井筒式地下連續(xù)墻地錨結構力學性能研究

秦曙光，羅富元，歐陽平

(1.廣西荔玉高速公路有限公司，廣西 南寧 530000；2.廣西交通規(guī)劃勘察設計研究院有限公司，廣西 南寧 530029)

0 引言

地下連續(xù)墻以其自身整體剛度大、強度高、防滲擋土等優(yōu)點在國內外很多工程中得到了廣泛應用。其中，井筒式地下連續(xù)墻基礎是一種新型的橋梁基礎形式，它采用地連墻工法建造墻體，利用構造接頭把墻段連接成一個矩形、多邊形或圓形的平面，且其內部可分為一個或多個空格的整體結構，不用開挖內部土體，直接在其頂部設置封口頂板與上部結構相連，地連墻與頂板共同組成井筒狀構造的新型基礎結構形式。井筒式地下連續(xù)墻基礎應用于大跨徑橋梁和重載結構基礎具有明顯的優(yōu)勢。研究表明：井筒式地下連續(xù)墻具有整體剛度大、承載性能好、水平承載力高、抗震性能好等優(yōu)點；在設計中通過利用地連墻剛度的方向性，合理布置其方位可以滿足工程實際要求。本文依托某大橋初步設計階段的地錨結構設計，基于ANSYS有限元軟件，建立地錨結構嵌巖和非嵌巖兩種工況下的數(shù)值有限元模型，研究采用井筒式地下連續(xù)墻作為地錨結構時結構的受力性能，為今后類似的工程實踐提供參考。

1 工程概況

某大橋在初步設計階段中，采用水平承載能力較高、對環(huán)境土體影響較小的井筒式地下連續(xù)墻作為兩岸地錨結構形式。南北兩岸地錨結構的平面尺寸相同，結構可分為頂板、前墻、后墻、隔墻四部分(圖1)。平面尺寸為40 m(橫橋向)×15 m(順橋向)，頂板厚度為6 m；前墻、后墻及隔墻厚度均為1.2 m；在頂板處設置22 m(橫橋向)×2 m(順橋向)×3 m(豎向)的錨槽。近跨中側墻體為前墻，遠跨中側墻體為后墻。南北兩岸的地錨結構高度(含頂板)分別為：11.0 m(南岸)和27.0 m(北岸)。該橋梁工程的北岸地質條件較為復雜，上覆土層較厚，故選取北岸地錨結構作為本文的研究對象。

(a)地下連續(xù)墻頂板

(b)地下連續(xù)墻墻身

2 工程地質條件

橋址區(qū)地層以沖洪積覆蓋層為主，下伏地層以泥盆系中統(tǒng)地層為主，巖性組成為灰?guī)r及泥灰?guī)r，區(qū)域產狀5°/SE∠24°。北岸地錨結構區(qū)地層分布自上而下為：粉質黏土①、粉質黏土②、中風化泥灰?guī)r。

各土層特性如下：(1)粉質黏土①，褐黃、淺黃、褐色，可塑～硬塑狀，土質均勻，韌性及干強度高，局部相變?yōu)轲ね?，局部地段表層為耕植土，屬中等壓縮性土；(2)粉質黏土②，灰褐色，可塑狀，土質較均勻，韌性及干強度中等，局部地段夾卵石層，屬中等壓縮性土；(3)中風化泥灰?guī)r，局部夾灰?guī)r，局部發(fā)育溶洞，巖體較完整。各土層物理力學指標見表1。

表1 各土層物理力學指標表

3 有限元模型建立

3.1 分析工況

本文將建立地錨結構嵌巖和非嵌巖兩種工況下的數(shù)值有限元模型，通過分析對比，研究采用井筒式地下連續(xù)墻作為地錨結構時結構的受力性能。表2為兩種工況下井筒式地錨結構高度范圍內的土層厚度，地錨結構頂面與地面齊平。

表2 兩種工況下地錨結構高度范圍內的土層厚度對比表

3.2 有限元模型

采用通用有限元軟件ANSYS建立實體有限元分析模型，混凝土結構和土體均采用SOLID185實體單元進行模擬，按彈性材料考慮。混凝土和土體之間采用面-面接觸單元連接，土體接觸面選用CONTA173單元，結構目標面選用TARGE170單元模擬，土層與結構的接觸面摩擦系數(shù)取0.2，巖層與結構的基礎面摩擦系數(shù)取0.45。結構為對稱結構，為節(jié)省計算時間，選取1/2結構-場地進行建模求解，有限元實體模型如圖2所示。

(a)1/2場地數(shù)值模型

(b)1/2臨時地錨模型

場地尺寸：175 m(順橋向)×42 m(1/2橫橋向)×87 m(豎向)，場地尺寸確定原則為：增大擬定場地尺寸進行計算，對結構和近場土體的計算結果無影響。

邊界條件：約束場地順橋向兩個面、橫橋向遠離結構的側面、場地底面上所有節(jié)點的UX(橫橋向)，UY(順橋向)，UZ(豎向)三個自由度；約束結構-場地對稱面上所有節(jié)點的UX自由度。

荷載情況：在錨槽的錨固點處(1/2結構共7處)施加相同的水平力(指向跨中)和豎向力(向上)，水平力大小為5 732.1 kN；豎向力大小為1 559.6 kN。

4 數(shù)值模擬分析

通過有限元模型的分析，對在豎向和水平向荷載組合作用下的地錨結構進行分析得到不同工況下井筒式地下連續(xù)墻結構、場地土體及基巖的受力特性。

4.1 結構分析結果

通過提取結構的第1主應力，考察結構的拉應力情況；通過提取結構的第3主應力，考察結構的壓應力情況，并對嵌巖和非嵌巖兩種工況的結果進行對比。

表3為嵌巖工況和非嵌巖工況的頂板分析結果；圖3為嵌巖工況地連墻應力云圖；圖4為非嵌巖工況地連墻應力云圖。兩個工況的頂板最大拉應力均出現(xiàn)在錨面與錨槽底面接觸(錨固點下方)，這是由于集中力的局部錨固效應引起的，通過進行局部合理的構造措施可以滿足受力要求。兩個工況的頂板最大壓應力均出現(xiàn)在錨面的局部錨固處，整體而言頂板壓應力較小，滿足受力要求。從表3可以看出，兩種工況下頂板的最大拉、壓應力基本一致，但是由于嵌巖工況中，墻身底部的嵌固約束，使得嵌巖工況的頂板位移遠小于非嵌巖工況的頂板位移。

表3 兩種工況下頂板分析結果(不考慮應力集中效應)表

由圖3(a)～(b)可以看出，對于嵌巖工況，墻身最大拉應力發(fā)生在底部的隔墻和前墻交接處，且在后墻下部分布有較大的拉應力(1.24～1.81 MPa之間)，這是由于在水平力作用下，結構整體傾斜變形受到基巖的嵌固約束，使得后墻下部受拉。圖4(a)～(b)顯示，對于非嵌巖工況，墻身最大拉應力與嵌巖工況一致，也發(fā)生在底部的隔墻和前墻交接處，但由于非嵌巖工況沒有基巖的嵌固約束，其后墻無明顯拉應力較大區(qū)域。整體而言，兩個工況下的墻身拉應力水平較小，滿足結構受力要求，需要注意對底部墻體交接處的構造設計。

由圖3(c)～(d)可以看出，對于嵌巖工況，墻身最大壓應力出現(xiàn)在墻身底部的外隔墻和前墻交接處。由于基巖的嵌固約束，前墻和后墻均出現(xiàn)墻身壓應力較大的分布區(qū)域；而圖4(a)～(b)則顯示，對于非嵌巖工況，只在前墻分布有較大的壓應力區(qū)。整體而言，兩個工況下的墻身壓應力滿足結構受力要求。

4.2 土層側向受力分析結果

通過提取土層的順橋向應力，考察各土層的側向土壓力情況。圖5為嵌巖工況各層土順橋向應力分布圖；圖6為非嵌巖工況各層土順橋向應力分布圖。從圖5可以看出，最大側向壓力發(fā)生在前墻與巖層頂部接觸處，該區(qū)域最大側向壓力在-1.22～-1.43 MPa之間，有明顯的應力突變現(xiàn)象，這是由于該處的側向約束發(fā)生突變，在水平荷載作用下，基巖對抵抗結構的傾斜變形起主要作用。此外，地連墻內部土芯中基巖部分也產生約-0.5 MPa的側向應力，表明土芯對抵抗水平力也起到了一定的作用。圖6則顯示，地錨結構不嵌入巖層中時，土層側向無明顯應力突變區(qū)域。

(a)墻身第1主應力(前墻面視角)

(b)墻身第1主應力(后墻面視角)

(c)墻身第3主應力(前墻面視角)

(d)墻身第3主應力(后墻面視角)

(a)墻身第1主應力(前墻面視角)

(b)墻身第1主應力(后墻面視角)

(c)墻身第3主應力(前墻面視角)

(d)墻身第3主應力(后墻面視角)

圖5 嵌巖工況各層土側向應力云圖(單位：MPa)

圖6 非嵌巖工況各層土側向應力云圖(單位：MPa)

4.3 基底豎向受力分析結果

通過提取巖層的豎向應力，考察基巖的豎向應力情況。圖7為嵌巖工況基巖豎向應力分布圖，圖8為非嵌巖工況基巖豎向應力分布圖。圖7～8表明，兩種工況下巖層最大壓應力均發(fā)生在與前墻底面接觸的區(qū)域。其中，非嵌巖工況的最大基底較大，為嵌巖工況的1.67倍。這是由于在嵌巖工況中，基巖的側向約束對抵抗頂板傳下來的水平荷載起到了較大的貢獻，而非嵌巖工況中，由于土體的側向約束較弱，對抵抗水平荷載效應貢獻較小。

圖7 嵌巖工況基底豎向應力云圖(單位：MPa)

圖8 非嵌巖工況基底豎向應力云圖(單位：MPa)

5 結語

本文通過對嵌巖和非嵌巖兩種工況的井筒式地下連續(xù)墻地錨結構進行實體有限元數(shù)值模擬分析發(fā)現(xiàn)：

(1)對于地錨結構嵌巖和非嵌巖兩種工況，頂板的最大拉、壓應力基本一致，但是由于嵌巖工況中，墻身底部的嵌固約束，使得嵌巖工況的頂板位移遠小于非嵌巖工況的頂板位移。

(2)對于嵌巖地錨結構，由于結構整體傾斜變形受到基巖的嵌固約束，使得結構前墻和后墻均存在拉、壓應力較大的分布區(qū)域，而非嵌巖工況的應力較大區(qū)域基本位于前墻面。

(3)地錨結構嵌巖時，最大側向土壓力發(fā)生在前墻與巖層頂部接觸處，有明顯的應力突變現(xiàn)象，而非嵌巖工況的土層側向土應力無明顯應力突變區(qū)域。

(4)在嵌巖工況中，基巖的側向約束對抵抗頂板傳下來的水平荷載起到了較大的貢獻；在非嵌巖工況中，由于土體的側向約束較弱，對抵抗水平荷載效應貢獻較小。

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