海上悬索桥锚碇地下连续墙钢导墙三维数值分析

(中水珠江规划勘测设计有限公司，广东 广州 510610)

悬索大桥的锚碇施工方案对施工安全和工程质量非常重要。锚碇基础常采用排水明挖法[1-2]，该工法中地下连续墙(以下简称地连墙)是作为开挖的支护结构，对施工精度和质量要求十分严格，如垂直度控制和防渗控制，因此地下连续墙的施工方案是锚碇工程的技术关键[3]。

深圳-中山通道工程跨海悬索大桥位于珠江河口，河口水域辽阔且水深达6～7 m，淤泥覆盖15～16 m。在水上深厚软基施工时，常遵循水上施工转换为陆域施工的原则，采用筑岛回填、岛内开挖的方法[4-6]。该方法工程量大、工期长且投资大，一般仅适用于浅水域的平缓河床[7]，而在深水海域一般仍采用筑岛回填方案。但是，筑岛回填方案一方面岛的外围临空面较高，支护代价太大；另一方面填筑深度大，沉降难以控制，且回填和拆除工程量巨大，造价高。

为避免在深水深厚淤泥采用筑岛回填方案，锚碇地下连续墙施工拟采用“辅助钢平台+钢导墙”方案，即在海域架设临时钢平台作为施工场地，先采用搅拌桩加固海底软基，在水中直接打设双排钢导墙进行地下连续墙施工，避免了回填筑岛方案的高临空面支护和大方量填拆工作量，具有工期短、投资少的优点。但海上软土覆盖层深厚，变形呈高度非线性；钢导墙竖向深度大，结构受力沿深度方向变化复杂；工程海域水较深，且受台风和海浪影响大，荷载复杂，这给钢导墙的结构设计和施工带来了巨大困难。

对钢导墙、地下连续墙进行静力计算的方法较多，概括起来有4种:① 古典理论法;② 刚性支撑梁法;③ 弹性支撑梁、弹性地基梁的方法;④ 共同变形理论。前3种计算方法都假定土压力不随墙体的变形而发生变化,第四种方法考虑了土压力随着墙体变形而变化,比较符合实际[8]。目前计算机技术也逐渐应用到应力计算中,虽然计算精度越来越高,但由于土体各向异性复杂多变、土体蠕变时效性以及地质计算参数很难准确取得,因此不同经验的设计者计算结果往往相差很大。国内钢导墙、地下连续墙设计大多还是采用前3种方法计算，但均未考虑土压力随墙体变形而变化，也没有考虑土体的非线性，与实际存在较大偏差，特别是钢导墙计算精度十分有限[9]。

本文基于土体与钢导墙的位移协调，并考虑土体的弹塑性变形，建立“钢导墙—地基”三维有限元数值模型，运用数值仿真方法分析在施工不同阶段钢导墙的应力和变形，评估地下连续墙钢导墙施工方案的可行性和可靠性。

1 工程概况

1.1 设计方案

该大跨度悬索桥锚碇采用重力式锚碇，锚碇基础平面为“∞”形，直径2 m×65 m，地下连续墙厚1.5 m，地连墙嵌入中风化花岗岩5 m，最大深度约52.5 m。

锚碇位于海床底标高-2.61～-3.20 m，最高水位3.22 m，低水位-0.18 m，常水位0.52 m，水深2.43～6.42 m，最大浪高1.93 m。锚碇区域顶部淤泥层厚12～16 m，中部粉质黏土层厚2～3 m，下部砂层厚12～15 m。地连墙采用钢导墙作为施工护壁，结构形式为地下连续墙整体内外侧分别布置一排锁口钢管桩，钢管桩内外侧各设6排水泥搅拌桩穿过淤泥和粉质黏土层到砂层。辅助钢平台及钢导墙平面布置见图1，钢导墙立面图见图2。

图1 辅助钢平台及钢导墙平面布置(单位：cm)Fig.1 Schematic diagram of auxiliary steel platform and steel guide wall

图2 钢导墙立面(单位：m)Fig.2 Elevation view of steel guide wall

钢导墙拟采用锁口钢管桩型式。锁口钢管桩单个构件长1.9 m，宽0.7 m，由两个Φ800钢管桩通过钢板焊接而成。钢管厚8 mm，焊接钢板厚6 mm，钢管桩两端贴焊20号槽钢，相邻钢管桩咬合部位灌注砂浆，锁口钢管桩构件横断面图见图3。

图3 锁口钢管桩构件横剖面(单位：mm)Fig.3 Cross section diagram of steel pipe pile member with locking mouth

1.2 施工工艺

(1) 钢导墙施工准备。首先在地连墙两侧施打深层水泥搅拌桩，然后在锚碇范围内铺设1 m厚砂垫层，再搭设辅助钢平台，作为施工平台。

(2) 插打钢导墙。插打钢导墙时，若插打过早，水泥搅拌桩强度较低，此时钢导墙遇风浪易失稳；若插打过晚，水泥搅拌桩强度较高，则钢导墙插打施工困难。因此需通过现场试桩实验确定插打钢导墙时机。内外排钢导墙同时打插，且须及时在钢导墙接口咬合处灌入砂浆，并在内外侧钢导墙顶部搭设连系梁。施工时保持钢导墙内外部海域连通，保持水位一致。

(3) 地连墙铣槽。水泥搅拌桩达到一定强度时，采用泥浆护壁铣槽。地连墙施工槽段分Ⅰ期40个槽段、Ⅱ期41个槽段，共81个槽段。Ⅰ期槽段采用间隔法施工，至少间隔一个单元槽段，Ⅰ期槽段强度达到80%后施工中间Ⅱ期槽段，其工艺见图4。

(4) 地连墙浇注。地连墙铣槽后，即可进行地连墙浇筑，浇筑时须在挡板外侧填砂。

2 计算模型与参数取值

2.1 计算模型

根据设计方案和地质资料，建立“Φ800锁口钢管桩钢导墙-地基-水泥搅拌桩”(简称钢导墙模型)三维有限元模型。工程平面上呈对称布置，根据受力特点，取1/4圆弧区的钢导墙进行结构计算，平面上，模型X、Y方向边长均为80 m，其中两垂直边界过圆心，模型底高程为-60 m。模型坐标系统约定为：X轴负向为水流方向，Y轴垂直于水流方向。

模型共计21.7万个单元，19.8万个节点，见图5。

2.2 计算参数

钢结构采用Q235钢，计算中钢结构采用线弹性本构关系。根据GB50017-2017《钢结构设计规范》[10]，该工程中钢材抗拉、抗压和抗弯强度、以及抗剪强度等力学参数见表1。

图4 地连墙成槽施工工艺Fig.4 Construction technology of diaphragm wall grooving

表1 Q235钢力学参数Tab.1 Mechanical parameters of Q235 steel

水泥土、淤泥、砂层、粉质黏土和中风化花岗岩采用摩尔-库伦本构。地质参数根据工程地质勘察报告选取；水泥土的物理特性与加固的淤泥、水泥含量和时间等因素密切相关，由于尚未进行试验，参考《地基处理手册》[11]等资料取值，见表2。

3 结构应力与变形分析3.1 插打钢导墙情况

插打钢导墙时，水泥搅拌桩强度还较低，遭遇风浪时钢导墙可能发生倾斜。因此，有必要对插打钢导墙情况进行安全分析。

(1) 浇筑砂浆前。浇筑砂浆前钢导墙构件之间连系并不紧密，为独立悬臂结构。计算波压力按JTS145—2015《港口与航道水文规范》[12]规定计算，计算采用最高水位3.22 m时的1%入射波高H1%=2.03 m，平均波周期T=4.1 s。水泥搅拌桩强度参考《地基处理手册》，采用28 d水泥搅拌桩强度。钢导墙计算简图见图6。

经计算，钢导墙应力与变形见图7～8。钢导墙最大水平位移为10.4 cm，位于墙顶；钢导墙泥面高程最大水平位移为4.5 cm；钢导墙最大Mises应力为93 MPa，小于材料(Q235)许应力。由于此时构件之间的接口咬合处尚未浇筑砂浆，钢导墙构件之间连系不紧密，整体刚度较低，遭遇设计风浪时钢导墙变位较大，但仍在弹性区间内。

表2 土层计算参数Tab.2 Soil calculation parameters

(2) 浇筑砂浆后。在钢导墙构件咬合处浇筑砂浆后，钢导墙由原来单个悬臂结构变为整体结构。计算水位和波压力等计算条件与浇筑砂浆前相同。经计算，钢导墙最大水平位移为7.2 cm，位于墙顶；钢导墙泥面高程最大水平位移为3.2 cm。钢导墙最大Mises应力为66 MPa，位于墙顶连系梁附近，小于材料(Q235)许应力，满足设计要求。钢导墙的应力与变形见图9～10。

与浇筑砂浆前相比，浇筑砂浆提高了结构整体刚度和稳定性，且钢导墙产生拱效应，整体变形和应力均减小，抗风浪能力也得到显著提升，且在弹性范围内。

图6 计算简图(插打钢导墙情况)Fig.6 Calculation diagram (inserting steel guide wall)

图7 浇筑砂浆前钢导墙水平位移云图(单位：m)Fig.7 Horizontal displacement nephogram of steel guide wall before the mortar is poured

图8 浇筑砂浆前钢导墙应力云图(单位：kN/m2)Fig.8 Stress cloud diagram of steel guide wall before the mortar is poured

图9 浇筑砂浆后钢导墙水平位移云图(单位：m)Fig.9 Horizontal displacement of steel guide wall after the mortar is poured

图10 浇筑砂浆后钢导墙应力云图Fig.10 Stress of steel guide wall after mortar is poured

3.2 地连墙铣槽情况

地连墙铣槽时采用泥浆护壁，槽内相邻钢导墙内侧面部分临空，主要依靠构件咬合处砂浆维持整体稳定，遭遇风浪可能造成钢导墙结构的倾斜。因此，须计算钢导墙在铣槽时的安全稳定性。

水位和波压力的计算条件与插打钢导墙情况相同，水泥搅拌桩强度参考《地基处理手册》采用90d水泥搅拌桩强度。钢导墙计算简图见图11。

经计算，钢导墙最大水平位移为6.3 cm，位于墙顶；钢导墙泥面高程最大水平位移为3.2 cm。钢导墙最大Mises应力为115 MPa，位于墙顶连系梁附近，小于材料(Q235)许应力。应力与变形详见图12～13。

与插打钢导墙情况相比，地连墙铣槽时，钢导墙在风浪作用下的位移略有减小。铣槽处的钢导墙内侧面部分临空，失去侧向抵抗力，但水泥搅拌桩强度在插打钢导墙时较低，铣槽时较高，在咬合处砂浆和顶部连系梁的约束下，钢导墙仍保持整体稳定，且整体变位较小，在弹性范围内，满足设计要求。

图11 计算简图(地连墙铣槽情况)Fig.11 Calculation diagram(diaphragm wall slotting)

图12 地连墙铣槽时钢导墙水平位移云图(单位：m)Fig.12 Horizontal displacement of steel guide wall with diaphragm wall slotting

图13 地连墙铣槽时钢导墙应力云图(单位：kN/m2)Fig.13 Stress cloud diagram of steel guide wall with diaphragm wall slotting

3.3 地连墙浇筑情况

地连墙浇筑时，在钢导墙内侧面产生混凝土侧压力。在混凝土侧压力与波吸力共同作用下，钢导墙结构挤压两侧的水泥搅拌桩，可能失稳，须进行安全稳定性复核。混凝土浇注高度一定时，当外部水位较高时，钢导墙外侧波吸力较大，静水压力较大；当外部水位较低时，钢导墙外侧波吸力较小，但静水压力也较小。因此对最高水位和低水位两种情况的安全情况分别进行讨论。高水位情况取最高水位3.22 m的1%入射波高H1×1%=2.03 m，平均波周期T=4.1 s；低水位情况取最低潮水位-0.18 m的入射波高H=0.85 m，平均波周期T=4.1 s。钢导墙计算简图见图14。

图14 地连墙浇筑时钢导墙计算简图Fig.14 Calculation diagram of steal guide wall with diaphragm wall casting

(1) 高水位情况。在混凝土侧压力作用下，钢导墙向外变位。由于墙顶连系梁约束，内、外侧钢导墙最大水平位移为2.8 cm和4.9cm，均位于泥面附近(泥面以下)，内、外侧钢导墙在泥面处的相对位移为7.7 cm；内、外侧钢导墙最大Mises应力为112 MPa和149 MPa，分别位于泥面以上1.1，1.2 m处，均小于材料(Q235)许应力。应力与变形详见图15～16。

图15 高水位时钢导墙水平位移云图(单位：m)Fig.15 Horizontal displacement of steel guide wall under high water level

图16 高水位时钢导墙应力云图(kN/m2)Fig.16 Stress cloud diagram of steel guide wall under high water level

(2) 低水位情况。内、外侧钢导墙最大水平位移分别为4.7 cm和5.5 cm，均位于泥面附近(泥面以下)，内、外侧钢导墙在泥面处的相对位移为10.2 cm；内、外侧钢导墙最大Mises应力为187 MPa和206 MPa，分别位于泥面以上1.1，1.2 m处，小于材料(Q235)的许应力。应力与变形详见图17～18。

图17 低水位时钢导墙水平位移云图(单位：m)Fig.17 Horizontal displacement of steel guide wall under low water level

对比计算成果，低水情况为控制工况。低水情况下，钢导墙在泥面附近的相对变位为10.2 cm，地连墙设计厚度为150 cm，即浇注后的泥面附近的地连墙厚160.2 cm，较设计厚度厚10.2 cm(厚7%)，满足设计要求。

4 方案优化

钢导墙两侧水泥搅拌桩的排数与其结构应力、变形有密切关系，也直接关系到工程投资。在安全可靠的基础上进一步优化方案，须研究水泥搅拌桩排数与钢导墙结构应力、变形的关系。

图18 低水位时钢导墙应力云图(单位：kN/m2)Fig.18 Stress cloud diagram of steel guide wall under low water level

经前述计算，地连墙浇筑情况为钢导墙结构应力、变形的控制工况。因此，设钢导墙两侧水泥搅拌桩排数分别为2，3，4，5，6排，并计算地连墙浇筑情况下钢导墙结构的应力与变形，结果见图19～20。计算表明：水泥搅拌桩排数对钢导墙的变位和应力影响显著；水泥搅拌桩排数与钢导墙的变位、应力均呈负相关，即水泥搅拌桩排数越多，地基刚度越大，钢导墙的变形和应力越小，反之相反；水泥搅拌桩排数增多时，钢导墙的应力、变形对其敏感性越小。

图19 水泥搅拌桩排数与钢导墙最大位移的关系Fig.19 Relationship between row number of piles and the maximum displacement of steel guide wall

水泥搅拌桩排数为4，5和6排时，钢导墙的最大位移分别为23.5，13.6，10.2 cm，应力分别为233，214，206 MPa，均满足设计要求。综合钢导墙的位移和应力，并考虑到水泥搅拌桩加固效果和成桩的可靠性，搅拌桩排数取5排较为合理，搅拌桩数量可节省1/6。

图20 水泥搅拌桩排数与钢导墙Mises应力的关系Fig.20 Relationship between row number of pile and Mises stress of steel guide wall

5 结 语

根据设计方案和地质资料，建立钢导墙三维有限元模型，按照施工顺序分别对插打钢导墙情况、地连墙铣槽情况和地连墙浇筑情况进行了数值模拟，分析了钢导墙的应力和变形，并就控制工况对钢导墙方案进行了优化。结果表明：施工过程中钢导墙的应力和变形分布特点和极值均各不相同，但极值均较小，且在弹性范围内，满足设计要求；钢导墙两侧水泥搅拌桩排数取5排较为合理，搅拌桩数量可节省1/6。

本文仅分析了一种钢导墙方案，后续将利用类似方法对钢导墙长度、构造和水泥搅拌桩深度等进行进一步分析和选优，并根据观测数据对计算成果进行校验，为类似工程的设计和施工提供参考。