深水雙壁鋼圍堰配重及穩定性分析

余 葵，劉 濤，劉憲慶，劉 陽，吳威力，孟繁超

(1.重慶交通大學 國家內河航道整治工程技術研究中心，重慶 400074；2.重慶交通大學 重慶市橋梁通航安全與防撞工程技術研究中心，重慶 400074)

我國在20世紀70年代九江長江大橋施工時，首次使用雙壁鋼圍堰，因其適應性強、結構剛度大，近年來應用愈來愈廣泛[1-2]。重慶萬州長江公路大橋防撞裝置[3-4]1#導向井采用雙壁鋼圍堰進行施工，受工程所處位置地質條件和大水位變幅影響，該圍堰存在穩定性不足等問題，圍堰雖是臨時支護結構，但其決定著整個工程能否進行，安全性同樣重要，應重視其結構穩定性分析[5]。

通過對1#導向井雙壁鋼圍堰進行注水注砂配重，采用有限元軟件ANSYS分析不同注砂方案對雙壁鋼圍堰整體結構應力及變形響應規律的影響，探尋合適的配重方案，增強其穩定性、安全性。

1 工程概況

重慶萬州長江公路大橋位于長江三峽常年回水區，受三峽145～175 m(30 m)調節影響，橋梁兩端拱圈及部分立柱涉水，船舶失控或偏離航道撞擊會導致橋梁垮塌[6-7]，對此，重慶交通大學發明了拱形自浮升降式橋梁防撞裝置，旨在防止船橋碰撞事故的發生，受工程所處位置地質條件和大水位變幅影響，萬州長江公路大橋防撞裝置存在施工難度大、安全風險高等技術難題，特別是1#導向井的深水施工最為典型。

1#導向井施工使用大型深水圓形雙壁鋼圍堰，圍堰施工工藝及順序如圖1所示，圍堰共分為5個節段(如圖2所示)，圍堰底高程為136 m，施工標高為162 m，頂部標高為164 m，圍堰內外直徑分別為17.5 m、20.5 m，雙壁鋼圍堰壁厚為1.5 m。

圖1 雙壁鋼圍堰施工工藝框示意

圖2 圍堰立面示意(單位：mm)

鋼圍堰內抽水后，其承臺基坑圍堰內外最大水頭差達26 m，圍堰著床在非裸露完整基巖上[8]，導致其穩定性不足，且圍堰面臨大水頭差條件下因水下基礎巖體自身地質缺陷(節理裂隙)及人為施工擾動而發生涌水風險[9]，圍堰承臺區域地質成果及相關參數見表1。通過在鋼圍堰間采取注水注砂的方式進行配重處理，能增強圍堰穩定性，在圍堰間采取注砂配重還可以將外壁應力傳遞至內壁，避免外壁應力集中。

表1 巖(土)體參數

2 有限元模型

2.1 模型建立

結合有限元軟件ANSYS建立1#導向井雙壁鋼圍堰計算模型(如圖3所示)，在荷載組合作用下對圍堰結構強度及變形進行有限元計算。為確保單元劃分質量，保證計算結果的準確性，圍堰外壁豎肋數量取值與內壁一樣，均取168根，呈輻射狀劃分，采用梁單元建模，與壁板單元共用節點。豎向斜撐連接內外豎肋節點，同樣使用梁單元，且豎向斜撐對數與豎肋根數一致。隔倉板與環板均使用板單元并同樣與壁板共用同一節點。取84根和168根水平斜撐模型分別進行圍堰整體結構強度及變形計算，鋼圍堰模型水平斜撐與環板進行連接，采用梁單元建模，84根水平斜撐模型簡稱模型1，168根水平斜撐模型簡稱模型2。

圖3 鋼圍堰整體模型仿真示意

為更好劃分刃腳混凝土部分單元，本模型刃腳混凝土建立實體單元，與壁板單元節點耦合，通過細化該部分實體網格，達到更好的耦合效果，有限元模型地基部分直徑為36 m、鋼圍堰底往下11 m深圍巖為地基范圍，該部分基巖均質完整，采用實體單元建模，與刃腳混凝土單元耦合，并對其底部、周邊進行固結。

2.2 材料參數

圍堰各構件均采用鋼材QB235B，刃腳處采用C30混凝土，各參數選擇見表2所示。

表2 材料參數

2.3 荷載組合

鋼圍堰內抽水后，承臺基坑圍堰內外最大水頭差達26 m時，此時圍堰受力情況最不利，對該工況下1#導向井雙壁鋼圍堰進行結構強度及變形計算分析，荷載組合方式為[11]：1.2×自重荷載+1.2×靜水壓力+1.4×動水壓力+1.0×注水壓力+1.4×波浪+1.3×施工荷載+1.1×風荷載+1.0×注砂重力荷載+1.0×注砂側壓力荷載。各荷載作用范圍見表3，受力工況計算示意見圖4。

圖4 受力工況計算示意

表3 荷載作用范圍 m

2.4 注水注砂配重

為增強圍堰穩定性，在圍堰夾壁內采用注水注砂的方式進行配重處理，如圖2及表3所示。在高程層138.8～151.5 m進行注水，在高程層160～163.8 m的圍堰夾壁內進行注砂。注砂考慮砂處于松散狀態，注砂高度3.8 m，計算中將注砂重力等效于為集中力，通過水平斜撐作用于豎肋上，注砂側向力按靜止土壓力進行計算。

注砂方式采用頂部貫通注砂及按環板間距分層注砂兩種方案進行對比分析。按頂部貫通注砂時，注砂荷載通過160 m高程層進行加載，按環板間距分層注砂時，注砂節段內外壁環板間距1 m，注砂荷載通過環板間距進行分層加載。

3 結果分析

通過有限元軟件ANSYS采取不同注砂方式對1#導向井雙壁鋼圍堰進行穩定性配重處理，對整體結構進行應力及變形數值模擬，梁單元及實體單元在荷載組合加載下取節點解，板單元取單元解，研究圍堰結構穩定性。

3.1 頂部貫通注砂方案受力分析

按貫通注砂方式配重，通過有限元分別按模型1和模型2分兩次計算各部件結構應力，兩種情況計算結果對比見表4，內環板和水平斜撐在模型1工況下的第一主應力如圖5所示。

進行1#導向井雙壁鋼圍堰整體結構強度核算時，作為一種臨時結構，雙壁鋼圍堰鋼材容許應力為190 MPa，由表4、圖5可知，采用貫通注砂方式注砂時內外環板和水平斜撐應力遠超過容許應力，即表明這種注砂方式不滿足要求。

a 內環板

另外，對比表4結果可知，當圍堰每層水平斜撐數量從84根增加為168根后，最有利構件為內外環板，最大主應力減小50%，其次是水平斜撐最大主應力減小35.6%，且當水平斜撐數量增加后內壁外壁的豎肋受力更為均衡。

表4 貫通注砂方式各構件應力計算 MPa

3.2 環板間距分層注砂方案受力分析

按環板間距分層注砂方式注砂，采用模型2，各部件結構應力見表5所示。

表5 分層注砂方式各構件應力計算 MPa

由表5可知，按環板間距分層注砂時，除隔倉板局部應力較大外，其余各構件應力均小于容許應力190 MPa。隔倉板作為構造部件且在計算模型中隔倉板單元與混凝土實體單元耦合，刃腳混凝土頂部處模型剛度變化較劇烈，對該處隔倉板影響較大，引起應力集中，使得隔倉板應力局部偏大(如圖6所示)，實際情況應比該值小。

圖6 隔倉板第一主應力分布示意

3.3 結構變形分析

由于頂部貫通方式注砂方案結構應力不滿足要求，故結構變形計算注砂方式僅采用按環板間距分層注砂方式進行分析，采用模型二進行有限元計算，荷載組合下雙壁鋼圍堰結構的最大位移發生在迎水面，最大變形量為6.59 mm，不影響施工過程中的使用(如圖7所示)。

圖7 位移等值線示意

圖8、圖9分別為基巖第一主應力分布和基巖變形等值線示意，從圖8可以看出最大壓應力在導向井基坑壁底部，為0.669 MPa，最大拉應力出現在1#導向井雙壁鋼圍堰底部外圍，約0.988 MPa；從圖9可以得出，最大變形同樣位于基坑壁頂部，為0.100 mm，地基強度及變形均滿足要求[12]。

圖8 基巖第一主應力分布示意

圖9 基巖變形等值線示意

3.4 施工監測

從模型分析結果可以看出增加圍堰水平斜撐數量，注砂方式采用環板間距分層注砂方案更有利于圍堰安全施工。實際圍堰施工在本文計算結果的基礎上對施工過程進行指導，根據數值模擬結果，在構件出現應力最大值的圍堰節段合理布置應力監測裝置，各構件應力實測值與理論值對比見表6。

由表6可見，鋼圍堰各構件應力數值模擬計算值與實測值基本吻合，表明數值分析結果合理。由于計算模型中構件單元與混凝土實體單元耦合，引起構件應力集中，且實際水文條件與計算模型存在一定差異，造成實測值均略小于理論值。實際施工中，圍堰均受力安全，表明雙壁鋼圍堰受力及變形均滿足要求。

表6 分層注砂方式各構件實測應力值與理論值對比

4 結語

針對萬州長江公路大橋防撞裝置1#導向井圍堰施工過程中的穩定性問題，通過建立深水雙壁鋼圍堰三維有限元模型，分析研究了不同配重方案下的圍堰應力應變響應情況，并進行現場監測，得到結論如下：

1) 采用頂部貫通注砂方案進行配重，內外環板、水平斜撐應力嚴重超限，表明此種配重方式不滿足要求。

2) 通過增加圍堰水平斜撐數量，能有效降低內外環板及水平斜撐最大主應力，并使內外壁豎肋的受力更為均衡。

3) 數值模擬和現場監測結果表明：采用環板間距分層注砂方案對雙壁鋼圍堰進行配重，各構件及地基部分應力及變形均滿足規范要求，整體結構安全。