超深大沉井基础的承载特性

罗朝洋，马建林，周和祥，张 凯

(西南交通大学 土木工程学院，四川 成都 610031)

沉井基础因其承载能力强、整体刚度大等优点，在大型桥梁工程中被广泛应用。随着沉井基础向更大平面尺寸、更深埋深方向迅速发展，现有的理论计算方法遇到了严峻的挑战。目前，国内外学者从现场监测、室内模型试验、理论推导、数值模拟等不同方面对沉井基础做了许多研究[1-6]。穆保岗等[7]现场监测了沉井下沉的侧壁土压力和井壁与土层的摩擦因数，得到了下沉过程中侧壁摩阻力的分布曲线，并指出了“上下小、中间大”的曲线分布形式，对现行规范公式进行了修正。王建等[8]对沉井侧壁摩阻力进行室内试验，得到了侧壁摩阻力随沉井入土深度变化的分布规律。施文龙[9]以实际沉井工程为背景开展了有限元模拟工作，分析了不同上部荷载作用下沉井基底反力的变化形式，并对沉井下沉的力学模型中刃脚端阻力、井壁摩阻力以及下沉系数进行了优化。王正振等[10]利用PLAXIS 3D有限元软件对某大桥南锚碇沉井基础施工和使用过程中的应力、位移进行数值模拟分析，并与实测结果进行对比，验证了模拟结果的可靠性。然而，目前大多数文献是对沉井吸泥下沉阶段的沉降和力学特性进行研究，对于超深大沉井在浇筑封底混凝土后的承载特性还没有太多的研究成果。本文通过有限元软件ABAQUS对沪通长江大桥主塔28#墩沉井基础封底后的承载特性进行数值模拟计算，并结合现场监测结果分析其承载特性，计算结果可为沪通长江大桥后续工程的施工提供一定参考。

1 工程概况

沪通长江大桥[11-12]主航道桥采用双塔五跨连续钢桁梁斜拉桥，主墩采用倒圆角的矩形沉井基础。沉井井身顶面平面尺寸为86.9 m×58.7 m，倒圆半径为7.45 m，沉井平面布置了24个12.8 m×12.8 m井孔。28#墩沉井基础总高105 m，分上下两部分：上部高61 m，为钢筋混凝土沉井，混凝土等级为C45；下部高44 m，外层为钢壳体，内部灌注混凝土等级为C45。整个沉井底节及顶节高8 m，其余每节高约6 m，封底混凝土高13 m。主墩沉井基础结构见图1。

图1 主桥墩沉井基础结构(单位：cm)

2 现场监测情况

现场从塔座施工开始时进行监测。由于塔座施工过程中监测点有所变动，为了避免对沉降数值的影响，塔座施工完成之后开始计算沉降，即以塔座施工完成之时为沉降位移零点。在塔座施工之前，已经完成沉井(399 915.5 t)，盖板(7 365.5 t)和承台(103 845.6 t)的施工，沉井质量为考虑浮力后的有效质量。28#墩沉降监测记录见表1，其中28C1，28C2，28C3，28C4分别为布置在沉井4条边终点处的测点。

表1 28#墩沉降监测记录

3 沉井承载特性的有限元数值模拟分析

3.1 建立模型

本文利用ABAQUS建立主塔28#墩沉井基础三维模型。考虑到土体模型边界效应，地基土体模型宽度宜取大于5倍基础宽度，深度宜取大于3倍基础宽度。因此，地基土体模型的南北和东西总长度均取600 m，厚度取河床向下300 m。地基土体模型采用摩尔-库仑本构模型，土层为弹塑性材料，土层参数见表2。由于实际情况中沉井结构刚度相对土体来说非常大，故钢壳和钢筋混凝土沉井采用线弹性材料，沉井材料参数见表3。

表2 土层参数

表3 沉井材料参数

地基土体和沉井的接触类型为硬接触和罚函数类型。模型单元类型选择C3D8R八节点缩减积分实体单元，沉井单元共 53 239 个，土体单元 56 041 个。沉井和地基土体的模型见图2。

图2 沉井和地基土体的模型

考虑土体应力状态随土体所处深度的不同而不同，且土体脱离原状土体应力空间会对应力状态有影响,因此对压缩模量进行如下修正[13-14]：

Ei=Esi,0.1-0.2[1+(zi/h0)1/β]

(1)

式中：Ei为修正后的第i层土的土体压缩模量；zi为第i层土的深度，m；h0为参考深度，取1 m；β为与土样扰动及有效应力损失等有关的常数，根据高压固结试验结果及土样扰动情况来取值，见表4。

表4 不同性质土的β

3.2 有限元模型计算结果

3.2.1 沉井沉降的数值模拟

因为主塔施工是在已完成的沉井基础顶面上进行，所以将表1中的上部施工荷载换算为相应均布荷载施加在沉井顶面上，可省去建立上部主塔模型的工作。由此得到沉井的荷载-沉降曲线，见图3。

图3 沉井荷载-沉降曲线

由图3可知，由于施工环境复杂，监测结果有波动，但总体看来实测曲线近似线性发展，沉井的数值模拟值与实测值符合较好，验证了有限元模型的合理性。结合塑形应变分布(见图4)可知，塔柱41节施工完毕时，基底土体大部分仍然处于弹性阶段，只在沉井基础两边角点处开始有塑性发展。

图4 塑性应变分布

沉井设计荷载相应的质量组合为 677 835 t，附加力相应的质量组合(有车)为 695 260.1 t。从塔座施工完毕后开始累计荷载和沉降，直至塔柱41节施工完毕，由上部施工结构的质量换算为荷载81.95×105kN，通过数值模拟计算得到其沉降为35.29 cm。设计荷载-沉降曲线见图5，图中虚线处为目前施工荷载。

图5 设计荷载-沉降曲线

3.2.2 利用荷载增量法计算基底土体极限承载力

在恒载和附加力组合的基础上，再分级继续加载，每一级为1 MPa。当运算不收敛时，将不收敛点附近的荷载细分，每一级为100 kPa，重新提交计算，最终计算出沉井模型的极限荷载。极限荷载下的荷载-沉降曲线见图6。

图6 极限荷载下的荷载-沉降曲线

由图6可知，荷载-沉降曲线没有明显的拐点，属于缓变型曲线。这是由于沉井基础埋置较深，基底土体所受周围土体围压较大，土体处于高压压缩状态，承载力很高，破坏形式不是整体剪切破坏而是局部剪切破坏(或冲切破坏)。在图中用虚线标注了设计荷载和相应的沉降计算结果，由此可以看出设计荷载还远远未达到极限荷载，该地基土体有足够的强度储备。

极限荷载下基底土体塑性应变见图7。可知，在极限荷载下沉井基底土体的塑性变形在基础底面以下贯通，使基底土体整体达到极限状态而破坏。

图7 极限荷载下基底土体塑性应变

3.2.3 沉井的强度储备安全因数

在桥梁运营期间，沉井基底土体的上部荷载应该是恒载组合与附加力组合之和，为134.56×105kN。由有限元数值模拟值可以看出在基底土体破坏时的荷载为436.57×105kN。因为曲线是从塔座施工完成之后开始计算沉降，所以应当考虑塔座施工完成之前各结构质量引起的荷载。在塔座施工之前，已经完成沉井(399 915.5 t)，盖板(7 365.5 t)和承台(103 845.6 t)的施工，塔座施工前的质量组合为 25 700 t。因此，把各结构质量换算为荷载，求得总的极限荷载应为489.18×105kN。在不计基础沉降的情况下，其基底极限荷载约是运营期荷载的3.6倍，即强度储备安全因数为3.6。

4 结论

1)利用ABAQUS对沉井基础进行数值模拟，并与现场监测结果对比，二者符合较好，证明了有限元模型的可靠性。

2)沉井基础基底土体的破坏形式为局部剪切破坏，荷载-沉降曲线为没有明显拐点的缓变型曲线。

3)沉井基础在施工运营阶段沉降最大值为35.29 cm，沉井基底土体的极限荷载为489.18×105kN，强度储备安全因数为3.6。