鄧友生，萬昌中，閆衛(wèi)玲，時一波，肖本林，趙明華

（1.湖北工業(yè)大學(xué) 土木工程與建筑學(xué)院，湖北 武漢 430068；2.中鐵大橋局集團第六工程有限公司，湖北 武漢 430100；3.湖南大學(xué)巖土工程研究所，湖南 長沙 410082）

1 引言

沉井是重力式錨碇的一種重要基礎(chǔ)形式，在我國橋梁工程中得到大量應(yīng)用，如泰州公路大橋北錨碇采用68 m×52 m×41 m 特大矩形沉井，武漢鸚鵡洲長江大橋北錨碇采用66 m（外徑）×45 m（高）的特大圓形沉井等。沉井下沉過程中，受下沉深度、取土、地質(zhì)條件等因素影響，其結(jié)構(gòu)內(nèi)部受力復(fù)雜。目前的一些計算模型對沉井結(jié)構(gòu)應(yīng)力的計算精度不高，特別是在沉井下沉初期，沉井外側(cè)土體對側(cè)壁的壓力很小，沉井受力處于不利狀態(tài)，沉井刃腳、十字隔墻、十字隔墻與環(huán)形井壁結(jié)合處，都會出現(xiàn)較大拉應(yīng)力[1－2]。國內(nèi)外對沉井的研究大都集中于變位控制、穩(wěn)定性及結(jié)構(gòu)應(yīng)力控制等問題[3－7]。例如朱建民等[4]對馬鞍山長江大橋沉井首次接高過程中底部土體應(yīng)力分布和沉降進行了分析；賴允瑾等[7]對錨碇底部齒坎對錨碇的抗滑移以穩(wěn)定性的影響進行了研究；朱曉文等[5]利用有限單元法對北錨地基基礎(chǔ)的受力進行三維仿真分析，等等。但針對大型沉井施工對周邊環(huán)境影響的研究較少，當(dāng)錨碇建址臨近江堤或高層建筑物時，此類研究顯得尤為重要。采用模型試驗，一者試驗費用昂貴，二者地層模型不能再現(xiàn)真實土層的地質(zhì)條件，使試驗產(chǎn)生較大偏差，難以取得較好的試驗效果。數(shù)值試驗方法與具有考慮動態(tài)工況特征、描述材料非線性和幾何非線性的特點,其成果更加接近工程實際[8－9]。

本文依托武漢鸚鵡洲長江大橋北錨碇工程實踐，針對特大圓形沉井結(jié)構(gòu)的特點與地質(zhì)條件，結(jié)合現(xiàn)場控監(jiān)測數(shù)據(jù)，對沉井下沉和封底進行了三維有限元模擬，建立了合適的計算模型，分析了沉井下沉過程中錨碇的應(yīng)力分布狀態(tài)、變形情況和下沉對臨近周邊環(huán)境的影響。

2 工程概況及地質(zhì)條件

2.1 工程概況

武漢鸚鵡洲長江大橋全長3.42 km，是世界上跨度最大的三塔四跨懸索橋。大橋北錨碇采用沉井基礎(chǔ)，沉井截面為圓環(huán)形，中間圓孔內(nèi)設(shè)置十字型隔墻，圓環(huán)內(nèi)沿圓周均布有16個小直徑井孔；沉井外徑為66 m，內(nèi)徑為41.4 m，圓孔直徑為8.7 m，十字型隔墻厚度為1.4 m；沉井總高為43 m，共分8 節(jié)，第一節(jié)為鋼殼混凝土沉井，高為6 m；第2節(jié)至第8 節(jié)均為鋼筋混凝土沉井，其中2 到6 節(jié)高為5 m，7、8 節(jié)高6 m；為輔助下沉，沉井底部設(shè)置刃腳，刃腳高1.8 m，踏面寬0.2 m。為了減小沉井下沉施工對周邊環(huán)境的影響，在沉井邊緣外側(cè)10 m 設(shè)置地下連續(xù)防護墻，墻深55 m，厚0.8 m，沉井內(nèi)部結(jié)構(gòu)及地下連續(xù)防護墻構(gòu)造圖如圖1 所示。

工程位于武漢市中心區(qū)域，沉井西北側(cè)距防護墻約90 m為錦繡長江54 層樓房，沿橋軸線距防護墻約60 m為長江漢陽鸚鵡堤。沉井采用依靠自重吸泥方式下沉，前兩節(jié)采用排水明挖取土下沉，后6 節(jié)下沉采用不排水空氣吸泥機取土下沉。

圖1 沉井內(nèi)部結(jié)構(gòu)及地下連續(xù)墻構(gòu)造圖Fig.1 Structural diagrams of caisson inner structure and diaphragm wall

沉井下沉使得土體應(yīng)力重新分布，致使井體周邊土體發(fā)生變形、位移，引起地表沉陷與土層位移，從而對鄰近建（構(gòu)）筑物、地下設(shè)施、長江大堤帶來不利影響[10]。為了減小這種影響，沉井節(jié)段制作下沉前，完成地下連續(xù)防護墻施工，并在江堤及世茂高樓處設(shè)置了一系列沉降監(jiān)測點，對沉井周邊土體進行監(jiān)測，直接觀測土體位移情況，指導(dǎo)沉井施工。同時由于沉井尺寸巨大，下沉初期沉井不受側(cè)壁土壓力，其受力類似于大跨度長梁，為保證沉井下沉過程中結(jié)構(gòu)安全，在沉井底部安裝了鋼板計，用于監(jiān)測沉井結(jié)構(gòu)應(yīng)力。

2.2 工程地質(zhì)條件

錨碇所處位置毗鄰長江，根據(jù)地質(zhì)勘查揭露地層及其物理力學(xué)性質(zhì)描述如下：

①雜填土：雜色，稍密，含大量建筑垃圾及生活垃圾，揭露厚度為1.80～2.20 m，平均極限側(cè)壁摩阻力值為18.7～36.2 kPa；

②粉質(zhì)黏土：褐黃色，軟塑，局部夾薄層狀粉土及粉砂，切面較光滑，揭露厚度為2.90～4.60 m，平均極限側(cè)壁摩阻力值為13.1～19.9 kPa；

③1細(xì)砂：淺黃色，稍密，飽和，其礦物成分為石英、長石、含云母碎片，揭露厚度為4.60～5.10 m，平均極限側(cè)壁摩阻力值為45.2～54.8 kPa；

③2細(xì)砂：青灰色，中密，飽和，其礦物成分為石英、長石、含云母碎片，揭露厚度為10.0～12.60 m，平均極限側(cè)壁摩阻力值為59.8～62.2 kPa；

④1粗砂：灰色，密實，飽和，其礦物成分為石英、長石、含云母碎片，揭露厚度為12.20～12.70 m，平均極限側(cè)壁摩阻力值為57.2～80.1 kPa；

④2粗砂：淺黃色，密實，飽和，其礦物成分為石英、長石、含云母碎片；含少量礫石粒徑以5～15 mm為主，個別大于35 mm，揭露厚度為2.50～4.80 m，平均極限側(cè)壁摩阻力值為14.97 kPa；

⑤礫砂：黃色，密實，飽和，其礦物成分為石英、長石、含少量細(xì)圓礫，粒徑以15～20 mm為主，個別大于45 mm，揭露厚度為11.50～12.50 m，允許承載力值為450 kPa。

3 計算方法

3.1 計算模型

本文利用大型有限元軟件ADINA，建立了沉井和周邊土體三維模型，根據(jù)有限元計算理論和沉降監(jiān)測埋設(shè)點的位置，確定模型土體邊界為264 m（4d，d為沉井外徑）×264 m×90 m，將土體分為5 層，選用8 節(jié)點六面體實體單元，地質(zhì)材料采用理想彈塑性假定，采用Mohr-Coulomb 強度理論模擬屈服破壞[11]；地下連續(xù)防護墻及沉井采用理想彈塑性模型模擬，選用四節(jié)點實體單元；模型底面采用固定約束，4個垂直面采用滾支約束；沉井與土體接觸面采用接觸單元模擬，采用Mohr-Coulomb摩擦類型，假定土體與下沉井壁一直接觸，且兩者存在滑動；防護墻的施工與沉井的連續(xù)下沉采用ADINA 中單元生死定義功能進行的模擬，不排水下沉過程中，水對土體和沉井的作用等價為均布荷載施加于相應(yīng)模型上。建立土體模型后，對土體施加初始地應(yīng)力，然后建立地下連續(xù)防護墻及沉井模型。在數(shù)值模擬中無法也沒有必要將下沉次數(shù)無限細(xì)化，本模型在計算中將8 節(jié)沉井分為4 次下沉。沉井下沉完成后，完成沉井的封底模擬。有限元計算模型如圖2 所示。

3.2 計算參數(shù)

圖2 有限元計算模型Fig.2 Finite element models

沉井施工前，對施工現(xiàn)場進行了詳細(xì)的地質(zhì)勘察，在場地平整至要求標(biāo)高后，現(xiàn)場表層仍分布著厚度為1 m 左右雜填土和厚度約為5 m 左右的粉質(zhì)黏土層，場地淺表層存在承載力不夠的情況，為保證前兩節(jié)沉井預(yù)制時的地基穩(wěn)定，需對場地進行加固處理。對黏土層采取水泥攪拌樁深層加固的方法，對雜填土層則進行臨時硬化及換砂處理；鋼殼拼裝前在現(xiàn)場做了淺層平板靜載試驗，試驗表明，其承載力大于350 kPa，滿足首次前兩節(jié)沉井（共31 235 t）拼裝承載要求。在確定土層的材料參數(shù)時，考慮上述加固影響，其他層土體參數(shù)根據(jù)實際勘察確定，土層分類及具體參數(shù)如表1 所示。因靠近長江，地下水位很淺，除了首次下沉采用排水取土外，后面節(jié)段均采用不排水下沉施工，中下部土層完全飽和，故表中沒有必要標(biāo)注含水率了。

在本次模型計算研究中，不考慮混凝土澆筑的溫度應(yīng)力對沉井結(jié)構(gòu)及其鄰近土體的影響。

表1 錨碇區(qū)巖土體力學(xué)參數(shù)Table 1 Mechanical parameters of rock mass in anchorage area

4 計算分析

4.1 沉井結(jié)構(gòu)應(yīng)力及其分析

沉井結(jié)構(gòu)中拉應(yīng)力為控制要素，主要出現(xiàn)在沉井底部，沉井下沉前在沉井底部安裝了鋼板計，對下沉過程中應(yīng)力進行監(jiān)控，其布置如圖3 所示。測點GBJ02和GBJ03 在下沉前破壞，其他測點監(jiān)測數(shù)據(jù)見圖4。

圖3 鋼板計布置圖Fig.3 Locations of steel plate gauge

圖4 沉井結(jié)構(gòu)底部監(jiān)測應(yīng)力曲線Fig.4 Stress curves of caisson bottom from monitored results

從圖4 整體看，GBJ09 的應(yīng)力監(jiān)測曲線偏離其他曲線，這主要是由于在取土?xí)r，工人利用高壓水泵沖土，取土順序是從中間圓孔向外，十字隔墻部位懸空，沉井從全截面受力到僅外側(cè)井壁支撐沉井重量，其受力類似大跨度長梁，在沉井巨大的自重下，導(dǎo)致十字隔墻承受應(yīng)力遠(yuǎn)大于其他測點。其他測點開始下沉?xí)r拉、壓應(yīng)力均較小，隨著下沉深度增加，結(jié)構(gòu)底部以受拉為主，且拉應(yīng)力緩慢變大或保持平衡，在首次下沉完成后，測點應(yīng)力監(jiān)測值大部分分布在3～7 MPa。

圖5為沉井首次下沉完成后，沉井在X-X 方向上的應(yīng)力分布云圖，最大拉應(yīng)力出現(xiàn)在底部十字隔墻中間和十字隔墻與環(huán)形井壁結(jié)合處，最大拉應(yīng)力為6.65 MPa，同時在刃腳部位也存在較大拉應(yīng)力，大小在4 MPa 左右，在Y-Y 方向上有相似的分布規(guī)律。除十字隔墻中拉應(yīng)力大小外，理論計算結(jié)果與現(xiàn)場監(jiān)測值比較一致，計算得到十字隔墻底部拉應(yīng)力分布在4.0～6.5 MPa，與實測值相差較大（測點GBJ05、GBJ06、GBJ07、GBJ08），這主要是由于沉井下沉是通過沉井與沉井底部的土體的生死定義來模擬的，在沉井生成后，底部土體在荷載作用下，沉井中間圓孔部分土體會產(chǎn)生一些隆起，使十字隔墻部分支撐在土體上，減小了隔墻底部拉應(yīng)力。

圖5 沉井結(jié)構(gòu)在X-X 方向上的應(yīng)力分布云圖Fig.5 Stress distribution of caisson structure along X-X direction

通過對比整個沉井下沉過程的計算與監(jiān)測值，得到最大拉應(yīng)力主要出現(xiàn)在沉井刃腳、十字隔墻、十字隔墻與環(huán)形井壁結(jié)合處，隨著沉井進一步下沉，拉應(yīng)力進一步加大，但變化量不大，在下沉完成后，刃腳、隔墻與沉井壁交叉處拉應(yīng)力分別分布在5 MPa和9 MPa 左右，隔墻底部拉應(yīng)力最大計算值為12 MPa，監(jiān)測值為61 MPa（10月29 日GBJ09的監(jiān)測數(shù)據(jù)）；整體結(jié)構(gòu)應(yīng)力分布為下沉初期較為復(fù)雜，在下沉3、4 節(jié)沉井后，沉井應(yīng)力分布趨向穩(wěn)定。這主要是由于下沉初期荷載由沉井與土體共同承擔(dān)，造成沉井局部應(yīng)力較大，沉井繼續(xù)接高，其新增荷載由已下沉剛性沉井整體傳遞給底部土體，其受力整體性更好，且在下沉超過20 m 后沉井側(cè)壁土壓力達(dá)到100～180 kPa，能平衡部分沉井底部拉應(yīng)力。

4.2 地下連續(xù)防護墻應(yīng)力與變形分析

地下連續(xù)防護墻會改變沉井自重荷載在土體中的應(yīng)力傳遞路徑，通過約束作用限制應(yīng)力的橫向傳遞，使荷載傳遞至沉井底部和防護墻，能有效降低沉井下沉施工對周邊環(huán)境的影響。隨著沉井下沉深度的變化，地下連續(xù)防護墻所受的力會發(fā)生改變并會產(chǎn)生一定的變形。如圖6 所示，從左至右依次為沉井施工前、沉井下沉1、2 節(jié)、沉井封底完成的防護墻主應(yīng)力分布云圖和防護墻在沉井封底后Y-Y方向上的位移分布云圖。

圖6 地下連續(xù)墻主應(yīng)力和位移分布云圖Fig.6 Contours of principal stresses and displacement distributions for diaphragm wall

從圖中可以看出，防護墻在施工完成后，受側(cè)壁土壓力，防護墻深度在15 m 以下分布1.5～2.5 MPa左右的應(yīng)力，上部及底部應(yīng)力小于1 MPa，節(jié)點最大應(yīng)力為3.88 MPa；下沉第1、2 節(jié)，防護墻所受應(yīng)力值整體增大，節(jié)點最大應(yīng)力為4.63 MPa；后續(xù)3 次下沉和封底過程中，防護墻中下部應(yīng)力值隨著下沉深度的增加進一步增加，但變化量不大，在1 MPa左右，中下部整體應(yīng)力分布在1.5～3.5 MPa，局部出現(xiàn)應(yīng)力較大區(qū)域，各工步完成后最大節(jié)點應(yīng)力分別為4.38、4.43、5.11和5.50 MPa。

計算結(jié)果表明，防護墻中下部主應(yīng)力隨著下沉深度增加而增加，變化量在1.0～1.5 MPa，中部和上部應(yīng)力值與變化均較小，整體分布在0.5 MPa 左右，且隨著下沉深度增加應(yīng)力分布越均勻。產(chǎn)生上述現(xiàn)象的原因是，一方面，隨著沉井下沉深度增加，沉井自重荷載施加于防護墻中間土體，對沉井底部土體產(chǎn)生擠壓，荷載向下傳遞的過程中，由于防護墻的約束作用，部分荷載會通過土體傳遞至防護墻，形成對防護墻墻壁的壓力，但大部分荷載會由土體向下傳遞，并分散在土體中；另一方面，沉井底部取土使防護墻與沉井間土體向沉井內(nèi)側(cè)位移，外側(cè)土體對防護墻產(chǎn)生向內(nèi)的壓力，平衡部分沉井自重荷載，使中部和上部荷載減小，而中下部荷載由于沉井自重荷載增加而累加。

沉井封底后防護墻在Y-Y 方向上的位移分布云圖如圖6(d)所示。由圖可知，變形主要出現(xiàn)在防護墻中上部，位移值分布在5～15 mm，靠防護墻內(nèi)側(cè)方向，這是因為沉井下沉過程中，破壞了沉井與防護墻之間的土體，且土層越淺越易破壞，沉井壁與土體的摩擦將接觸面附近土體下拉，見圖7，在防護墻外部土體的壓力下，墻體向內(nèi)產(chǎn)生位移；另外在底部局部區(qū)域也出現(xiàn)較大位移，但范圍很小，其他部位位移值小于5 mm。在X 軸方向上也有相似的位移規(guī)律。

圖7 接觸面附近土體下拉Fig.7 Soil downdrag near the contact surface between caisson wall and soil

4.3 周邊鄰近土體沉降及分析

4.3.1 分析工步與計算沉降分布

在計算沉井下沉過程時，將沉井簡化為4 次下沉，它們分別對應(yīng)沉井下沉和封底計算中的5個工步，數(shù)值計算中錨碇施工工步的劃分如表2 所示，

表2 施工工步Table 2 Construction steps

4.3.2 計算值與監(jiān)測值的比較

錨碇施工對周邊環(huán)境的影響是現(xiàn)場監(jiān)控的重要內(nèi)容之一，沉井施工前在周邊土體埋設(shè)了眾多沉降監(jiān)測點，本文主要選取長江大堤和世茂高樓兩處各3個監(jiān)測點，考察施工對結(jié)構(gòu)物的影響。在選取監(jiān)測數(shù)據(jù)時，根據(jù)下沉至每個工步施工的完成時間，選取5個工步對應(yīng)時刻的累計沉降量作為與計算數(shù)據(jù)的對比數(shù)據(jù)，圖8、9 分別為世茂高樓監(jiān)測點和長江大堤監(jiān)測點沉降監(jiān)測值和沉降計算值的對比圖。

圖8 高樓監(jiān)測點沉降計算值與監(jiān)測值對比Fig.8 Comparison of settlement data of monitoring points around buildings with results from FEM calculation

圖9 大堤監(jiān)測點沉降計算值與監(jiān)測值對比Fig.9 Comparison of settlement data of monitoring points along levee with results from FEM calculation

從圖8 可以看出，J15、J16、J17 沉降量計算值隨著下沉深度增加而增大，下沉完成后最大沉降分別為2.27、2.22、2.07 mm；3 測點沉降計算值和曲線走勢相差不大，這主要是受模型大小限制，所取測點為高樓近沉井處3個相鄰測點，測點相距大約10 m，故計算值相近。對3個測點在各工步完成后的沉降監(jiān)測值進行處理后，得到測點沉降監(jiān)測值曲線，下沉完成后的監(jiān)測沉降值分別為3.15、3.44、3.11 mm。沉降計算值與監(jiān)測值曲線走勢基本吻合；計算值較監(jiān)測值稍小，誤差在1 mm 左右。

長江大堤處選取T4、T7、T11 3個測點，由圖9 可看出，封底完成后沉降計算值分別為1.66、1.43、1.65 mm，相應(yīng)監(jiān)測值為1.86、2.70、1.01 mm；計算沉降量隨下沉深度增加變大，T7 測點在位置上與沉井最近，其沉降曲線與另兩條存在一定的差別，變化速度最慢，沉降值偏小。江堤測點部分沉降監(jiān)測值變化無規(guī)律，T11 測點沉降監(jiān)測值在施工過程中先增后減，T4 測點在最后一個工步沉降值減小，這些可能是由于測點距江堤較近，而整個沉井施工工期較長（達(dá)8個月），沉降值會受到長江水位的影響，少數(shù)異常值也可能由監(jiān)測誤差引起。結(jié)合圖8、9 中的6 條沉降計算曲線可以看出，在完成工步5（即沉井封底）后，除T7 測點外，其他5個考察測點的沉降量都減小，這說明沉井封底會改變了土體中應(yīng)力的分布。

根據(jù)《堤防工程設(shè)計規(guī)范》[12]提出的堤身和堤基的沉降量計算方法，采用分層總和法計算,土堤應(yīng)預(yù)留的沉降量宜取堤高的3%～8%。錨碇區(qū)江堤高在4.35 m 左右，參照上述規(guī)定范圍，本研究區(qū)域的計算與監(jiān)測沉降量均符合規(guī)范要求。

5 結(jié)論

（1）防護墻主應(yīng)力會隨沉井下沉深度增加而增加，中下部主應(yīng)力增加值大于中上部，且隨著下沉深度的增加應(yīng)力分布趨向均勻，沉井封底后防護墻變形主要出現(xiàn)在防護墻中上部和底部；沉井在下沉過程中底部刃腳、十字隔墻、十字隔墻與環(huán)形井壁結(jié)合處，均會出現(xiàn)較大拉應(yīng)力；考慮了測量誤差，錨碇周邊土體沉降量隨著沉井下沉深度增加而增大，沉井封底會改變土體中應(yīng)力的分布狀態(tài)。

（2）通過選取江堤、世茂高樓處測點及沉井底部測點，對比計算值與現(xiàn)場監(jiān)測值，考慮了外部施工對測點的影響及測量誤差等，計算值與監(jiān)測值基本吻合，證實了北錨碇設(shè)計和施工方案的可行性。計算模型不僅對現(xiàn)階段沉井下沉施工具有指導(dǎo)意義，還可用于模擬后續(xù)工步，并預(yù)測錨碇周圍測點沉降值，對鄰近建筑物和構(gòu)筑物的安全保障具有監(jiān)控意義。

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