锚碇沉井排水下沉期应力特性研究

李维生，杨彤薇

(1.中交第二公路工程局有限公司，陕西 西安 710065;2.东南大学 土木工程学院，江苏 南京 211189)

0 引言

近年来，随着我国基础设施建设的蓬勃发展，桥梁建设逐渐朝着大跨度、深水域方向发展，大型沉井基础凭借其整体性好、承载能力强、刚度大的独特优势被广泛应用于桥梁索塔基础和锚碇基础[1]。大型沉井在接高下沉过程中普遍面临下沉困难、结构开裂等问题，准确计算沉井在首次接高下沉期间各种开挖工况下的内力分布成为解决上述问题的关键。

1985年，叶建荣等[1]将市政沉井分解为不同支撑条件的几块矩形板，并用力法对3种不同约束条件：两边固定、一边自由、一边简支的板进行了求解，用混合法结果对计算结果进行了效验，同时还用差分法计算了大开孔的矩形板；1993年，茹建辉[2]针对沉井不均匀支撑情况，将不均匀支撑反力简化为均布荷载，反对称作用于沉井长边上，进而对沉井内力进行了计算；2010年，肖德存等[3]对泰州长江大桥中塔沉井在浮运及刃脚下土体被掏空的最不利工况进行了分析，利用MIDAS Civil进行水平框架分析，分析范围包括刃脚根部以上高度并等于该处壁厚的一段沉井壁，结果表明：最不利工况满足设计的内力要求；2011年，穆保岗等[4]针对南京长江四桥北锚碇沉井，利用有限元分析了首次下沉过程中的应力较大点，并对沉井应力进行监控，结果表明：沉井受力情况与沉井底部支承情况关系密切；2012年，朱建民等[5]将马鞍山长江大桥的南侧锚碇沉井作为实例进行研究，将刃脚及内隔墙下方土体支承简化为文克尔弹性地基，用电算程序对沉井在大锅底开挖及分区开挖工况下的内力进行了计算，结果表明：分区开挖可明显降低内隔墙弯矩，支撑刚度比会对沉井的弯矩产生较大影响，并首次将沉井设计从水平框架转换到深度方向；2015年，邓友生等[6]详细研究了武汉鹦鹉洲长江大桥的北侧锚碇圆形沉井的相关资料，得出首次下沉阶段会出现最大拉应力、最大压应力，沉井结构的应力分布在后面的下沉中均较为均衡；2016年，潘峰等[7]对某水电站调压圆形沉井验算沉井内力，对于下沉过程中遇孤石情况利用有限元软件进行了分析，建议沉井施工中控制沉井的倾斜度，并采用先排孤石后下沉的方法，否则将加大沉井内力，产生不良后果；2019年，蒋炳楠等[8]以沪通大桥沉井为背景，设计完成了深水大截面沉井下沉模拟试验，得出最大应力出现在沉井角点处，最小应力出现在长边中点处，长边平均应力小于短边;国内其他学者[9-19]也对沉井进行了大量相关的研究工作。

目前大型沉井的隔墙多数应用了钢壳混凝土的结构型式，在沉井实际接高下沉过程中，易出现钢壳和混凝土脱开甚至钢壳被拉裂的现象，并对沉井基础施工过程中和运营期间的安全造成较大的影响。现有针对沉井结构内力的研究中主要考虑沉井刃脚处的结构内力，研究对象也以钢筋混凝土结构为主，而缺乏对沉井隔墙钢壳和混凝土协同工作性能的研究。

本研究以南京仙新路过江通道工程跨江主桥北锚碇沉井基础为研究对象，运用ABAQUS有限元数值分析方法并结合现场实测数据，对大型沉井首次接高下沉期隔墙钢壳和混凝土的协同工作性能开展研究。

1 工程概况及地质条件

1.1 工程概况

仙新路过江通道工程位于南京长江二桥下游6.2 km，南京长江四桥上游4.3 km处，跨江主桥采用主跨为1 760 m的单跨门型塔整体钢箱梁悬索桥，主桥跨度布置采用(580+1 760+580) m，矢跨比1/9，规模居国内第一，世界第二。其中，南锚碇基础为地连墙结构，北锚碇基础为沉井基础。

北锚碇位于长江北岸的冲积平原区，西坝港的煤炭堆放区内，沉井基础尺寸为70 m×50 m(第1节沉井的长度为70.4 m，宽度为50.4 m)，属于大型陆地沉井。

沉井总高度为50 m，竖向共分9节，其中，第1节为钢壳混凝土沉井，高度为8 m；第2～9节均为钢筋混凝土沉井，其中第2节高度为6 m，第3～8节高度均为5 m，第9节高度为6 m。沉井封底混凝土厚10.5 m，基底置于密实的圆砾土层上。北锚碇沉井基础的平面图及立面图如图1所示。

图1 仙新路北锚碇沉井基础平面和立面图(单位：cm)

仙新路过江通道跨江主桥北锚锭沉井基础计划分3次接高、下沉，接高、下沉方案见表1。

表1 沉井接高、下沉方案

沉井下沉初期以隔舱为单位，按照从中间向四周扩散的原则分区域对称开挖，保持井壁及隔墙下部土体不动，待下沉到一定深度后，按照从中间向四周的顺序除去隔墙下部土体，最终形成仅有刃脚参与支承的开挖形式。

南京仙新路过江通道工程跨江主桥北锚碇沉井基础施工过程中采用了诸多新的施工技术和工艺，具体如下：

(1)采用了砂桩复合地基处理技术，确保首节钢壳沉井地基加固质量；

(2)创新采用了泥浆泵吸泥的“半排水下沉”工艺，共下沉5.8 m，日均下沉0.97 m，提高了工效；

(3)研发了预加沉井自重、预设空气幕和砂套的“组合式助沉”技术，在沉井最后约6 m的不排水下沉过程中，前期预留的空气幕助沉措施发挥了非常大的作用，大大加快了下沉速度，同时有效避免了底部涌砂危险；

(4)采用沉井信息化施工监控技术，及时掌握沉井的实时信息，并运用温度场和应力场仿真技术，保证理论大体积混凝土施工质量，同时，根据锚固钢板侧向刚度小的特点，研发了锚固钢板空间叠层技术；

(5)沉井采用水下边吸泥边测量系统，采用云平台实时传递吸泥状况，指导现场施工。

1.2 工程地质条件

锚碇位处长江北岸，其下覆盖土层厚度60 m左右，地表填土以下覆盖7～8 m厚流塑状淤泥质粉质黏土并夹有少量粉土、粉砂，其下为厚30～45 m的粉细砂夹少量粉质黏土，粉细砂以下为20～25 m厚中粗砂、含卵砾石中粗砂、圆砾等混合土层。基岩为泥质粉砂岩、粉砂岩，岩面标高-60 m 左右，强风化基岩发育，厚2～5 m，中风化岩面高程在-62 m左右，岩体较为完整，为极软岩，各地层物理参数见表2。

表2 地层物理参数

2 ABAQUS有限元分析

2.1 模型参数

采用ABAQUS有限元分析软件对沉井结构进行检算，为使沉井模型更好地贴近工程实际，可按照1∶1的比例建立沉井接高4节的三维模型。建立模型时沉井本体材料采用的各项物理力学参数如表3所示。钢壳与混凝土间设置接触，利用“Penalty”函数接触模拟两者之间的切向接触特性，摩擦系数取0.4；利用“硬接触”模拟两者之间的法向接触，限制可能发生的穿透现象。

表3 模型参数

综合考虑计算效率和沉井下沉过程中实际影响范围的两个因素，将土体的尺寸设置为200 m×150 m×150 m，土体的各项参数根据工程地质勘察报告中提供的土体参数进行选取，土体本构选用Mohr-Coulomb。根据实际施工条件，沉井在前4节接高过程中，刃脚底部埋置于地表以下3 m位置。沉井与土体模型及剖面图如图2所示。

图2 前4节沉井与土体模型

2.2 计算工况

根据实际施工条件，沉井接高4节(共计8+6+5+5=24 m)后首次下沉，计算时按照实际施工工况分6种工况分别进行计算。其中，工况1～4为接高工况，工况5～6为挖土下沉工况，各工况条件如下：

(1)工况1：首节沉井制作完成。首节钢壳制作完成后，放置加强钢筋并浇注混凝土，刃脚底部标高位于地表以下3 m。

(2)工况2：接高第2节钢筋混凝土沉井。

(3)工况3：接高第3节钢筋混凝土沉井。

(4)工况4：接高第4节钢筋混凝土沉井。沉井接高4节，刃脚埋入土体内3 m，保证20个井孔内部土体不被扰动(全断面支承)。

(5)工况5：保持刃脚和分区隔墙下部的土体不被扰动，沉井结构由刃脚和分区隔墙共同支承。分区开挖工况如图3所示，黑色方框为开挖范围。

图3 分区开挖(工况5)

(6)工况6：仅刃脚支承。考虑实际挖土下沉施工过程中，会出现分区隔墙下部土体松动、支撑力不足的情况,或出现沉井下沉困难，为保证沉井顺利下沉，采用挖掉分区隔墙下部土体来助沉的情况。此时应考虑最不利情况进行计算，即所有隔墙全部脱空，仅刃脚起支承作用的工况。全面开挖工况如图4所示，黑色方框为开挖范围。

图4 全面开挖(工况6)

2.3 数值模拟结果

经过数值分析，在土体均匀的情况下，各工况应力最大值均出现在底节钢壳的位置，各工况计算得到的最大主应力分布特征如表4所示。

表4 各工况最大主应力出现位置

对比除土下沉的两种工况分区开挖(工况5)和全面开挖(工况6)可以看出，在下沉初期，刃脚埋入土体深度较浅时，随着开挖范围的不断扩大,底部支承范围减小，沉井首节钢壳底部的应力整体呈现增大的趋势。应力云图中以拉应力为正，压应力为负,如图5、图6所示。

图5 工况6沉井主应力分布云图(单位：Pa)

图6 工况6底节钢壳应力分布云图(单位：Pa)

分析沉井本体混凝土的受力情况，可以得到各工况混凝土应力最大值均出现在底节混凝土处，应力值最大为1.92 MPa，出现在沉井底部中心位置，计算得到的应力云图如图7所示。

图7 底节内浇注混凝土应力分布云图(单位：Pa)

分别提取各工况条件下混凝土长边中隔墙和短边中隔墙底部的应力分布，得到各工况应力对比，如图8所示，可以看出沉井中心位置的混凝土应力最大，且随着接高高度不断增加(工况1～4)，沉井中心位置混凝土底部应力逐渐减小；在下沉初期，刃脚周围的土体未形成对沉井的有效约束时，随着开挖范围不断扩大(工况5～6)，混凝土底部应力逐渐增大。

图8 隔墙底部应力分布特征曲线

从沉井本体与钢壳体上分别提取沉井底部隔墙对应点的位移，结果如图9所示。计算结果表明沉井本体结构变形与钢壳变形不一致，说明钢壳和沉井结构发生了脱离趋势。

图9 沉井底部隔墙变形

3 现场应力实测分析

3.1 沉井结构应力分析

在沉井基础定位、接高、取土下沉、排水及终沉阶段，隔墙底部的应力是重要指标。在沉井底部钢壳沿顺桥向布置7个(GDY-1～GDY-7)监测测点，安装位置如图10所示。

图10 应力监测点位置示意图

2020年11月1日—12月1日，仙新路过江通道北锚碇沉井已安全、顺利地完成首次接高和第1次降排水下沉。对沉井第1次排水下沉阶段(即接高4节后首次下沉阶段)的隔墙和刃脚底部的钢壳应力监测数据进行分析，得到如图11、图12所示的隔墙及刃脚底部应力分布。监测结果表明：在下沉初期，沉井隔墙底部应力总体随着下沉深度的不断增加而缓慢增加，当沉井下沉到一定深度时，沉井外侧土体对刃脚形成一定的约束作用，此时钢壳应力呈现总体稳定且略微下降的趋势；隔墙及刃脚底部钢壳应力呈现出中部大、端部小的规律，与数值分析结果一致；隔墙及刃脚底部钢壳应力在最中心处略有下降，分析原因为沉井下沉过程中的纠偏对其应力分布产生的影响。

图11 隔墙及刃脚底部应力随时间变化关系

图12 隔墙及刃脚底部钢壳应力空间分布曲线

3.2 沉井侧壁土压力分析

土压力计设置在沉井基础的四周侧壁，用以监测沉井下沉过程中侧壁摩阻力沿深度的变化，同时监测侧壁土压力与沉井下沉深度的关系。侧壁土压力测点共62个，沿高度方向布设6个监测断面，土压力计布置图见图13。

图13 侧壁土压力监测点示意图

图14为沉井侧壁土压力随时间变化关系曲线，由图14可知：不同位置测点的沉井侧壁土压力值均随沉井下沉深度的增加不断增大，第2节沉井侧壁土压力升高速度整体大于第1节沉井侧壁土压力升高速度。沉井宽度方向上的土压力随深度升高值大于其长度方向上的土压力随深度升高值，分析可能原因如下：沉井下沉过程由于取土，隔墙底部土体支承不可能做到时时刻刻完全对称，有可能会出现前后、左右倾斜状态。显然，短边方向侧壁土体更少，能够提供的抗力较长边方向偏小，故沉井更有可能发生向短边的倾斜，使得短边方向土压力升高大于长边方向。

图14 沉井侧壁土压力随时间变化关系

4 结论

本研究以南京仙新路过江通道工程跨江主桥北锚碇沉井基础为研究对象，结合ABAQUS有限元数值分析和现场实测数据，对大型沉井首次接高下沉期的隔墙内力进行了研究，得出结论如下。

(1)通过ABAQUS有限元分析可以看出，首次下沉初期，沉井隔墙和刃脚应力最大值出现在底节钢壳隔墙和刃脚底部位置。

(2)数值分析结果表明，首次接高下沉期间混凝土结构与钢壳应力相差较大且变形不一致，钢壳和沉井结构之间有相互脱离的趋势。

(3)在下沉初期，刃脚埋入土体深度较浅时，随着开挖范围不断扩大，底部支承范围减小，沉井首节钢壳隔墙底部的应力整体呈现增大的趋势;随着下沉深度不断增加，当沉井下沉到一定深度时，沉井外侧土体对刃脚形成一定的约束作用，此时钢壳应力呈现下降的趋势。

(4)下沉初期，沉井侧壁土压力值均随沉井下沉深度的增加不断增大，沉井宽度方向上的土压力随深度升高值大于其长度方向上的土压力随深度升高值。