超深大沉井基礎(chǔ)的承載特性

羅朝洋，馬建林，周和祥，張 凱

(西南交通大學(xué) 土木工程學(xué)院，四川 成都 610031)

沉井基礎(chǔ)因其承載能力強、整體剛度大等優(yōu)點，在大型橋梁工程中被廣泛應(yīng)用。隨著沉井基礎(chǔ)向更大平面尺寸、更深埋深方向迅速發(fā)展，現(xiàn)有的理論計算方法遇到了嚴峻的挑戰(zhàn)。目前，國內(nèi)外學(xué)者從現(xiàn)場監(jiān)測、室內(nèi)模型試驗、理論推導(dǎo)、數(shù)值模擬等不同方面對沉井基礎(chǔ)做了許多研究[1-6]。穆保崗等[7]現(xiàn)場監(jiān)測了沉井下沉的側(cè)壁土壓力和井壁與土層的摩擦因數(shù)，得到了下沉過程中側(cè)壁摩阻力的分布曲線，并指出了“上下小、中間大”的曲線分布形式，對現(xiàn)行規(guī)范公式進行了修正。王建等[8]對沉井側(cè)壁摩阻力進行室內(nèi)試驗，得到了側(cè)壁摩阻力隨沉井入土深度變化的分布規(guī)律。施文龍[9]以實際沉井工程為背景開展了有限元模擬工作，分析了不同上部荷載作用下沉井基底反力的變化形式，并對沉井下沉的力學(xué)模型中刃腳端阻力、井壁摩阻力以及下沉系數(shù)進行了優(yōu)化。王正振等[10]利用PLAXIS 3D有限元軟件對某大橋南錨碇沉井基礎(chǔ)施工和使用過程中的應(yīng)力、位移進行數(shù)值模擬分析，并與實測結(jié)果進行對比，驗證了模擬結(jié)果的可靠性。然而，目前大多數(shù)文獻是對沉井吸泥下沉階段的沉降和力學(xué)特性進行研究，對于超深大沉井在澆筑封底混凝土后的承載特性還沒有太多的研究成果。本文通過有限元軟件ABAQUS對滬通長江大橋主塔28#墩沉井基礎(chǔ)封底后的承載特性進行數(shù)值模擬計算，并結(jié)合現(xiàn)場監(jiān)測結(jié)果分析其承載特性，計算結(jié)果可為滬通長江大橋后續(xù)工程的施工提供一定參考。

1 工程概況

滬通長江大橋[11-12]主航道橋采用雙塔五跨連續(xù)鋼桁梁斜拉橋，主墩采用倒圓角的矩形沉井基礎(chǔ)。沉井井身頂面平面尺寸為86.9 m×58.7 m，倒圓半徑為7.45 m，沉井平面布置了24個12.8 m×12.8 m井孔。28#墩沉井基礎(chǔ)總高105 m，分上下兩部分：上部高61 m，為鋼筋混凝土沉井，混凝土等級為C45；下部高44 m，外層為鋼殼體，內(nèi)部灌注混凝土等級為C45。整個沉井底節(jié)及頂節(jié)高8 m，其余每節(jié)高約6 m，封底混凝土高13 m。主墩沉井基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)見圖1。

圖1 主橋墩沉井基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)(單位：cm)

2 現(xiàn)場監(jiān)測情況

現(xiàn)場從塔座施工開始時進行監(jiān)測。由于塔座施工過程中監(jiān)測點有所變動，為了避免對沉降數(shù)值的影響，塔座施工完成之后開始計算沉降，即以塔座施工完成之時為沉降位移零點。在塔座施工之前，已經(jīng)完成沉井(399 915.5 t)，蓋板(7 365.5 t)和承臺(103 845.6 t)的施工，沉井質(zhì)量為考慮浮力后的有效質(zhì)量。28#墩沉降監(jiān)測記錄見表1，其中28C1，28C2，28C3，28C4分別為布置在沉井4條邊終點處的測點。

表1 28#墩沉降監(jiān)測記錄

3 沉井承載特性的有限元數(shù)值模擬分析

3.1 建立模型

本文利用ABAQUS建立主塔28#墩沉井基礎(chǔ)三維模型?？紤]到土體模型邊界效應(yīng)，地基土體模型寬度宜取大于5倍基礎(chǔ)寬度，深度宜取大于3倍基礎(chǔ)寬度。因此，地基土體模型的南北和東西總長度均取600 m，厚度取河床向下300 m。地基土體模型采用摩爾-庫侖本構(gòu)模型，土層為彈塑性材料，土層參數(shù)見表2。由于實際情況中沉井結(jié)構(gòu)剛度相對土體來說非常大，故鋼殼和鋼筋混凝土沉井采用線彈性材料，沉井材料參數(shù)見表3。

表2 土層參數(shù)

表3 沉井材料參數(shù)

地基土體和沉井的接觸類型為硬接觸和罰函數(shù)類型。模型單元類型選擇C3D8R八節(jié)點縮減積分實體單元，沉井單元共 53 239 個，土體單元 56 041 個。沉井和地基土體的模型見圖2。

圖2 沉井和地基土體的模型

考慮土體應(yīng)力狀態(tài)隨土體所處深度的不同而不同，且土體脫離原狀土體應(yīng)力空間會對應(yīng)力狀態(tài)有影響,因此對壓縮模量進行如下修正[13-14]：

Ei=Esi,0.1-0.2[1+(zi/h0)1/β]

(1)

式中：Ei為修正后的第i層土的土體壓縮模量；zi為第i層土的深度，m；h0為參考深度，取1 m；β為與土樣擾動及有效應(yīng)力損失等有關(guān)的常數(shù)，根據(jù)高壓固結(jié)試驗結(jié)果及土樣擾動情況來取值，見表4。

表4 不同性質(zhì)土的β

3.2 有限元模型計算結(jié)果

3.2.1 沉井沉降的數(shù)值模擬

因為主塔施工是在已完成的沉井基礎(chǔ)頂面上進行，所以將表1中的上部施工荷載換算為相應(yīng)均布荷載施加在沉井頂面上，可省去建立上部主塔模型的工作。由此得到沉井的荷載-沉降曲線，見圖3。

圖3 沉井荷載-沉降曲線

由圖3可知，由于施工環(huán)境復(fù)雜，監(jiān)測結(jié)果有波動，但總體看來實測曲線近似線性發(fā)展，沉井的數(shù)值模擬值與實測值符合較好，驗證了有限元模型的合理性。結(jié)合塑形應(yīng)變分布(見圖4)可知，塔柱41節(jié)施工完畢時，基底土體大部分仍然處于彈性階段，只在沉井基礎(chǔ)兩邊角點處開始有塑性發(fā)展。

圖4 塑性應(yīng)變分布

沉井設(shè)計荷載相應(yīng)的質(zhì)量組合為 677 835 t，附加力相應(yīng)的質(zhì)量組合(有車)為 695 260.1 t。從塔座施工完畢后開始累計荷載和沉降，直至塔柱41節(jié)施工完畢，由上部施工結(jié)構(gòu)的質(zhì)量換算為荷載81.95×105kN，通過數(shù)值模擬計算得到其沉降為35.29 cm。設(shè)計荷載-沉降曲線見圖5，圖中虛線處為目前施工荷載。

圖5 設(shè)計荷載-沉降曲線

3.2.2 利用荷載增量法計算基底土體極限承載力

在恒載和附加力組合的基礎(chǔ)上，再分級繼續(xù)加載，每一級為1 MPa。當運算不收斂時，將不收斂點附近的荷載細分，每一級為100 kPa，重新提交計算，最終計算出沉井模型的極限荷載。極限荷載下的荷載-沉降曲線見圖6。

圖6 極限荷載下的荷載-沉降曲線

由圖6可知，荷載-沉降曲線沒有明顯的拐點，屬于緩變型曲線。這是由于沉井基礎(chǔ)埋置較深，基底土體所受周圍土體圍壓較大，土體處于高壓壓縮狀態(tài)，承載力很高，破壞形式不是整體剪切破壞而是局部剪切破壞(或沖切破壞)。在圖中用虛線標注了設(shè)計荷載和相應(yīng)的沉降計算結(jié)果，由此可以看出設(shè)計荷載還遠遠未達到極限荷載，該地基土體有足夠的強度儲備。

極限荷載下基底土體塑性應(yīng)變見圖7。可知，在極限荷載下沉井基底土體的塑性變形在基礎(chǔ)底面以下貫通，使基底土體整體達到極限狀態(tài)而破壞。

圖7 極限荷載下基底土體塑性應(yīng)變

3.2.3 沉井的強度儲備安全因數(shù)

在橋梁運營期間，沉井基底土體的上部荷載應(yīng)該是恒載組合與附加力組合之和，為134.56×105kN。由有限元數(shù)值模擬值可以看出在基底土體破壞時的荷載為436.57×105kN。因為曲線是從塔座施工完成之后開始計算沉降，所以應(yīng)當考慮塔座施工完成之前各結(jié)構(gòu)質(zhì)量引起的荷載。在塔座施工之前，已經(jīng)完成沉井(399 915.5 t)，蓋板(7 365.5 t)和承臺(103 845.6 t)的施工，塔座施工前的質(zhì)量組合為 25 700 t。因此，把各結(jié)構(gòu)質(zhì)量換算為荷載，求得總的極限荷載應(yīng)為489.18×105kN。在不計基礎(chǔ)沉降的情況下，其基底極限荷載約是運營期荷載的3.6倍，即強度儲備安全因數(shù)為3.6。

4 結(jié)論

1)利用ABAQUS對沉井基礎(chǔ)進行數(shù)值模擬，并與現(xiàn)場監(jiān)測結(jié)果對比，二者符合較好，證明了有限元模型的可靠性。

2)沉井基礎(chǔ)基底土體的破壞形式為局部剪切破壞，荷載-沉降曲線為沒有明顯拐點的緩變型曲線。

3)沉井基礎(chǔ)在施工運營階段沉降最大值為35.29 cm，沉井基底土體的極限荷載為489.18×105kN，強度儲備安全因數(shù)為3.6。