彭 琳 琳，李 嘉 成，高 坤

(1.中交第二航務(wù)工程局有限公司，湖北 武漢 430040； 2.江蘇省交通工程建設(shè)局，江蘇 南京 210004)

0 引 言

伴隨著中國跨江跨海特大型橋梁建設(shè)的快速推進，沉井基礎(chǔ)因其整體性強、穩(wěn)定性好、承載力高等優(yōu)點逐漸成為大跨度橋梁基礎(chǔ)的主要形式之一[1]。由于橋梁跨度的增加，荷載加大，沉井截面積達到3 000 m2以上，遠超普通沉井的規(guī)模。1997年修建的江陰長江大橋北錨碇沉井基礎(chǔ)截面尺寸為50 m×69 m，高58 m；2007年泰州長江大橋南錨碇沉井基礎(chǔ)截面尺寸為68.3 m×52.4 m，高41 m；再到2021年建造的常泰過江通道5號墩沉井，截面尺寸達95.0 m×57.8 m，高72 m，是世界水上沉井之最[2-4]。但是，目前相關(guān)規(guī)程中的內(nèi)容均是基于中小型沉井的研究成果總結(jié)而來，尚無針對超大型沉井的設(shè)計和施工指南[5-7]，且超大型沉井結(jié)構(gòu)受力與下沉阻力分布特征不同于中小型沉井[8]，施工中下沉機理也不明確，下沉過程中出現(xiàn)諸多問題。因此，亟待加強超大型沉井下沉工藝的研究。

沉井要實現(xiàn)取土下沉，必須依靠自身的有效重量克服沉井側(cè)壁土體的摩阻力和沉井底部的端阻力。隨著沉井截平面尺寸的增加，側(cè)摩阻力在沉井下沉阻力中的占比降低，端阻力占比大幅上升，必須削弱端阻力才能實現(xiàn)沉井下沉[9]。目前，傳統(tǒng)超大型沉井施工主要有全截面取土、大鍋底取土等工藝[10-11]，但大量工程應(yīng)用表明，傳統(tǒng)的取土工藝存在幾何姿態(tài)及結(jié)構(gòu)應(yīng)力控制難度大等問題，需要結(jié)合沉井結(jié)構(gòu)自身特點提出新型取土下沉方法。

此外，沉井下沉狀態(tài)評價指標主要為下沉系數(shù)[7]，但下沉系數(shù)計算時默認沉井各區(qū)域地基極限承載力相等，這與現(xiàn)場實測結(jié)果有較大差異。對此，陳曉平等[12]通過實測數(shù)據(jù)分析了沉井底面反力在不同地層的分布規(guī)律；李孟豪等[13-14]以滬通長江大橋沉井為背景，通過模型試驗研究了沉井下沉過程中底面反力的分布規(guī)律；潘亞洲等[15]總結(jié)了沉井下沉阻力分布不均與沉井施工過程中出現(xiàn)工程問題的聯(lián)系。以上對于沉井下沉阻力的研究雖取得了豐碩的研究成果，但未能深入研究開挖取土對支撐土體處地基極限承載力的影響，無法指導沉井精準下沉。

針對超大型沉井下沉過程中出現(xiàn)的問題，本文結(jié)合近年來超大型沉井施工的相關(guān)研究經(jīng)驗，并以常泰過江通道5號墩沉井為例，提出臺階式取土下沉工藝及開挖方法，力求得出一些建設(shè)性結(jié)論，以為超大型沉井施工決策提供參考。

1 超大型沉井基礎(chǔ)與下沉工藝

1.1 超大型沉井基礎(chǔ)概況

常泰過江通道位于泰州大橋與江陰大橋之間，距離泰州大橋約28.5 km，距離江陰大橋約30.2 km，主航道橋采用雙層斜拉橋，主塔為沉井基礎(chǔ)[16]。其中，5號墩沉井基礎(chǔ)平面呈圓端型，立面為臺階型，其底面尺寸為95.0 m×57.8 m (橫橋向×縱橋向)，頂面尺寸為77.0 m×39.8 m (橫橋向×縱橋向)，總高為72 m(見圖1)；該沉井為鋼殼混凝土結(jié)構(gòu)，井壁厚2.0 m，隔墻厚度為1.4 m。

圖1 沉井結(jié)構(gòu)(尺寸單位：cm)Fig.1 Caisson structure

常泰長江大橋5號墩沉井下沉深度范圍內(nèi)(標高-75.0 m以上)主要為砂層，其中有4層粉質(zhì)黏土層，根據(jù)地勘資料可知各土層物理力學參數(shù)如表1所列。

表1 5號墩沉井土層物理力學指標

1.2 傳統(tǒng)下沉施工工藝

1.2.1全截面取土工藝

沉井全截面取土下沉工藝即在各井孔同時取土。由于取土設(shè)備只能進行垂直取土，沉井井壁及剪力鍵范圍內(nèi)取土設(shè)備無法直接取土，形成取土盲區(qū)。沉井取土下沉時采用井孔超深取土的方式(見圖2)，在沉井端部形成一道道“土墻”，使“土墻”在沉井重量作用下發(fā)生不可控的被動破壞，這導致下沉過程中存在突沉、偏沉等風險。

圖2 沉井全截面取土工藝Fig.2 Schematic of full-section excavation technology in caisson construction

1.2.2大鍋底取土工藝

大鍋底取土工藝即解除沉井中心區(qū)域端部支撐，保留四周刃腳支撐，使沉井在自重作用下以較快的速度下沉(見圖3)。但是，這種超深取土工藝會導致沉井懸空跨度較大，若首次下沉就采用大鍋底取土工藝，沉井結(jié)構(gòu)開裂風險較大。此外，刃腳處土體處于臨界破壞狀態(tài)，沉井發(fā)生快速下沉和涌土涌砂風險非常大。因此，盲目按照傳統(tǒng)大鍋底挖方法施工，可能對沉井下沉狀態(tài)和結(jié)構(gòu)安全帶來不利影響。

圖3 沉井大鍋底開挖工藝示意Fig.3 Schematic of pot bottom excavation technology in caisson construction

1.3 臺階式取土工藝

為了保證沉井平穩(wěn)下沉，根據(jù)常泰長江大橋5號墩沉井結(jié)構(gòu)特點，通過井孔分區(qū)，控制各區(qū)域取土順序及取土范圍，使沉井處于良好的下沉節(jié)奏，可實現(xiàn)平穩(wěn)高效下沉。5號墩沉井總共有36個井孔，其中內(nèi)圈井孔18個(總面積1 798 m2)，外圈井孔18個(總面積1 312 m2)。下沉過程中，內(nèi)圈井孔取土面積大，取土持續(xù)時間長；外圈井孔取土面積小，取土時間短、取土范圍易調(diào)控。因此，采用臺階型取土工藝，先進行內(nèi)圈井孔取土然后再進行外圈井孔取土，依次循環(huán)取土直至沉井下沉到設(shè)計標高。此外，由于采用的是臺階式取土，外圈井孔泥面始終高于內(nèi)圈井孔，可以防止沉井外土體涌入沉井內(nèi)，有利于保持沉井下沉時的姿態(tài)穩(wěn)定(見圖4)。

圖4 臺階式取土工藝示意Fig.4 Schematic of stepped excavation technology

為了驗證臺階式取土工藝的可行性，針對首次下沉階段建立三維數(shù)值計算模型，模型中土體和沉井均采用實體單元，其中土體采用摩爾-庫倫本構(gòu)模型，沉井采用彈性本構(gòu)模型，如圖5所示。計算結(jié)果表明：內(nèi)圈井孔取土階段，內(nèi)刃腳支撐被削弱土體開始進入塑性狀態(tài)，但是外刃腳處土體仍然處于彈性狀態(tài)，此階段沉井下沉量主要為支撐面積減小而造成的彈性變形；外圈井孔取土階段，由于支撐面積進一步減小，外刃腳及外隔墻支撐處土體也開始出現(xiàn)塑性破壞，直至發(fā)生整體剪切破壞，沉井開始高效破土下沉。故現(xiàn)場取土過程中，需嚴格控制內(nèi)外圈井孔泥面臺階高度以及外圈井孔取土的寬度和深度，以控制沉井單次下沉量及下沉速率。

圖5 臺階式取土工藝數(shù)值計算結(jié)果Fig.5 Numerical calculation results of stepped excavation technology

2 取土下沉參數(shù)

2.1 端阻力

臺階式取土工藝研究的重點應(yīng)該是臺階式支撐狀態(tài)下沉井端部阻力。根據(jù)沉井結(jié)構(gòu)特點可將沉井支撐區(qū)域分為十字節(jié)點、內(nèi)隔墻、內(nèi)刃腳、外刃腳、外隔墻等5個區(qū)域，如圖6所示。當采用臺階式取土工藝時，僅有外刃腳、外隔墻兩個區(qū)域提供端阻力。

圖6 沉井端部支撐區(qū)域Fig.6 Support zone at the end of caisson

在沉井下沉時，通過削弱外刃腳及外隔墻土體支撐能達到削弱端阻力的目的，即削弱地基極限承載力。如圖7～8所示，由于支撐處從有埋深狀態(tài)轉(zhuǎn)變?yōu)槌跔顟B(tài)，外刃腳及外隔墻的地基極限承載力也隨之變化。為了實現(xiàn)沉井可控下沉，有必要針對不同支撐狀態(tài)下外刃腳及外隔墻地基極限承載力進行數(shù)值計算分析，研究支撐深度H及寬度B對地基極限承載力的影響，以確定各土層取土控制參數(shù)。

圖7 刃腳開挖狀態(tài)示意Fig.7 Schematic of cutting edges excavation state

計算中采用二維數(shù)值模型，土體采用摩爾-庫倫本構(gòu)模型；外刃腳及外隔墻彈性模量為30 GPa，泊松比為0.25；約束土體兩側(cè)水平方向位移，約束底部水平及豎向位移，約束沉井側(cè)壁水平位移。模型中通過在土體頂部施加均布荷載等效考慮覆土深度的影響。計算中通過在沉井頂面施加荷載，使該荷載從初始值逐漸增加到使土體達到整體剪切破壞，當土體發(fā)生整體剪切破壞時對應(yīng)的荷載即為地基極限承載力[17]。根據(jù)該方法依次計算表2中不同工況下的地基極限承載力。

圖8 計算模型及塑性區(qū)Fig.8 Calculation models and plastic zones

表2 地基極限承載力計算工況

由圖9(a)和圖9(b)可知：隨著開挖寬度和深度的增加，土體地基極限承載力呈現(xiàn)減小趨勢；當刃腳處于砂層中，刃腳支撐寬度小于3 m后土體地基極限承載力下降速率加快；此外，在刃腳支撐寬度為3 m時，埋深0 m至開挖1 m過程中，地基極限承載力下降最顯著。由圖9(c)和圖9(d)可知：對于黏土層，隨著開挖寬度和開挖深度的增加，土體地基極限承載力也呈相同變化趨勢。需要說明的是，表2中部分工況在圖9～10中未有體現(xiàn)，主要是因為對實際開挖下沉的情況進行了刪減和加密。

圖9 開挖狀態(tài)對外刃腳地基極限承載力的影響規(guī)律Fig.9 Influence of excavation state on ultimate bearing capacity of outer cutting edges

由圖10可知：針對外隔墻取土，砂層和黏土層中，在埋深0 m情況下，外隔墻支撐寬度削弱至1 m后，土體地基極限承載力均大幅減小。其中，支撐寬度1 m情況下，開挖取土至超挖0.5 m狀態(tài)，地基極限承載力可減小80%左右。

圖10 開挖狀態(tài)對外隔墻地基極限承載力的影響規(guī)律Fig.10 Influence of excavation state on bearing capacity of outer partition wall

2.2 側(cè)摩阻力

隨著沉井入土深度的增加，側(cè)摩阻力越來越大，因此側(cè)摩阻力也是下沉阻力的重要組成部分。錢家歡等[18]認為土體與打入樁之間極限側(cè)摩阻力由有效應(yīng)力強度參數(shù)控制，沉井下沉過程與打入樁相似，故參考打入樁極限側(cè)摩阻力計算公式計算各土層側(cè)摩阻力，由式(1)表示：

fs=c+kσVtanφ

(1)

式中：σV為側(cè)壁埋深范圍內(nèi)的豎向應(yīng)力；c為土體黏聚力；φ為土體內(nèi)摩擦角；k為土體的側(cè)壓力系數(shù)，取k=1-sinφ。側(cè)摩阻力計算結(jié)果如表3所列。

表3 側(cè)摩阻力計算值

3 超大型沉井開挖方案

3.1 下沉狀態(tài)分析

下沉系數(shù)是決定沉井能否順利下沉的指標，傳統(tǒng)下沉系數(shù)計算時忽略了各支撐區(qū)域端阻力的差異，且未能考慮開挖對端阻力的影響，導致計算結(jié)果與實際情況出現(xiàn)較大偏差。因此，能否準確判斷沉井下沉狀態(tài)，關(guān)鍵在于端阻力精細化計算。

根據(jù)GB/T 51130-2016《沉井與氣壓沉箱施工規(guī)范》[7]，沉系數(shù)為1.05時沉井處于臨界下沉狀態(tài)。為了判斷各支撐情況下沉井能下沉的最大深度，由式(2)計算不同支撐狀態(tài)下的端阻力，再加上沉井總側(cè)摩阻力即可得到下沉總阻力。然后，計算浮力并由式(3)得到入土深度h處的下沉系數(shù)來進行下沉狀態(tài)評估。由于計算過程中端阻力、側(cè)摩阻力和浮力均與入土深度h有關(guān)，計算過程復雜，決定通過Matlab編程進行求解，計算流程如圖11所示。

圖11 下沉狀態(tài)評估方法Fig.11 Evaluating method for the caisson sinking state

(2)

(3)

3.2 取土工藝制定

5號墩沉井在定位著床前先對河床進行預(yù)開挖至標高-27.5 m，然后著床并下沉至設(shè)計標高-65.0 m?？紤]到沉井下沉過程中需滿足鋼沉井內(nèi)外水頭差、干舷高度的施工要求，總體上確定了沉井“3次澆筑，4次取土下沉”的方案，4次取土下沉的計劃下沉標高分別為-31.5，-42.0，-58.0，-64.5 m。

為精細化指導沉井各取土下沉階段的取土范圍確定，選取支撐寬度6 m埋深0 m、支撐寬度3 m埋深0 m、支撐寬度3 m超挖1 m 3種典型工況下進行計算分析，計算參數(shù)如表4所列。根據(jù)臺階式取土工藝下沉狀態(tài)評估方法，可計算出3種典型工況下各下沉階段沉井依靠自重能下沉的最大深度，結(jié)果如圖12所示。同時，為了指導各下沉階段取土范圍的選擇，將4次取土下沉的計劃標高在圖中進行標識。

表4 沉井下沉計算參數(shù)

圖12 沉井下沉狀態(tài)分析Fig.12 Analysis of caisson sinking state

從圖12可知：第1次取土下沉和第2次取土下沉設(shè)計標高介于支撐寬度6 m埋深0 m和支撐寬度3 m埋深0 m兩條計算曲線之間，因此前2次取土下沉只需在外圈井孔少量取土即可下沉；而第3次取土下沉和第4次取土下沉設(shè)計標高介于支撐寬度3 m埋深0 m和支撐寬度3 m超挖1 m兩條計算曲線之間，故后兩次取土需要加大對外圈井孔的取土力度。基于此，制定4次下沉的取土方案如圖13所示。

圖13 各下沉階段取土指令(單位：m)Fig.13 Instructions for soil excavation at each sinking stage

3.3 現(xiàn)場應(yīng)用情況

5號墩沉井現(xiàn)場實施過程中，總體下沉方案為“3次澆筑，4次取土下沉”，沉井從第1次取土開始至終沉到位(2020年5月27日)，總工歷時為210 d，其中取土時長100 d，總下沉量約37.1 m，日均下沉量約37 cm/d，沉井下沉全過程如圖14所示。

圖14 沉井總體下沉情況(單位：m)Fig.14 The overall sinking of the caisson

沉井下沉過程中為實現(xiàn)可控下沉，4次取土過程中采用自動化集群控制的取土設(shè)備嚴格按照方案中擬定的取土范圍進行定量取土，根據(jù)每日井孔泥面人工吊錘及取土設(shè)備自身的泥面測試系統(tǒng)對井孔中泥面情況進行統(tǒng)計分析，各階段取土下沉現(xiàn)場控制情況如表5所列?，F(xiàn)場取土下沉泥面與方案基本一致，驗證開挖方案制定的合理性。

表5 各取土階段現(xiàn)場泥面情況

為進一步說明臺階式取土工藝的特點，以第1次取土下沉為例進行說明。由圖15可知：從2020年6月5～14日進行內(nèi)圈井孔取土，內(nèi)隔墻下脫空1 m，平均下沉速率為5 cm/d；直到6月14日開始外圈井孔取土后，沉井開始加速下沉，其平均下沉速率為27 cm/d，下沉量為1 m左右正好等于內(nèi)隔墻脫空量。即內(nèi)圈取土不僅除去內(nèi)隔墻區(qū)域的土體支撐，其脫空高度還為后續(xù)外圈取土時沉井下沉空間提供儲備。當內(nèi)圈取土結(jié)束轉(zhuǎn)為外圈取土時，沉井開始高效下沉。

圖15 第1次取土下沉曲線Fig.15 Subsidence curve of caisson in first excavation

同時，結(jié)合沉井底面反力監(jiān)測結(jié)果(見圖16)進行分析。取土下沉前，沉井各區(qū)域都對沉井有支撐作用；隨著臺階式開挖，沉井端阻力逐漸轉(zhuǎn)移至外刃腳和外隔墻，取土過程中底面反力的轉(zhuǎn)移與有限元計算模型圖5中塑性區(qū)發(fā)展規(guī)律一致。

圖16 沉井底面反力分布Fig.16 Distribution of reaction force on the bottom of the caisson

沉井下沉全過程均采用臺階式取土工藝，施工監(jiān)測結(jié)果(見圖17)表明：在臺階式取土工藝下，4次取土期間傾斜值均控制在1/150以內(nèi)；頂口中心偏位總體控制在±35 cm以內(nèi)，沉井幾何姿態(tài)良好；下沉全過程鋼殼應(yīng)力在80 MPa以內(nèi)，結(jié)構(gòu)安全，驗證了臺階式取土工藝對沉井幾何姿態(tài)和應(yīng)力控制的優(yōu)勢。

圖17 沉井幾何姿態(tài)及應(yīng)力情況Fig.17 Geometric posture and stress situation of the caisson

4 結(jié) 論

本文依托常泰過江通道5號墩沉井工程，針對超大型沉井取土下沉工藝及開挖方法進行研究，得出如下結(jié)論。

(1) 超大型沉井采用傳統(tǒng)開挖工藝下沉其幾何姿態(tài)和結(jié)構(gòu)應(yīng)力存在較大風險，結(jié)合常泰過江通道5號墩沉井結(jié)構(gòu)特點采用臺階式取土下沉工藝，內(nèi)圈井孔取土為沉井下沉提供空間，外圈井孔精細化取土，可實現(xiàn)沉井可控下沉。

(2) 隨著開挖深度和寬度的增加，支撐區(qū)域的端阻力顯著減小，對不同支撐寬度和開挖深度下的地基極限承載力進行精細化計算是下沉阻力分析的關(guān)鍵。

(3) 利用考慮開挖狀態(tài)的下沉阻力對沉井下沉狀態(tài)進行分析，指導下沉方案制定?，F(xiàn)場應(yīng)用結(jié)果表明，該方法可準確指導各取土下沉階段取土范圍的確定。該沉井全過程取土下沉節(jié)奏合理，幾何姿態(tài)及結(jié)構(gòu)應(yīng)力均滿足施工要求。