劉涌國

(1.同濟(jì)大學(xué) 土木工程學(xué)院，上海200092；2.寧波市交通規(guī)劃設(shè)計(jì)研究院有限公司，浙江 寧波 315000)

碼頭升級改造是提高靠泊能力的重要途徑，高樁碼頭升級改造常用方法主要有：碼頭前沿新增平臺；碼頭平臺前增加新結(jié)構(gòu)，新舊結(jié)構(gòu)連成整體；新建嵌入式墩臺，新舊結(jié)構(gòu)相互獨(dú)立；在碼頭排架中增加樁基，并與原結(jié)構(gòu)連成整體；在碼頭前沿增設(shè)靠船樁等[1]。其中新增平臺方案造價(jià)較高；采用新舊結(jié)構(gòu)連成整體，施工難度大，且受原結(jié)構(gòu)影響較大；新建嵌入式墩，拆除工作量大，造價(jià)高，適用范圍有限；采用新增靠船樁提升碼頭結(jié)構(gòu)等級，不需要對原碼頭結(jié)構(gòu)進(jìn)行大的改造，工程造價(jià)相對較低，施工速度快，該方案主要缺點(diǎn)是碼頭前沿線前移，減少了吊機(jī)的有效外伸距。顯然，采用新增靠船樁方案加固高樁碼頭具有較明顯的優(yōu)勢。當(dāng)前靠船樁計(jì)算方法還有待于進(jìn)一步完善，本文針對前沿增設(shè)靠船樁加固碼頭的方法，并結(jié)合工程實(shí)例做進(jìn)一步研究。

1 靠船樁研究現(xiàn)狀

張鐵峰[2]提出靠船樁和碼頭之間有護(hù)舷的鋼管靠船樁計(jì)算方法，該方法利用m法確定嵌固點(diǎn)深度，將護(hù)舷假定為線性彈簧，利用材料力學(xué)原理，建立變形協(xié)調(diào)方程和能量守恒方程，求出撞擊力和護(hù)舷反力，從而求解出靠船樁的內(nèi)力和泥面位移等。胡立萬等[3]提出柔性防沖樁內(nèi)力計(jì)算方法，靠船樁與碼頭之間的橡膠護(hù)舷可根據(jù)剛度不同分別假定為鉸接、線性彈簧支座或非線性彈簧。已知撞擊力，假定護(hù)舷反力求出樁頂位移，再驗(yàn)證是否符合邊界條件，不符合則調(diào)整反力，迭代計(jì)算至符合邊界條件；已知撞擊能，根據(jù)能量守恒原理用迭代法求船舶的撞擊力及護(hù)舷反力，進(jìn)而用m法計(jì)算防沖樁的內(nèi)力和位移。項(xiàng)雯等[4]提出柔性靠船樁高樁碼頭在承受撞擊力的情況下，通過分析樁、護(hù)舷及樁臺的受力和變形的方法?？看瑯杜c碼頭前沿護(hù)舷之間存在間隙Δ，根據(jù)靠船樁p-y(水平反力-位移)曲線，利用有限差分法求解樁頂位移，采用迭代法計(jì)算護(hù)舷壓縮量和水平力。馮建國等[5]提出碼頭平臺與靠船樁共同受力的結(jié)構(gòu)模型，在靠船樁與碼頭之間設(shè)置護(hù)舷，通過把護(hù)舷壓縮過程簡化為理想彈塑性變形、將靠泊過程分階段分別分析其受力狀態(tài)；將靠船樁簡化成一端固定一端彈性支撐的梁，利用能量守恒原理，建立系統(tǒng)受力、位移和吸能的方程組，從而求得護(hù)舷變形、吸能量和樁內(nèi)力等。上述計(jì)算方法均未考慮外護(hù)舷作用，不具有普遍適用性，且模型進(jìn)行了一定的簡化，可能存在誤差，且計(jì)算方法較復(fù)雜。

2 柔性靠船樁形式

柔性靠船單樁是一種較常用的靠船樁結(jié)構(gòu)形式，適用于靠舶撞擊能不大的中小型碼頭，通常采用無護(hù)舷鋼管靠船樁、外側(cè)有護(hù)舷的鋼管靠船樁、內(nèi)側(cè)有護(hù)舷的鋼管靠船樁或兩側(cè)均有護(hù)舷的鋼管靠船樁等形式。本文主要研究兩側(cè)均設(shè)有橡膠護(hù)舷的柔性靠船樁，其中外護(hù)舷抵御船舶撞擊力，并吸收一部分船舶撞擊能，一般可選擇吸能量較大的拱形或鼓形護(hù)舷等，內(nèi)護(hù)舷主要用于保護(hù)碼頭結(jié)構(gòu)，并可限制靠船樁產(chǎn)生過大的位移，以保證碼頭安全，一般可選用吸能量和反力均較小的圓筒形護(hù)舷或D形護(hù)舷等。柔性靠船樁加固的原理是利用靠船樁和外護(hù)舷吸收大部分撞擊能，從而極大降低內(nèi)護(hù)舷反力，使碼頭內(nèi)力不變或降低。

3 靠船樁設(shè)計(jì)流程

3.1 計(jì)算假定

1)假定外護(hù)舷達(dá)到最大設(shè)計(jì)吸能量，可充分發(fā)揮外護(hù)舷和靠船樁的作用，并便于簡化計(jì)算；2)假定鋼樁的彈性系數(shù)K為常數(shù)，便于簡化計(jì)算靠船樁的吸能量；3)由于碼頭剛度遠(yuǎn)大于靠船樁剛度，故可不考慮碼頭平臺的吸能量。

3.2 設(shè)計(jì)流程

1)計(jì)算船舶撞擊能，并可根據(jù)實(shí)際進(jìn)行相應(yīng)調(diào)整；2)初步確定外護(hù)舷吸能量，一般可按總吸能量的30%～45%考慮，根據(jù)不同的設(shè)計(jì)條件會有一定的差異；3)確定內(nèi)、外護(hù)舷規(guī)格型號，外護(hù)舷可采用拱形護(hù)舷或鼓形護(hù)舷等，吸能量和反力均較大，而內(nèi)護(hù)舷宜選用吸能量和反力均較小的D形護(hù)舷、筒形護(hù)舷等；4)建立靠船樁模型，本文采用m法或p-y法確定樁的地基彈簧系數(shù)；5)建立樁頂自由的單樁計(jì)算模型，并計(jì)算樁的彈性系數(shù)K；6)施工樁頂約束，內(nèi)護(hù)舷根據(jù)護(hù)舷反力-變形曲線，采用非線性彈簧模擬，符合護(hù)舷實(shí)際受力情況；7)求解模型，得到靠船樁的內(nèi)力、位移及內(nèi)護(hù)舷變形值；8)根據(jù)各單元的變形量，求出總的吸能量。內(nèi)護(hù)舷吸能量及反力根據(jù)護(hù)舷曲線確定；9)調(diào)整參數(shù)，優(yōu)化構(gòu)件設(shè)計(jì)?？看瑯对O(shè)計(jì)流程見圖1。

圖1 靠船樁設(shè)計(jì)流程

4 工程實(shí)例

4.1 工程概況

某碼頭工程已建1座1萬噸級泊位，碼頭結(jié)構(gòu)升級改造按?？?.5萬噸級散貨船設(shè)計(jì)。碼頭平臺長190 m、寬18 m，碼頭面高程5.5 m，碼頭前沿設(shè)計(jì)水深-10.9 m。碼頭采用高樁梁板結(jié)構(gòu)，排架間距9 m，每個(gè)排架設(shè)6根直徑1 000 mm預(yù)應(yīng)力高強(qiáng)度混凝土(PHC)樁。

碼頭結(jié)構(gòu)改造方案采用新增鋼管靠船樁結(jié)構(gòu)方案。碼頭前沿每隔一個(gè)排架設(shè)置1根直徑1 500 mm鋼管靠船樁，鋼管樁前側(cè)設(shè)拱形橡膠護(hù)舷，靠船樁與碼頭之間設(shè)圓筒形橡膠護(hù)舷。碼頭加固改造斷面見圖2。

圖2 碼頭加固改造結(jié)構(gòu)斷面(尺寸：mm；高程：m)

4.2 自然條件

4.2.1氣象

該地區(qū)多年平均氣溫為16.6 ℃。多年平均風(fēng)速為4.8 m/s，各月的平均風(fēng)速變化范圍在3.7～5.5 m/s，6月最小，12和1月最大。

4.2.2水文

本海區(qū)潮汐類型為不規(guī)則半日淺海潮，基準(zhǔn)面采用1985國家高程系統(tǒng)。

設(shè)計(jì)高水位為1.95 m(高潮累積頻率10%)，設(shè)計(jì)低水位為-1.33 m(低潮累積頻率90%)，50 a一遇極端高水位3.16 m，50 a一遇極端低水位-2.41 m。

設(shè)計(jì)流速：漲潮流速1.51 m/s，流向222°；落潮流速1.14 m/s，流向39°。

4.2.3工程地質(zhì)

地基土劃分為8個(gè)工程地質(zhì)層，分別為：①素填土；②a淤泥質(zhì)粉質(zhì)黏土；②b粉質(zhì)黏土；③a粉質(zhì)黏土；③b含黏性土角礫；③c粉質(zhì)黏土；④黏土；⑤a含黏性土角礫。各土層參數(shù)見表1。

表1 各土層物理力學(xué)性質(zhì)指標(biāo)

4.3 船舶撞擊能計(jì)算

根據(jù)《港口工程荷載規(guī)范》[6]第10.4.2條公式計(jì)算船舶撞擊能：

(1)

式中：E0為船舶靠岸時(shí)的有效撞擊能量(kJ)；ρ為有效動能系數(shù)，取0.8；vn為船舶靠岸時(shí)的法向速度(m/s)，按0.15 m/s考慮；m為船舶質(zhì)量(t)，采用式(2)[7]計(jì)算得4.355 8萬t。

lgm=0.404+0.932lgDWT(2)

式中：DWT為船舶總載質(zhì)量(t)。

經(jīng)計(jì)算，E0=392 kJ。

4.4 靠船樁設(shè)計(jì)方案

由于設(shè)計(jì)靠泊船型的升級，原碼頭承載能力難以滿足新增船型靠泊需要，擬采用碼頭前沿增加靠船樁設(shè)計(jì)方案：在碼頭前沿設(shè)直徑1 500 mm鋼管靠船樁，靠船樁前方設(shè)H500拱形橡膠護(hù)舷，靠船鋼樁與碼頭之間設(shè)外徑1 000 mm、內(nèi)徑500 mm的筒形橡膠護(hù)舷。

4.4.1軟黏土的p-y曲線

單位樁長的極限阻力pu，按式(3)(4)計(jì)算并取小值：

(3)

pu=9Cub

(4)

式中：ρ為由泥面到深度z處土的平均有效密度(t/m3)；Cu為土的不排水抗剪強(qiáng)度(kPa)；z為深度(m)；b為樁徑或邊長(m)；J為試驗(yàn)系數(shù)，一般取0.5，較硬黏土取0.25。

土阻力達(dá)到極限阻力一半時(shí)的相應(yīng)變形為：

y50=2.5ε50b

(5)

式中：y50為樁周土達(dá)極限水平土抗力一半時(shí)，相應(yīng)樁的側(cè)向水平變形(mm)；ε50為三軸儀試驗(yàn)中達(dá)主應(yīng)力差一半時(shí)的應(yīng)變值，對飽和度較大的軟黏土，可取無側(cè)限抗壓強(qiáng)度qu一半時(shí)的應(yīng)變值，當(dāng)無試驗(yàn)資料時(shí)可按表2采用。

表2 ε 50取值

對于Cu>96 kPa的黏土，宜按試樁資料繪制p-y曲線。參照圖3，按式(6)確定p-y曲線的坐標(biāo)值：

(6)

4.4.2計(jì)算參數(shù)

關(guān)于樁的入土深度，可先根據(jù)式(7)計(jì)算樁的相對剛度系數(shù)T：

(7)

式中：Ep為樁材料的彈性模量(kN/m2)；Ip為樁截面的慣性矩(m4)；b0為樁的換算寬度(m)；m為樁側(cè)土的水平抗力系數(shù)隨深度增長的比例系數(shù)(kN/m4)。

根據(jù)《碼頭結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》[8]，承受水平力的單樁，入土深度宜滿足彈性樁長條件。

根據(jù)表3，②a土層的m值取2.500 MN/m4，樁徑1.5 m，壁厚25 mm。經(jīng)計(jì)算得出T=4 m，小于②a土層厚度，故按②a單層土計(jì)算合理。入土深度Lt≥4T(=16 m)，因此入土深度取16 m。

表3 各土層m值

按土層m值，每隔1 m取一個(gè)計(jì)算點(diǎn)，計(jì)算各點(diǎn)水平抗力系數(shù)K。

各土層計(jì)算參數(shù)取值見表4，各計(jì)算點(diǎn)p-y曲線見圖4。

表4 各土層計(jì)算參數(shù)

圖4 短期荷載的p-y曲線

關(guān)于橡膠護(hù)舷反力-位移曲線，因橡膠護(hù)舷具有高度非線性，不宜簡化成線性彈簧單元。因此根據(jù)廠家提供的護(hù)舷p-y曲線，按非線性彈簧支座進(jìn)行計(jì)算。3種筒形護(hù)舷的反力-位移曲線見圖5[9]。

圖5 3種筒形護(hù)舷的p-y曲線

4.4.3計(jì)算模型與結(jié)構(gòu)基本參數(shù)

采用Abaqus有限元分析軟件計(jì)算，模型中的靠船樁采用二維梁單元B21模擬，按薄壁鋼管計(jì)算。當(dāng)采用m法計(jì)算時(shí)，土體按線性彈簧考慮；當(dāng)采用短期荷載p-y法計(jì)算時(shí)，土體按非線性彈簧考慮。內(nèi)護(hù)舷按非線性彈簧單元考慮。靠船樁基本不承受豎向荷載，底部按鉸接考慮。

計(jì)算基本參數(shù)為：鋼管樁直徑1 500 mm、壁厚25 mm，外護(hù)舷采用長L=3 m的H500標(biāo)準(zhǔn)反力拱形護(hù)舷，內(nèi)護(hù)舷采用長L=1 m的外徑1 200 mm/內(nèi)徑600 mm標(biāo)準(zhǔn)反力筒形護(hù)舷。船舶撞擊能E0=392 kJ。

4.5 靠船樁結(jié)構(gòu)計(jì)算與優(yōu)化

4.5.1基本模型計(jì)算結(jié)果

m法及短暫荷載p-y法的計(jì)算結(jié)果比較見表5。

表5 m法及短暫荷載p-y法計(jì)算結(jié)果比較

m法計(jì)算的樁體變形均位于結(jié)構(gòu)一側(cè)，樁頂變形較大，而p-y法計(jì)算的樁體存在反向彎曲，故樁頂位移較小；m法計(jì)算的樁身彈性系數(shù)為1 742 kN/m，而p-y法計(jì)算的樁身彈性系數(shù)達(dá)2 833 kN/m，兩者相差較大，因而p-y法計(jì)算的鋼樁變形和吸能量均較小，內(nèi)側(cè)護(hù)舷壓縮量也相應(yīng)較小；m法和p-y法計(jì)算的彎矩相近，兩者僅相差2.35%，p-y法的結(jié)果稍大；p-y法計(jì)算的總吸能量約為m法的81%。樁身應(yīng)力及變形比較見圖6。

圖6 樁身應(yīng)力及形態(tài)

通過計(jì)算結(jié)果比較可知，m法和p-y法樁身彎矩相近；而采用m法計(jì)算，總吸能量偏大。p-y曲線考慮樁土的非線性能較好地反映靜載作用下樁土之間的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系，因此建議采用p-y法進(jìn)行計(jì)算。下文僅采用p-y法進(jìn)行研究。

4.5.2靠船樁特性與優(yōu)化設(shè)計(jì)

通過調(diào)整外護(hù)舷長度、內(nèi)護(hù)舷型號、靠船樁與內(nèi)護(hù)舷間隙進(jìn)行計(jì)算，并對靠船樁結(jié)構(gòu)進(jìn)行優(yōu)化。

1)外護(hù)舷長度變化的影響。由表5可知，p-y法計(jì)算的靠船樁總吸能量為369.5 kJ，而船舶撞擊能為392.0 kJ，不能滿足要求。

鋼管樁與護(hù)舷的計(jì)算參數(shù)與4.4.3節(jié)一致。為方便比較，撞擊力作用點(diǎn)均保持不變。計(jì)算結(jié)果見表6和圖7。

表6 外護(hù)舷長度變化比較

圖7 樁身彎矩、吸能量與護(hù)舷長度關(guān)系

由圖7可知，樁身彎矩和靠船樁總吸能量與護(hù)舷長度基本呈線性變化趨勢，總吸能量增長快于樁身彎矩增長。護(hù)舷長度由3.0 m增加到3.5 m，吸能量增加了28%，而樁身彎矩增加了16.5%，樁身在泥面處位移變化較小。護(hù)舷長度為3.5 m時(shí)，總吸能量為474.6 kJ，超過船舶撞擊能的392.0 kJ。

2)內(nèi)護(hù)舷型號變化影響。鋼管樁的計(jì)算參數(shù)與4.4.3節(jié)一致，外護(hù)舷采用L=3.5 m的H500標(biāo)準(zhǔn)反力拱形護(hù)舷，內(nèi)護(hù)舷分別采用L=1 m的外徑1 000 mm/內(nèi)徑500 mm、外徑1 200 mm/內(nèi)徑600 mm、外徑1 400 mm/內(nèi)徑700 mm標(biāo)準(zhǔn)反力筒形護(hù)舷。計(jì)算結(jié)果見表7。

表7 內(nèi)護(hù)舷型號變化比較

可以看出，采用外徑1 000 mm/內(nèi)徑500 mm與外徑1 200 mm/內(nèi)徑600 mm的內(nèi)護(hù)舷時(shí)的計(jì)算結(jié)果基本接近，從護(hù)舷反力和變形關(guān)系可以看出，兩者前段曲線基本接近；采用外徑1 400 mm/內(nèi)徑700 mm護(hù)舷，由于護(hù)舷剛度變大，護(hù)舷壓縮量較小，樁身彎矩減小，總吸能量有所降低?？偽芰烤^船舶撞擊能392.0 kJ。

3)靠船樁與內(nèi)護(hù)舷間隙變化影響。由于樁位誤差或設(shè)計(jì)要求，內(nèi)護(hù)舷和靠船樁之間均可能有間隙，本文對內(nèi)護(hù)舷與靠船樁之間存在間隙的情況進(jìn)行對比。

鋼管樁的計(jì)算參數(shù)與4.4.3節(jié)一致，外護(hù)舷采用L=3.5 m的H500標(biāo)準(zhǔn)反力拱形護(hù)舷，內(nèi)護(hù)舷采用L=1 m的外徑1 000 mm/內(nèi)徑500 mm標(biāo)準(zhǔn)反力筒形護(hù)舷。護(hù)舷和樁的間距分別為0、0.2、0.4 m，對這3種情況分別進(jìn)行計(jì)算。本文采用在護(hù)舷變形反力曲線中增加一段零剛度彈簧的方法，可以準(zhǔn)確模擬該間隙，計(jì)算方法簡便，概念清晰，計(jì)算精度較高。計(jì)算結(jié)果見表8和圖8。

表8 靠船樁與內(nèi)護(hù)舷間距變化比較

圖8 樁身彎矩、吸能量與護(hù)舷間距關(guān)系

可以看出，隨著護(hù)舷與鋼管樁間距的增加，樁身彎矩呈線性增加趨勢，間距達(dá)到0.40 m以上時(shí)，鋼管樁變形達(dá)到0.42 m時(shí)，這時(shí)內(nèi)護(hù)舷幾乎不受力，總吸能量有所增加。間距為0.20 m時(shí)樁身內(nèi)力增加8.37%，吸能量基本不增加；間距為0.40 m時(shí)樁身內(nèi)力增加16.7%，吸能量僅增加7.38%。內(nèi)護(hù)舷反力較大時(shí)產(chǎn)生的反向彎矩，可使鋼管樁內(nèi)力大幅減少，有利于減少鋼管樁壁厚或降低鋼材強(qiáng)度等級。

根據(jù)上述比較可知，采用鋼管樁為直徑1 500 mm、壁厚25 mm、外護(hù)舷為L=3.5 m的H500標(biāo)準(zhǔn)反力拱型護(hù)舷、內(nèi)護(hù)舷為L=1 m的外徑1 000 mm/內(nèi)徑500 mm標(biāo)準(zhǔn)反力筒形護(hù)舷、內(nèi)護(hù)舷和靠船樁之間間距為0時(shí)為較優(yōu)設(shè)計(jì)方案。由圖6可知，泥面上下鋼管樁應(yīng)力較大。對受力較大的部位，鋼管樁壁厚增加至40 mm，以優(yōu)化鋼管樁設(shè)計(jì)，由于靠船樁局部壁厚增加，導(dǎo)致靠船樁剛度增加，總吸能量有所降低，因此外護(hù)舷調(diào)整長度至L=4 m。

經(jīng)計(jì)算，此時(shí)的樁頂位移為0.309 m，撞擊點(diǎn)位移為0.296 m，樁身應(yīng)力標(biāo)準(zhǔn)值為278 MPa，靠船樁總吸能量為456 kJ，大于船舶撞擊能392 kJ。樁身Mises應(yīng)力值為334 MPa(經(jīng)驗(yàn)系數(shù)取1.2)，計(jì)算結(jié)果見圖9。

圖9 優(yōu)化后的樁身應(yīng)力及形態(tài)

根據(jù)《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)》[10]，靠船樁選用Q420鋼，可滿足要求。

5 鋼管靠船樁結(jié)構(gòu)加強(qiáng)措施

5.1 鋼管樁加強(qiáng)措施

5.1.1灌樁芯混凝土

為避免由于局部屈曲而大幅降低吸能量，可在樁內(nèi)灌注低強(qiáng)度現(xiàn)澆混凝土，與其他方法相比，相對價(jià)廉。由于內(nèi)部混凝土的支撐作用，可以避免鋼管樁局部屈曲，在較大荷載作用下可以延遲塑性鉸出現(xiàn)。由于混凝土與鋼管樁無法完全結(jié)合，在計(jì)算時(shí)可以忽略混凝土斷面的抗彎能力。采用混凝土加強(qiáng)的措施須清理樁內(nèi)泥面，再澆筑混凝土，施工難度較大，工期較長。

5.1.2局部增加鋼管樁壁厚

增加鋼管樁局部壁厚施工簡單，鋼管樁剛度可增加約50%，工廠制作能夠保證施工質(zhì)量。

5.1.3焊接加強(qiáng)環(huán)

采用焊接加強(qiáng)環(huán)也是一種可行的加強(qiáng)方式，在鋼管樁本身的鋼板較厚時(shí)，不宜再采用鋼板加厚措施，可采用焊接加強(qiáng)環(huán)的方式。該方法可使鋼管樁剛度增加約50%，且能保證鋼管樁質(zhì)量，施工難度不大。

5.2 鋼管樁側(cè)向加強(qiáng)措施

5.2.1采用鋼管加強(qiáng)

在鋼管靠船樁之間用鋼管連成整體，使鋼管靠船樁之間形成一個(gè)排架，達(dá)到靠船樁之間發(fā)揮作用，較適用于小型碼頭。當(dāng)鋼管樁間距較大時(shí)，需要加大連接鋼管，而且容易被船碰撞，反而成為不安全的因素。鋼管樁一般段與加強(qiáng)段截面見圖10。

圖10 鋼管樁一般段與加強(qiáng)段截面

5.2.2采用錨鏈加強(qiáng)

錨鏈加強(qiáng)的措施構(gòu)造簡單、受力明確，且能節(jié)省材料。在碼頭和靠船樁上設(shè)置錨環(huán)，通過錨鏈固定，見圖11。該措施可有效控制靠船樁的側(cè)向變形，靠船樁與碼頭之間有效空間大，可保證船舶靠泊安全。

圖11 鋼管樁側(cè)向連接

6 結(jié)論

1)采用非線性彈簧模擬內(nèi)護(hù)舷，樁土作用采用p-y值法計(jì)算，可以對兩側(cè)均有橡膠護(hù)舷的靠船樁進(jìn)行較精確的分析。

2)靠船樁外側(cè)護(hù)舷能吸收部分能量，減少靠船樁外力。

3)靠船樁內(nèi)側(cè)設(shè)有護(hù)舷，可減小靠船樁內(nèi)力，且對靠船樁總吸能量影響不大。

4)靠船樁與內(nèi)側(cè)護(hù)舷的間隙增加，使靠船樁內(nèi)力顯著增加，對靠船樁吸能量變化不顯著。

5)本文提出的靠船樁加強(qiáng)措施，可使靠船樁受力更合理且節(jié)省造價(jià)。

6)采用鋼管靠船樁升級改造碼頭時(shí)應(yīng)對地基適應(yīng)性進(jìn)行論證。