浙江嘉興市杭平申線航道升級(jí)改造工程平湖段的工程地質(zhì)條件，對(duì)試驗(yàn)段U型垂直板樁護(hù)岸進(jìn)行現(xiàn)場(chǎng)清淤試驗(yàn)研究，并結(jié)合PLAXIS程序有限元計(jì)算結(jié)果進(jìn)行分析，研究航道清淤深度對(duì)新老板樁護(hù)岸結(jié)構(gòu)變形及穩(wěn)定性影響研究.

1 工程概述

杭平申線航道升級(jí)改造工程平湖試驗(yàn)段平面圖見(jiàn)圖1.

圖1 平湖試驗(yàn)段平面圖

杭平申線航道由五級(jí)航道改造升級(jí)為三級(jí)航道項(xiàng)目是浙江省實(shí)施港航強(qiáng)省戰(zhàn)略以及實(shí)現(xiàn)內(nèi)河水運(yùn)復(fù)興的重要基礎(chǔ)設(shè)施項(xiàng)目.杭平申線主線平湖境內(nèi)段全長(zhǎng)為32.52 km，該地區(qū)屬于沖湖平原區(qū).本次試驗(yàn)段選在K27+310處附近，地質(zhì)概況為：層①12粉質(zhì)黏土，稍濕飽和，軟可塑，層厚0.3～4.8 m；層②1淤泥質(zhì)粉質(zhì)黏土，飽和，流塑，層厚0.7～22.6 m；層②12粉土，濕飽和，稍密～中密，層厚1.4～15.25 m；層③2粉質(zhì)黏土夾粉砂，飽和，軟塑為主，具層理，夾粉土薄層，單層厚1～15 mm不等，層厚0.9～15.8 m；層④11粉質(zhì)黏土，飽和，軟可塑為主，層厚0.4～15.7 m.各土層土體具體物理力學(xué)指標(biāo)見(jiàn)表1.

表1 土層的物理性質(zhì)指標(biāo)

按照《內(nèi)河通航標(biāo)準(zhǔn)》(GB50139-2004)要求，三級(jí)航道水深的最低標(biāo)準(zhǔn)為3.2 m.為能研究在現(xiàn)場(chǎng)板樁使用過(guò)程中是否發(fā)生破壞，本次試驗(yàn)采用極限清淤的方法研究板樁的變形及穩(wěn)定性.

2 現(xiàn)場(chǎng)清淤試驗(yàn)

2.1 試驗(yàn)準(zhǔn)備

于試驗(yàn)段老護(hù)岸后埋設(shè)測(cè)斜管，監(jiān)測(cè)樁后土體位移變化，其布置位置見(jiàn)圖2，距離樁后約3 m處.此外，在帽梁頂端布置2個(gè)拉線式位移傳感器，監(jiān)測(cè)帽梁頂端位移變化，2傳感器相隔2 m，分別位于試驗(yàn)樁的兩端.

圖2 現(xiàn)場(chǎng)儀器布置圖

2.1.1 初始數(shù)據(jù)的獲取

在清淤試驗(yàn)開(kāi)始前1周時(shí)間內(nèi)，對(duì)測(cè)斜管進(jìn)行兩次的數(shù)據(jù)采集，獲得初始數(shù)據(jù)；位移傳感器是在實(shí)驗(yàn)前2 h左右布置，避免儀器受到外界干擾，引起測(cè)量誤差，布置完成后，于清淤前獲得初始讀數(shù).同時(shí)清淤前，利用測(cè)量繩測(cè)量樁前水深，對(duì)試驗(yàn)樁相鄰15 m的范圍內(nèi)的樁前水深都進(jìn)行了測(cè)量，其水深在2.5 m左右，作為初始水深.

2.1.2 清淤工作的展開(kāi)

清淤試驗(yàn)采用挖機(jī)對(duì)樁前水下土體進(jìn)行分層開(kāi)挖，清淤工作分2次完成，見(jiàn)圖3，每次清淤歷時(shí)約2 h，第一次清淤是在8月21號(hào)進(jìn)行，清淤厚度約1.0 m，清淤后水深3.6 m；第二次清淤是在8月25號(hào)進(jìn)行，清淤厚度約0.9 m，清淤后水深4.5 m.每次清淤范圍以試驗(yàn)樁為中點(diǎn)沿岸30 m長(zhǎng)度，寬度則是以半幅航道的距離，約20 m.本次試驗(yàn)采用的是極限清淤，由于挖機(jī)臂長(zhǎng)的限制，最大水深僅限制在4.5 m.

具體清淤的操作過(guò)程見(jiàn)圖3.依次按照1,2方向進(jìn)行，并由內(nèi)向外推進(jìn)，即每層清淤時(shí)先從兩根試驗(yàn)樁的中部向1方向清淤，完成后回到試驗(yàn)樁中部再向2方向清淤.

圖3 清淤過(guò)程示意圖

2.1.3 清淤過(guò)程的監(jiān)測(cè)

整個(gè)清淤過(guò)程是從8月21號(hào)開(kāi)始進(jìn)行第一次清淤，到8月25號(hào)進(jìn)行第二次清淤，清淤前后分別進(jìn)行監(jiān)測(cè)，同時(shí)2次清淤過(guò)程中及第二次清淤完成后，每天進(jìn)行1次數(shù)據(jù)采集，直至8月29號(hào)位移傳感器的測(cè)量數(shù)據(jù)基本穩(wěn)定后，停止數(shù)據(jù)采集，完成現(xiàn)場(chǎng)清淤試驗(yàn).

3 有限元計(jì)算

PLAXIS程序是一種專(zhuān)門(mén)用于巖土工程中的變形和穩(wěn)定性問(wèn)題計(jì)算和分析的有限元軟件，其用戶(hù)界面友好，操作簡(jiǎn)單，功能強(qiáng)大，能夠得出較詳細(xì)的計(jì)算結(jié)果.

3.1 建立幾何模型

垂直板樁護(hù)岸視作二維平面問(wèn)題，土層采用三角形15節(jié)點(diǎn)單元模擬，板樁采用板單元模擬土—結(jié)構(gòu)接觸面采用界面單元模擬，模型邊界采用底邊固定約束，兩側(cè)為水平約束，由于試驗(yàn)段位于支流和主流間的扇形區(qū)域，見(jiàn)圖4，模型滲流邊界條件設(shè)置為底端和兩側(cè)均為隔水邊界[7].考慮到受影響土體的范圍，模型寬度取60 m，高度取25 m，板單元長(zhǎng)10 m，老擋墻位于板單元后1.2 m處，模型網(wǎng)格見(jiàn)圖5.

圖4 試驗(yàn)段水力邊界平面圖

3.2 模型材料參數(shù)

利用PLAXIS建立垂直板樁護(hù)岸的模型，其模型所涉及的材料包括土體、板樁、帽梁和老擋墻，其中土體的本構(gòu)模型采用Mohr-Coulomb模型；板樁、帽梁及老擋墻采用線彈性模型.模型材料參數(shù)見(jiàn)表2～3.

圖5 有限元模型網(wǎng)格劃分圖

土層彈性模量E/kPa天然重度γ/(kN·m-3)飽和重度γ/(kN·m-3)泊松比ν內(nèi)摩擦角φ/(°)粘聚力c/kPaRinter素填土900019.519.80.3320.023.00.6粉質(zhì)粘土1248018.919.10.3014.526.21.0淤泥質(zhì)粉質(zhì)粘土906018.018.20.3311.813.60.6粉土3060019.319.60.3030.210.41.0

表3 結(jié)構(gòu)參數(shù)

4 有限元結(jié)果分析

4.1 樁端帽梁水平位移

板樁護(hù)岸兩次清淤試驗(yàn)水平位移模擬結(jié)果分別見(jiàn)圖6～7.

圖6 第一次清淤后的水平位移

圖7 第二次清淤后的水平位移

結(jié)果顯示，其2次清淤后的最大水平位移均出現(xiàn)在帽梁頂端.由圖6可知,第一次清淤后，板樁帽梁頂端水位移為3.54×10-3m;由圖7可知，第二次清淤后，板樁帽梁頂端的水平位移為6.16×10-3m.圖8是試驗(yàn)期間實(shí)測(cè)與模擬計(jì)算的樁端水平位移隨時(shí)間變化曲線，可以看出第一次、第二次清淤后的樁端水平位移分別為3.7 mm和6.4 mm，與有限元計(jì)算結(jié)果相近，且每次清淤后，實(shí)測(cè)的樁端水平位移在3～4天基本達(dá)到穩(wěn)定，與有限元模擬計(jì)算的樁頂變形穩(wěn)定時(shí)間基本一致.

圖8 實(shí)測(cè)樁端帽梁水平位移

4.2 樁后土體水平位移

廣東存在一定的調(diào)峰缺額。實(shí)施煤電機(jī)組靈活性改造35 GW，或采取實(shí)施煤電機(jī)組靈活性改造13 GW、新增抽水蓄能電站 1.2 GW等措施[8-10]。

根據(jù)PLAXIS水平位移模擬結(jié)果，在距樁后約3 m處截取剖面A-A′，該剖面位置與現(xiàn)場(chǎng)的測(cè)斜管相對(duì)應(yīng)(見(jiàn)圖9)，將該剖面的計(jì)算位移與現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)的位移對(duì)比分析.由圖10～11可知，第一次清淤后有限元計(jì)算的水平位移與現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)值基本一致，第二次清淤后有限元計(jì)算值較實(shí)測(cè)值略大，2次測(cè)斜管測(cè)得淺層土體水平位移分別在1.5 mm和2.0 mm左右，PLAXIS計(jì)算出的位移分別為1.1 mm和2.2 mm，與實(shí)測(cè)值較接近.從實(shí)測(cè)結(jié)果上來(lái)看，土體深部位移變化很小，淺層位移變化較大，且在第二次清淤后可以看出水平位移峰值出現(xiàn)在2～4 m深處，與有限元計(jì)算結(jié)果相似，這種最大水平位移出現(xiàn)在開(kāi)挖土體底面略靠上位置，與基坑開(kāi)挖的變形性質(zhì)相似.

圖9 模型中剖面A-A′位置

圖10 第一次清淤樁后土體水平位移

圖11 第二次清淤樁后土體水平位移

通過(guò)將樁帽梁和樁后土體的水平位移進(jìn)行分析，發(fā)現(xiàn)文中所使用的土體計(jì)算參數(shù)與模型能夠較好的反應(yīng)現(xiàn)場(chǎng)實(shí)際.以該模型進(jìn)行計(jì)算分析則能夠得到一些有益的結(jié)果.

5 穩(wěn)定性分析

5.1 整體穩(wěn)定性計(jì)算

圖12為2次清淤后土體中塑性點(diǎn)的分布圖，深色點(diǎn)代表塑性摩爾-庫(kù)侖點(diǎn)，深色區(qū)域邊界即表示產(chǎn)生塑性變形的區(qū)域，圖中深色區(qū)域只少量出現(xiàn)在老護(hù)岸前趾底部和板樁被動(dòng)區(qū)，并沒(méi)有形成整體貫穿的塑性變形區(qū)域，故不會(huì)發(fā)生整體破壞.

圖12 塑性點(diǎn)分布

基于上述模型，采用PLAXIS有限元程序強(qiáng)度折減法分析清淤后板樁護(hù)岸整體穩(wěn)定性，計(jì)算得護(hù)岸穩(wěn)定性安全系數(shù)Fos=1.78>1，故此板樁護(hù)岸的整體穩(wěn)定性偏安全.為進(jìn)一步分析板樁護(hù)岸穩(wěn)定性的決定因素，下面基于護(hù)岸整體穩(wěn)定性的極限狀態(tài)，對(duì)比分析不同樁長(zhǎng)的板樁護(hù)岸在極限清淤情況下板樁結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性.

5.2 結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性計(jì)算

參照文獻(xiàn)[8]的板樁入土深度計(jì)算公式，文中引入?yún)?shù)γsaf作為板樁穩(wěn)定性安全系數(shù)，改進(jìn)后的計(jì)算公式如下.

式中:γ0為結(jié)構(gòu)重要性系數(shù)；γG為永久作用分項(xiàng)系數(shù)；MG為永久作用標(biāo)準(zhǔn)值產(chǎn)生的作用效應(yīng)，kN·m；γQ1，γQ2，γQ3為可變作用分項(xiàng)系數(shù)；ψ為作用組合系數(shù)，取0.7；MQ2，MQ3為非主導(dǎo)可變作用標(biāo)準(zhǔn)值產(chǎn)生的“踢腳”力矩，kN·m；MR為板樁墻前被動(dòng)土壓力的標(biāo)準(zhǔn)值對(duì)拉桿錨碇點(diǎn)的穩(wěn)定力矩，kN·m；γR為抗力分分項(xiàng)系數(shù)，取1.25；γsaf為板樁結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性系數(shù).

用上式計(jì)算板樁結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性時(shí)，只有當(dāng)γsaf大于1時(shí)，板樁自身才能夠保持穩(wěn)定.

5.3 參數(shù)分析

通過(guò)研究板樁穩(wěn)定和入土深度計(jì)算方法，使用有限元計(jì)算程序計(jì)算了樁長(zhǎng)分別為7，8，9和10 m情況下的樁端水平位移、整體穩(wěn)定安全系數(shù)Fos與結(jié)構(gòu)穩(wěn)定安全系數(shù)γsaf對(duì)比分析.計(jì)算的主要原則是控制整體穩(wěn)定安全系數(shù)略大于1，確定板樁墻前的清淤深度，從而計(jì)算此時(shí)的結(jié)構(gòu)穩(wěn)定安全系數(shù).計(jì)算結(jié)果見(jiàn)表4.

表4 不同樁長(zhǎng)護(hù)岸極限清淤穩(wěn)定安全系數(shù)

由護(hù)岸整體穩(wěn)定性安全系數(shù)Fos和板樁穩(wěn)定性安全系數(shù)γsaf的對(duì)比，可以看出在板樁護(hù)岸整體穩(wěn)定性達(dá)到極限狀態(tài)時(shí)，板樁結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性早已無(wú)法滿(mǎn)足，故板樁護(hù)岸的穩(wěn)定性主要取決于結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性，而其整體穩(wěn)定性基本可以不用考慮.

5.4 板樁破壞形式分析

通過(guò)以上研究發(fā)現(xiàn)，板樁結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性為控制板樁設(shè)計(jì)的主要因素.所以在內(nèi)河航道板樁護(hù)岸工程中的，其護(hù)岸可能發(fā)生的破壞形式主要是板樁的失穩(wěn)、折斷等局部破壞形式，見(jiàn)圖13，而基本不會(huì)發(fā)生像基坑、邊坡等整體破壞形式.

當(dāng)墻后上覆荷載較大，墻前進(jìn)行清淤或者沖刷時(shí)則板樁會(huì)發(fā)生倒覆破壞，見(jiàn)圖13a).

當(dāng)清淤或沖刷深度過(guò)深，導(dǎo)致樁身入土深度不足，且樁端周?chē)馏w軟弱，板樁易發(fā)生踢腳破壞情況，見(jiàn)圖13b).

若板樁樁身強(qiáng)度選擇不當(dāng)或受較大外力作用(如船舶沖撞)時(shí)，則容易發(fā)生樁身折斷的情況，見(jiàn)圖13c).

圖13 板樁護(hù)岸破壞形式

5.5 現(xiàn)場(chǎng)條件下合理板樁樁長(zhǎng)選擇分析

基于板樁結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性，對(duì)不同樁長(zhǎng)板樁在相同清淤深度下的板樁護(hù)岸的穩(wěn)定性進(jìn)行分析.結(jié)果見(jiàn)表5，樁長(zhǎng)越短，即嵌固深度越淺，相同清淤深度情況下，結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性安全系數(shù)γsaf越小.在清淤深度4.5 m的情況下，本試驗(yàn)段采用的10 m試驗(yàn)樁的穩(wěn)定性安全系數(shù)偏保守，經(jīng)濟(jì)效益不明顯，而9 m的板樁則表現(xiàn)出較好的經(jīng)濟(jì)效益.

表5 有限元計(jì)算不同樁長(zhǎng)護(hù)岸整體穩(wěn)定性

6 結(jié) 論

1) 利用PLAXIS有限元程序進(jìn)行模擬時(shí)，土體模型的彈性模量采用E=αE1～2[9]，文中α取3.0，模型滲流邊界條件設(shè)置為底端和兩側(cè)均為隔水邊界，與現(xiàn)場(chǎng)水力邊界條件相近，其模型計(jì)算結(jié)果也與實(shí)測(cè)值較接近，說(shuō)明該模型更好地反映了現(xiàn)場(chǎng)的工程地質(zhì)條件.

2) 無(wú)論是實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)還是有限元計(jì)算結(jié)果，清淤使樁后土體產(chǎn)生的水平位移表現(xiàn)為深部位移變化很小，淺層位移變化較大，最大位移出現(xiàn)在開(kāi)挖土體底面略靠上位置，與基坑開(kāi)挖的變形性質(zhì)相似，但位移明顯較小.

3) 采用強(qiáng)度折減法分析板樁護(hù)岸極限清淤后的整體穩(wěn)定性，與理論計(jì)算的板樁結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性安全系數(shù)進(jìn)行對(duì)比分析，得出板樁護(hù)岸的穩(wěn)定性主要取決于板樁結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性.總結(jié)了內(nèi)河航道板樁護(hù)岸可能發(fā)生的3種主要破壞形式：倒覆破壞、踢腳破壞、樁身斷裂破壞等.

4) 在該現(xiàn)場(chǎng)地質(zhì)條件下，現(xiàn)場(chǎng)設(shè)計(jì)的10 m板樁在4.5 m清淤深度情況下仍有富于，設(shè)計(jì)偏于保守，而9 m的板樁則表現(xiàn)出較好的經(jīng)濟(jì)效益.

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Deformation Research and Finite Element Analysis on Dredging Experiments of Sheet Pile Revetment

WANG Fuxi1)CHEN Yonghui1,2)LYU Jianwei3)LIU Xu1)CHEN Long1)XU Yifeng4)

(GeotechnicalEngineeringResearchInstitute,SchoolofHohaiUniversity,Nanjing210098,China)1)8 (KeyLaboratoryofMinistryofEducationforGeomechanicsandEmbankmentEngineering,Nanjing210098,China)2)(JiaxingPortandWaterwayConstructionDevelopmentCo.,LTD,Jiaxing314000,China)3)(ShanghaiHui-yiCivilEngineeringTechnologyCo.,LTD,Shanghai202153,China)4)

In this paper, based on Hang-Ping-Sheng line waterway upgrading project in Pinghu City of Jiaxing City, Zhejiang Province, the dredging experiments on the deformation of sheet pile revetment are conducted. Numerical simulation of the dredging process is also performed by using the finite element analysis software PLAXIS. A comparative analysis is done for the results of the field test data and numerical results. The results show that finite element calculation results are close to the measured data. The horizontal displacement of soil and pile tip is fairly small. The global stability safety factor of sheet pile revetment in limit desilting condition is calculated using the FEM strength reduction method. Through the contrastive analysis of the stability safety factor of sheet pile calculated by the theoretical calculation, it is concluded that the stability of revetment depends on the stability of the sheet pile. Three kinds of damage form of sheet pile revetment are put forward, providing valuable experience for widespread using of sheet pile in waterway reinforcement revetment.

sheet pile revetment; waterway dredging; finite element?analysis; horizontal displace- -ment; stability analysis

2016-08-13

*水利部公益性行業(yè)科研專(zhuān)項(xiàng)項(xiàng)目(201501043)、浙江省交通廳科技計(jì)劃項(xiàng)目(2013W02)資助

TV861 doi:10.3963/j.issn.2095-3844.2016.05.022

王福喜(1992- )：男，碩士，主要研究領(lǐng)域?yàn)檐浕幚?、航道整?/p>