錨碇沉井排水下沉期應力特性研究

李維生，楊彤薇

(1.中交第二公路工程局有限公司，陜西 西安 710065;2.東南大學 土木工程學院，江蘇 南京 211189)

0 引言

近年來，隨著我國基礎設施建設的蓬勃發展，橋梁建設逐漸朝著大跨度、深水域方向發展，大型沉井基礎憑借其整體性好、承載能力強、剛度大的獨特優勢被廣泛應用于橋梁索塔基礎和錨碇基礎[1]。大型沉井在接高下沉過程中普遍面臨下沉困難、結構開裂等問題，準確計算沉井在首次接高下沉期間各種開挖工況下的內力分布成為解決上述問題的關鍵。

1985年，葉建榮等[1]將市政沉井分解為不同支撐條件的幾塊矩形板，并用力法對3種不同約束條件：兩邊固定、一邊自由、一邊簡支的板進行了求解，用混合法結果對計算結果進行了效驗，同時還用差分法計算了大開孔的矩形板；1993年，茹建輝[2]針對沉井不均勻支撐情況，將不均勻支撐反力簡化為均布荷載，反對稱作用于沉井長邊上，進而對沉井內力進行了計算；2010年，肖德存等[3]對泰州長江大橋中塔沉井在浮運及刃腳下土體被掏空的最不利工況進行了分析，利用MIDAS Civil進行水平框架分析，分析范圍包括刃腳根部以上高度并等于該處壁厚的一段沉井壁，結果表明：最不利工況滿足設計的內力要求；2011年，穆保崗等[4]針對南京長江四橋北錨碇沉井，利用有限元分析了首次下沉過程中的應力較大點，并對沉井應力進行監控，結果表明：沉井受力情況與沉井底部支承情況關系密切；2012年，朱建民等[5]將馬鞍山長江大橋的南側錨碇沉井作為實例進行研究，將刃腳及內隔墻下方土體支承簡化為文克爾彈性地基，用電算程序對沉井在大鍋底開挖及分區開挖工況下的內力進行了計算，結果表明：分區開挖可明顯降低內隔墻彎矩，支撐剛度比會對沉井的彎矩產生較大影響，并首次將沉井設計從水平框架轉換到深度方向；2015年，鄧友生等[6]詳細研究了武漢鸚鵡洲長江大橋的北側錨碇圓形沉井的相關資料，得出首次下沉階段會出現最大拉應力、最大壓應力，沉井結構的應力分布在后面的下沉中均較為均衡；2016年，潘峰等[7]對某水電站調壓圓形沉井驗算沉井內力，對于下沉過程中遇孤石情況利用有限元軟件進行了分析，建議沉井施工中控制沉井的傾斜度，并采用先排孤石后下沉的方法，否則將加大沉井內力，產生不良后果；2019年，蔣炳楠等[8]以滬通大橋沉井為背景，設計完成了深水大截面沉井下沉模擬試驗，得出最大應力出現在沉井角點處，最小應力出現在長邊中點處，長邊平均應力小于短邊;國內其他學者[9-19]也對沉井進行了大量相關的研究工作。

目前大型沉井的隔墻多數應用了鋼殼混凝土的結構型式，在沉井實際接高下沉過程中，易出現鋼殼和混凝土脫開甚至鋼殼被拉裂的現象，并對沉井基礎施工過程中和運營期間的安全造成較大的影響?，F有針對沉井結構內力的研究中主要考慮沉井刃腳處的結構內力，研究對象也以鋼筋混凝土結構為主，而缺乏對沉井隔墻鋼殼和混凝土協同工作性能的研究。

本研究以南京仙新路過江通道工程跨江主橋北錨碇沉井基礎為研究對象，運用ABAQUS有限元數值分析方法并結合現場實測數據，對大型沉井首次接高下沉期隔墻鋼殼和混凝土的協同工作性能開展研究。

1 工程概況及地質條件

1.1 工程概況

仙新路過江通道工程位于南京長江二橋下游6.2 km，南京長江四橋上游4.3 km處，跨江主橋采用主跨為1 760 m的單跨門型塔整體鋼箱梁懸索橋，主橋跨度布置采用(580+1 760+580) m，矢跨比1/9，規模居國內第一，世界第二。其中，南錨碇基礎為地連墻結構，北錨碇基礎為沉井基礎。

北錨碇位于長江北岸的沖積平原區，西壩港的煤炭堆放區內，沉井基礎尺寸為70 m×50 m(第1節沉井的長度為70.4 m，寬度為50.4 m)，屬于大型陸地沉井。

沉井總高度為50 m，豎向共分9節，其中，第1節為鋼殼混凝土沉井，高度為8 m；第2～9節均為鋼筋混凝土沉井，其中第2節高度為6 m，第3～8節高度均為5 m，第9節高度為6 m。沉井封底混凝土厚10.5 m，基底置于密實的圓礫土層上。北錨碇沉井基礎的平面圖及立面圖如圖1所示。

圖1 仙新路北錨碇沉井基礎平面和立面圖(單位：cm)

仙新路過江通道跨江主橋北錨錠沉井基礎計劃分3次接高、下沉，接高、下沉方案見表1。

表1 沉井接高、下沉方案

沉井下沉初期以隔艙為單位，按照從中間向四周擴散的原則分區域對稱開挖，保持井壁及隔墻下部土體不動，待下沉到一定深度后，按照從中間向四周的順序除去隔墻下部土體，最終形成僅有刃腳參與支承的開挖形式。

南京仙新路過江通道工程跨江主橋北錨碇沉井基礎施工過程中采用了諸多新的施工技術和工藝，具體如下：

(1)采用了砂樁復合地基處理技術，確保首節鋼殼沉井地基加固質量；

(2)創新采用了泥漿泵吸泥的“半排水下沉”工藝，共下沉5.8 m，日均下沉0.97 m，提高了工效；

(3)研發了預加沉井自重、預設空氣幕和砂套的“組合式助沉”技術，在沉井最后約6 m的不排水下沉過程中，前期預留的空氣幕助沉措施發揮了非常大的作用，大大加快了下沉速度，同時有效避免了底部涌砂危險；

(4)采用沉井信息化施工監控技術，及時掌握沉井的實時信息，并運用溫度場和應力場仿真技術，保證理論大體積混凝土施工質量，同時，根據錨固鋼板側向剛度小的特點，研發了錨固鋼板空間疊層技術；

(5)沉井采用水下邊吸泥邊測量系統，采用云平臺實時傳遞吸泥狀況，指導現場施工。

1.2 工程地質條件

錨碇位處長江北岸，其下覆蓋土層厚度60 m左右，地表填土以下覆蓋7～8 m厚流塑狀淤泥質粉質黏土并夾有少量粉土、粉砂，其下為厚30～45 m的粉細砂夾少量粉質黏土，粉細砂以下為20～25 m厚中粗砂、含卵礫石中粗砂、圓礫等混合土層?；鶐r為泥質粉砂巖、粉砂巖，巖面標高-60 m 左右，強風化基巖發育，厚2～5 m，中風化巖面高程在-62 m左右，巖體較為完整，為極軟巖，各地層物理參數見表2。

表2 地層物理參數

2 ABAQUS有限元分析

2.1 模型參數

采用ABAQUS有限元分析軟件對沉井結構進行檢算，為使沉井模型更好地貼近工程實際，可按照1∶1的比例建立沉井接高4節的三維模型。建立模型時沉井本體材料采用的各項物理力學參數如表3所示。鋼殼與混凝土間設置接觸，利用“Penalty”函數接觸模擬兩者之間的切向接觸特性，摩擦系數取0.4；利用“硬接觸”模擬兩者之間的法向接觸，限制可能發生的穿透現象。

表3 模型參數

綜合考慮計算效率和沉井下沉過程中實際影響范圍的兩個因素，將土體的尺寸設置為200 m×150 m×150 m，土體的各項參數根據工程地質勘察報告中提供的土體參數進行選取，土體本構選用Mohr-Coulomb。根據實際施工條件，沉井在前4節接高過程中，刃腳底部埋置于地表以下3 m位置。沉井與土體模型及剖面圖如圖2所示。

圖2 前4節沉井與土體模型

2.2 計算工況

根據實際施工條件，沉井接高4節(共計8+6+5+5=24 m)后首次下沉，計算時按照實際施工工況分6種工況分別進行計算。其中，工況1～4為接高工況，工況5～6為挖土下沉工況，各工況條件如下：

(1)工況1：首節沉井制作完成。首節鋼殼制作完成后，放置加強鋼筋并澆注混凝土，刃腳底部標高位于地表以下3 m。

(2)工況2：接高第2節鋼筋混凝土沉井。

(3)工況3：接高第3節鋼筋混凝土沉井。

(4)工況4：接高第4節鋼筋混凝土沉井。沉井接高4節，刃腳埋入土體內3 m，保證20個井孔內部土體不被擾動(全斷面支承)。

(5)工況5：保持刃腳和分區隔墻下部的土體不被擾動，沉井結構由刃腳和分區隔墻共同支承。分區開挖工況如圖3所示，黑色方框為開挖范圍。

圖3 分區開挖(工況5)

(6)工況6：僅刃腳支承?？紤]實際挖土下沉施工過程中，會出現分區隔墻下部土體松動、支撐力不足的情況,或出現沉井下沉困難，為保證沉井順利下沉，采用挖掉分區隔墻下部土體來助沉的情況。此時應考慮最不利情況進行計算，即所有隔墻全部脫空，僅刃腳起支承作用的工況。全面開挖工況如圖4所示，黑色方框為開挖范圍。

圖4 全面開挖(工況6)

2.3 數值模擬結果

經過數值分析，在土體均勻的情況下，各工況應力最大值均出現在底節鋼殼的位置，各工況計算得到的最大主應力分布特征如表4所示。

表4 各工況最大主應力出現位置

對比除土下沉的兩種工況分區開挖(工況5)和全面開挖(工況6)可以看出，在下沉初期，刃腳埋入土體深度較淺時，隨著開挖范圍的不斷擴大,底部支承范圍減小，沉井首節鋼殼底部的應力整體呈現增大的趨勢。應力云圖中以拉應力為正，壓應力為負,如圖5、圖6所示。

圖5 工況6沉井主應力分布云圖(單位：Pa)

圖6 工況6底節鋼殼應力分布云圖(單位：Pa)

分析沉井本體混凝土的受力情況，可以得到各工況混凝土應力最大值均出現在底節混凝土處，應力值最大為1.92 MPa，出現在沉井底部中心位置，計算得到的應力云圖如圖7所示。

圖7 底節內澆注混凝土應力分布云圖(單位：Pa)

分別提取各工況條件下混凝土長邊中隔墻和短邊中隔墻底部的應力分布，得到各工況應力對比，如圖8所示，可以看出沉井中心位置的混凝土應力最大，且隨著接高高度不斷增加(工況1～4)，沉井中心位置混凝土底部應力逐漸減??；在下沉初期，刃腳周圍的土體未形成對沉井的有效約束時，隨著開挖范圍不斷擴大(工況5～6)，混凝土底部應力逐漸增大。

圖8 隔墻底部應力分布特征曲線

從沉井本體與鋼殼體上分別提取沉井底部隔墻對應點的位移，結果如圖9所示。計算結果表明沉井本體結構變形與鋼殼變形不一致，說明鋼殼和沉井結構發生了脫離趨勢。

圖9 沉井底部隔墻變形

3 現場應力實測分析

3.1 沉井結構應力分析

在沉井基礎定位、接高、取土下沉、排水及終沉階段，隔墻底部的應力是重要指標。在沉井底部鋼殼沿順橋向布置7個(GDY-1～GDY-7)監測測點，安裝位置如圖10所示。

圖10 應力監測點位置示意圖

2020年11月1日—12月1日，仙新路過江通道北錨碇沉井已安全、順利地完成首次接高和第1次降排水下沉。對沉井第1次排水下沉階段(即接高4節后首次下沉階段)的隔墻和刃腳底部的鋼殼應力監測數據進行分析，得到如圖11、圖12所示的隔墻及刃腳底部應力分布。監測結果表明：在下沉初期，沉井隔墻底部應力總體隨著下沉深度的不斷增加而緩慢增加，當沉井下沉到一定深度時，沉井外側土體對刃腳形成一定的約束作用，此時鋼殼應力呈現總體穩定且略微下降的趨勢；隔墻及刃腳底部鋼殼應力呈現出中部大、端部小的規律，與數值分析結果一致；隔墻及刃腳底部鋼殼應力在最中心處略有下降，分析原因為沉井下沉過程中的糾偏對其應力分布產生的影響。

圖11 隔墻及刃腳底部應力隨時間變化關系

圖12 隔墻及刃腳底部鋼殼應力空間分布曲線

3.2 沉井側壁土壓力分析

土壓力計設置在沉井基礎的四周側壁，用以監測沉井下沉過程中側壁摩阻力沿深度的變化，同時監測側壁土壓力與沉井下沉深度的關系。側壁土壓力測點共62個，沿高度方向布設6個監測斷面，土壓力計布置圖見圖13。

圖13 側壁土壓力監測點示意圖

圖14為沉井側壁土壓力隨時間變化關系曲線，由圖14可知：不同位置測點的沉井側壁土壓力值均隨沉井下沉深度的增加不斷增大，第2節沉井側壁土壓力升高速度整體大于第1節沉井側壁土壓力升高速度。沉井寬度方向上的土壓力隨深度升高值大于其長度方向上的土壓力隨深度升高值，分析可能原因如下：沉井下沉過程由于取土，隔墻底部土體支承不可能做到時時刻刻完全對稱，有可能會出現前后、左右傾斜狀態。顯然，短邊方向側壁土體更少，能夠提供的抗力較長邊方向偏小，故沉井更有可能發生向短邊的傾斜，使得短邊方向土壓力升高大于長邊方向。

圖14 沉井側壁土壓力隨時間變化關系

4 結論

本研究以南京仙新路過江通道工程跨江主橋北錨碇沉井基礎為研究對象，結合ABAQUS有限元數值分析和現場實測數據，對大型沉井首次接高下沉期的隔墻內力進行了研究，得出結論如下。

(1)通過ABAQUS有限元分析可以看出，首次下沉初期，沉井隔墻和刃腳應力最大值出現在底節鋼殼隔墻和刃腳底部位置。

(2)數值分析結果表明，首次接高下沉期間混凝土結構與鋼殼應力相差較大且變形不一致，鋼殼和沉井結構之間有相互脫離的趨勢。

(3)在下沉初期，刃腳埋入土體深度較淺時，隨著開挖范圍不斷擴大，底部支承范圍減小，沉井首節鋼殼隔墻底部的應力整體呈現增大的趨勢;隨著下沉深度不斷增加，當沉井下沉到一定深度時，沉井外側土體對刃腳形成一定的約束作用，此時鋼殼應力呈現下降的趨勢。

(4)下沉初期，沉井側壁土壓力值均隨沉井下沉深度的增加不斷增大，沉井寬度方向上的土壓力隨深度升高值大于其長度方向上的土壓力隨深度升高值。