大型沉井基礎(chǔ)初沉階段受力特性及開裂控制

施 洲，李佳奇，秦搏聰，李 冰，李思陽

（1.西南交通大學 土木工程學院，四川 成都 610031；2.中國鐵路上海局集團有限公司 南京鐵路樞紐工程建設(shè)指揮部，江蘇 南京 210042）

沉井基礎(chǔ)在土木工程領(lǐng)域已有上百年的應用，廣泛應用于橋梁、港口及水利水電工程中[1]。它既是永久結(jié)構(gòu)物的基礎(chǔ)，又是施工時擋土和擋水的結(jié)構(gòu)。沉井基礎(chǔ)埋置深度大，整體性強，穩(wěn)定性好，能承受較大的垂直和水平荷載，因此沉井基礎(chǔ)常用于持力層相對較深的大跨度斜拉橋橋塔、懸索橋的錨碇或主塔基礎(chǔ)[2]。隨著橋梁結(jié)構(gòu)跨度不斷增大，大型沉井基礎(chǔ)的平面尺寸也不斷增加，為下沉施工帶來更多挑戰(zhàn)。沉井在下沉施工過程中處于動態(tài)平衡狀態(tài)，影響沉井結(jié)構(gòu)變形及受力的因素十分復雜，主要包括沉井結(jié)構(gòu)構(gòu)造和尺寸、井壁側(cè)摩阻力和土壓力、刃腳端阻力及水浮力等，國內(nèi)外學者曾對沉井下沉相關(guān)問題開展過廣泛的研究[3]。

Gerolymos 等[4]基于廣義Winkler 地基模型，提出了一種沉井在水平及循環(huán)荷載下變位的計算方法，此方法與試驗、有限元計算結(jié)果能夠較好地吻合。Karapiperis 等[5]采用有限元方法，并基于遺傳算法的優(yōu)化程序，對大型沉井基礎(chǔ)在橫向荷載、豎向荷載及彎矩作用下的響應進行了參數(shù)分析，結(jié)果表明Winkler模型的計算結(jié)果與有限元計算結(jié)果較為一致。AlamPalli 等[6]研究了沉井在承受豎向和水平向荷載時的結(jié)構(gòu)響應。朱建民等[7]及穆保崗等[8]對南京四橋北錨碇沉井進行了安全監(jiān)控分析，結(jié)果表明大型沉井在初沉階段底部懸空區(qū)域較大時受力為最不利工況之一，混凝土最大拉應力出現(xiàn)的位置為沉井隔墻中跨底部，井壁土壓力能減小隔墻底部拉應力，設(shè)置凹槽可以降低沉井側(cè)摩阻力。米長江等[9]對馬鞍山長江公路大橋南錨碇沉井的下沉可行性進行了驗算，并采用有限元方法對沉井初沉階段的沉降量進行了估算，計算結(jié)果驗證了該沉井在下沉施工中的安全性。鄧友生等[10-11]基于鸚鵡洲大橋北錨碇圓形沉井工程實例，對沉井在下沉過程中的側(cè)壁土壓力和沉井底部應力變化情況進行了監(jiān)測與分析，分析沉井的最大拉、壓應力均出現(xiàn)在其初沉階段。穆保崗等[12]基于南京四橋與馬鞍山長江大橋工程實例，對沉井初沉高度、下沉可行性指標、開挖方式對大型沉井下沉的影響進行了研究，結(jié)果表明地基承載力與沉井自重應力水平對沉井初始接高有著重要的影響，沉井初沉階段為受力最不利階段之一。王建等[13]采用室內(nèi)試驗研究側(cè)壁摩阻力隨沉井入土深度變化的規(guī)律，并用理論分析側(cè)摩阻力產(chǎn)生變化的原因。

既有的研究工作表明，大型沉井在初沉階段，由于其平面面積大、高度低而剛度較小、周圍土壓小，結(jié)構(gòu)受力較為不利。隨著沉井結(jié)構(gòu)不斷向更大平面面積發(fā)展，沉井下沉施工更加復雜，對初沉階段的受力安全及沉井混凝土開裂控制均提出了更高的要求。

本文結(jié)合連鎮(zhèn)鐵路五峰山長江大橋北錨碇沉井基礎(chǔ)初沉階段，通過數(shù)值仿真分析和現(xiàn)場試驗，進行大型沉井初沉階段受力特性及混凝土開裂控制研究。

1 大型沉井基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)與下沉方法

1.1 大型沉井基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)概況

五峰山長江大橋北錨碇沉井結(jié)構(gòu)長、寬、高分別為100.7，72.3和56 m，是目前世界上平面面積（7 260 m2）最大的沉井基礎(chǔ)[14]。沉井由四周井墻及內(nèi)隔墻劃分為8×6=48個帶倒角矩形井孔，四周井墻厚2.0 m，內(nèi)隔墻厚1.3 m。沉井結(jié)構(gòu)沿高度方向分為10節(jié)，第1節(jié)為鋼殼填芯混凝土結(jié)構(gòu)（高8 m），第2至第10節(jié)為鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)，高（6+6×5+4+8）m，沉井在初沉階段，前3節(jié)結(jié)構(gòu)（高19 m）排水下沉至標高-8 m。沉井首節(jié)鋼殼內(nèi)混凝土及其上鋼筋混凝土均采用C30等級；底節(jié)鋼殼采用Q235鋼材，鋼殼的標準厚度為10 mm，隔墻與刃腳底部的鋼殼厚度為16 mm。沉井設(shè)計頂面標高為+1.0 m，沉井底部標高為-55.0 m，置于粉細砂砂層中。沉井基礎(chǔ)中初沉階段的前3節(jié)結(jié)構(gòu)如圖1所示。為方便后續(xù)描述，將沉井縱、橫向井墻及隔墻的編號從中部向兩側(cè)分別記為C1—C4，K1—K5，如圖2所示。

圖1 沉井前3節(jié)結(jié)構(gòu)（單位：cm）

1.2 大型沉井基礎(chǔ)下沉施工工藝

五峰山長江大橋北錨碇沉井基礎(chǔ)位于沖積平原區(qū)，地形較平坦，其土層分布依次為：填土、淤泥質(zhì)粉質(zhì)黏土、粉砂夾粉土、粉砂、粉細砂等。下伏基巖為石英閃長斑巖，基巖頂面標高在-54.6～-63.7 m范圍內(nèi)，巖面傾斜角約5°。為了保證沉井拼裝時地基承載力的要求，在沉井施工前對沉井范圍內(nèi)-16 m以上地層進行砂樁加固處理。

圖2 沉井結(jié)構(gòu)分區(qū)

沉井的受力、下沉速度與其下沉方法有著十分緊密的聯(lián)系[15]，傳統(tǒng)的沉井下沉方法主要為“大鍋底”下沉，即按“中間深、四周淺”的開挖方式在整個沉井底部取土，使沉井結(jié)構(gòu)僅四周井墻底部存在土體支承，中間隔墻底部則處于懸空狀態(tài)，從而減小底部端阻力，實現(xiàn)沉井在自重作用下以較快的速度下沉。然而，采用“大鍋底”下沉時大型沉井結(jié)構(gòu)隔墻底部的懸空區(qū)域較大，因平面面積大而存在顯著的彎曲受力效應，特別是在初沉階段，沉井結(jié)構(gòu)的高度相對較小，會產(chǎn)生顯著的縱橫向彎矩，并在沉井中部隔墻底部產(chǎn)生極大的拉應力。為改善沉井結(jié)構(gòu)的受力，可不開挖部分沉井中部隔墻底部土體而增加土體支承面積，即為多區(qū)開挖、多點連續(xù)支承下沉法，如“中鍋底”“小鍋底”[16]，如圖3所示，圖中井墻及隔墻涂藍部分表示基底土未開挖。

2 初沉階段沉井有限元仿真

運用ANSYS 軟件建立初沉階段沉井的有限元模型[17]。模型中，混凝土結(jié)構(gòu)采用Solid45 實體單元模擬，首節(jié)鋼殼結(jié)構(gòu)采用Shell63板殼單元模擬；鋼殼與混凝土的連接采用共用節(jié)點的方式模擬。為得到質(zhì)量優(yōu)良的單元，建模中采用幾何體掃略的單元劃分技術(shù)生成規(guī)整且過渡平順的六面體單元，單元的最小尺寸為25 cm，最大尺寸為50 cm。沉井結(jié)構(gòu)的有限元模型如圖4所示。模型的邊界條件主要考慮井壁及隔墻底部豎向支撐，采用只受壓彈簧單元模擬，彈簧剛度取基底土壓縮模量×面積。為保證沉井安全受力，施工工藝中不允許沉井混凝土出現(xiàn)開裂，因此，有限元計算中沉井混凝土及鋼材料均采用規(guī)范規(guī)定的線彈性本構(gòu)關(guān)系。

圖3 大型沉井下沉方法

圖4 初沉階段沉井有限元模型

在五峰山長江大橋北錨碇沉井基礎(chǔ)初沉階段，沉井在自重作用及施工開挖下克服底部端阻力開始下沉，此時沉井底部刃腳的支承面積對下沉中沉井結(jié)構(gòu)受力影響顯著，而不同施工方法下井底支承條件差異顯著。為系統(tǒng)分析不同下沉方法下沉井結(jié)構(gòu)的受力與變形特點，對“大鍋底”“中鍋底”“小鍋底”3種下沉方法開展沉井結(jié)構(gòu)有限元計算分析。大型沉井的初沉階段可分為初沉前與初沉就位后2個代表性工況。在初沉前階段，作用在沉井結(jié)構(gòu)上的荷載主要為沉井結(jié)構(gòu)自重及沉井刃腳土體支承反力。隨著沉井底部逐漸沉入土體，沉井結(jié)構(gòu)開始受到四周土體的作用力，包括井壁主動土壓力及側(cè)摩阻力。側(cè)摩阻力與四周土體的物理參數(shù)直接相關(guān)，一般由朗金公式計算，并結(jié)合地質(zhì)勘探與經(jīng)驗值進行確定[18]；主動土壓力通常由朗肯主動土壓力理論公式得到。沉井沉入土體越深，井壁主動土壓力及側(cè)摩阻力值就越大。在初沉就位后階段，井壁外側(cè)的主動土壓力及側(cè)摩阻力達到初沉階段的最大值。仿真分析中各土層的物理參數(shù)、沉井結(jié)構(gòu)側(cè)面受到的主動土壓力和側(cè)摩阻力見表1。表中側(cè)摩阻力為土層厚度范圍內(nèi)的平均值。

表1 各土層的物理參數(shù)、沉井側(cè)壁土壓力和側(cè)摩阻力

3 初沉階段受力仿真分析與現(xiàn)場實測

3.1 應力分布規(guī)律

在初沉階段，“大鍋底”、“中鍋底”、“小鍋底”3種下沉方法下沉井結(jié)構(gòu)最不利受力仿真分析結(jié)果見表2。

由表2可見：不同下沉方法對混凝土的拉應力峰值有著顯著影響，當采用“大鍋底”下沉時，初沉前混凝土的拉應力峰值達到11.4 MPa，已超過了鐵路橋梁規(guī)范規(guī)定C30 混凝土的拉應力限值2.2 MPa；采用“中鍋底”下沉時，初沉前混凝土拉應力峰值減小了82%左右，略大于混凝土拉應力限值；采用“小鍋底”下沉時，初沉前混凝土拉應力峰值減小了91%左右，小于混凝土拉應力限值；在采用不同下沉方法時，鋼殼應力均小于強度設(shè)計值。此外，初沉就位后的計算結(jié)果表明，采用不同的下沉方法時，沉井外側(cè)周圍土體側(cè)向力（主要為主動土壓力）能不同程度地減小混凝土的峰值拉應力，當采用大、中、小鍋底下沉時，下沉至標高-8 m處沉井外側(cè)土體側(cè)向力能分別減小混凝土峰值應力的4.4%，5.0%和36.7%。可見，沉井外側(cè)土體側(cè)向力對結(jié)構(gòu)受力是有利的，因而沉井在初沉階段中，受力最不利階段對應為初沉前。

表23 種下沉方法下沉井結(jié)構(gòu)最不利受力結(jié)果

采用“大鍋底”下沉方法時沉井結(jié)構(gòu)應力分布如圖5所示。由圖5可見，受力最不利位置位于沉井中部隔墻底部，拉應力超限的區(qū)域較大，隔墻底部混凝土開裂風險顯著。

初沉前縱橫向井墻及隔墻底部混凝土結(jié)構(gòu)的應力分布如圖6所示。由圖6可知：隔墻底部在土體支承處應力水平較低，而在懸空區(qū)域處應力水平較高；沉井結(jié)構(gòu)在采用“大鍋底”下沉時，隔墻底部在跨中附近區(qū)域的應力水平最高，K1，K2，K3，C1 和C2 隔墻底部混凝土拉應力峰值均已超過限值2.20 MPa；采用“中鍋底”下沉時，K3 橫墻底部混凝土的拉應力峰值為2.31 MPa，略大于混凝土的抗拉強度，但明顯小于“大鍋底”下沉時混凝土的應力峰值；采用“小鍋底”下沉時，沉井結(jié)構(gòu)各墻體底部保留土體多點支承，相較于前2種下沉方法，隔墻底部混凝土的應力水平明顯降低，混凝土在靠近井壁區(qū)域應力水平最高，應力峰值為1.28 MPa，小于混凝土抗拉強度，其余區(qū)域的應力水平較低，介于-0.5～0.5 MPa的范圍內(nèi)。可見，在初沉階段，大平面面積的沉井的受力與下沉施工開挖方法顯著影響，再考慮到實際施工開挖過程中沉井底部支承的不均勻性等，在采用“大鍋底”“中鍋底”下沉時，隔墻底部部分區(qū)域的混凝土存在顯著的開裂風險。因此，在制定沉井結(jié)構(gòu)的下沉方案時，應綜合考慮施工工藝特點、沉井結(jié)構(gòu)的受力特點、有限元計算結(jié)果、規(guī)范要求等情況。

圖5 “大鍋底”下沉時沉井結(jié)構(gòu)應力分布（單位：MPa）

在上述有限元計算中，尚未考慮實際施工中開挖不同步的情況，因此實際施工中沉井受力與變形比理想同步開挖更為不利，可根據(jù)沉井施工中允許的最不利幾何變位、不同步開挖工況等反算最不利應力與變形。

3.2 變形分布規(guī)律

為分析沉井初沉前階段中的縱橫向井墻及隔墻的變形特性，提取各井墻及隔墻底部中軸線上節(jié)點豎向位移值，得到初沉前沉井隔墻底部的豎向位移分布圖，如圖7所示。

圖6 隔墻底部混凝土拉應力分布

圖7 隔墻底部豎向位移分布

由圖7可知：當采用僅四周支承的“大鍋底”下沉時，其跨中區(qū)域位移最大，支承處位移最小，位移曲線總體呈拋物線分布，沉井結(jié)構(gòu)的變形特征類似于簡支梁格板結(jié)構(gòu)；當采用“中鍋底”下沉時，沉井被土體支承區(qū)域分割為4個分區(qū)，最大位移量顯著降低，沉井結(jié)構(gòu)的變形特征類似于2跨連續(xù)梁格板結(jié)構(gòu)；當采用“小鍋底”下沉時，沉井結(jié)構(gòu)各個井孔均為1個獨立的開挖分區(qū)，沉井結(jié)構(gòu)的變形特征類似于多點支承的連續(xù)梁格板結(jié)構(gòu)，最大位移量進一步降低；從位移量值來看，“大鍋底”下沉時沉井的位移量值最大，約為-20 mm；與“大鍋底”相比，“中鍋底”與“小鍋底”下沉時沉井的最大位移均顯著降低，分別約為-1.6 和-0.25 mm?？梢姡辆诔醭岭A段，其豎向位移分布受下沉方法的影響極大。此外，由于大型沉井下沉時對其下沉的幾何姿態(tài)要求較高[19]，而沉井下沉時位移量值與沉井結(jié)構(gòu)的幾何尺寸相比而言甚小，這顯著加大了沉井施工變形監(jiān)控精度要求。

3.3 沉井現(xiàn)場實測幾何變形及應力結(jié)果

沉井首次下沉實際施工過程中，由于48個井孔同時開挖，施工同步性保持情況直接影響沉井的幾何姿態(tài)與受力。根據(jù)沉井結(jié)構(gòu)特點，結(jié)合沉井初沉階段的有限元計算分析結(jié)果，在五峰山長江大橋北錨碇沉井基礎(chǔ)沉井頂面的四角、四周井墻中部及中心點共布置了9個幾何變形測點監(jiān)控幾何參數(shù)；并在沉井首節(jié)頂部及底部混凝土進行了應力測點布置監(jiān)測沉井結(jié)構(gòu)受力。幾何變形測點采用“北斗+GPS”自動監(jiān)測系統(tǒng)實時在線監(jiān)測三維坐標變化，應力采用振弦式應變計進行測量。沉井頂部變形測點及底部混凝土應力測點及布置如圖8所示，首節(jié)沉井結(jié)構(gòu)的現(xiàn)場照片如圖9所示。

圖8 沉井變形測點及底部應力測點布置

圖9 沉井現(xiàn)場結(jié)構(gòu)

在初沉階段，實測沉井頂面高差基本在20 cm以內(nèi)，在參考限值50 cm范圍內(nèi)。實測四周井墻（C4，K5）中部測點D1—D4 相對兩端的撓度、中部隔墻（C1，K1）中點D0相對兩端的撓度與有限元反算最不利控制值的對比如圖10所示。初沉階段部分沉井應力實測值及其與控制計算值如圖11所示。

圖10 沉井頂部撓度實測結(jié)果

由圖10可見：受各井孔內(nèi)開挖施工難以嚴格同步的影響，最不利井墻與隔墻的撓度分別為17.0 和-13.8 cm，個別測點略大于理論計算值外基本在理論計算值范圍以內(nèi)。

圖11 沉井底部混凝土應力實測結(jié)果

由圖11可見：沉井實測應力介于-2.8～3.3 MPa 之間，除個別測點外基本在有限元計算最不利值以內(nèi)。

變形及應力的偏差主要原因在于施工過程中各井孔內(nèi)開挖難以做到嚴格同步。但有限元計算結(jié)果仍能夠給出良好的參考，現(xiàn)場的監(jiān)測及其與材料限值的對比同樣重要?，F(xiàn)場實測與對比分析也表明，在初沉階段采用開挖更為均勻、支承面積更大的“小鍋底”下沉方法能確保沉井基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)的受力安全。

4 大型沉井結(jié)構(gòu)開裂控制研究

隨著大型沉井基礎(chǔ)平面面積不斷增大，初始下沉階段沉井結(jié)構(gòu)受彎效應越發(fā)顯著，在地基土不均勻、開挖不均勻的情況下受力更復雜，沉井開裂風險極高，同時對均勻同步施工的要求也更高。針對此問題，進一步開展沉井結(jié)構(gòu)施加預應力的開裂控制研究。以施工便捷的“大鍋底”工藝為基礎(chǔ)，結(jié)合大型沉井基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)特點研究合理的預應力鋼束布置方案。預應力鋼束擬采用1 860 MPa級鋼絞線，后張法施工。預應力鋼束布置在沉井各隔墻底部刃腳上方35～50 cm處，各隔墻的預應力鋼束在豎直方向上進行多排布置，一排布置2 或3 束，每束含9根公稱直徑為15.2 mm的鋼絞線，布置方案如圖12所示。

沉井抗裂可參照部分預應力A，B類及全預應力混凝土構(gòu)件的設(shè)計思路制定，即按沉井底部混凝土“裂縫不超限”“不開裂”“不受拉”3種預應力控制開裂設(shè)計對策，制定不同對策目標下的開裂控制方案1—方案3?？紤]到井壁在施工過程中存在基底土體局部坍塌、翻砂等風險，在方案2 基礎(chǔ)上加強四周井墻（K5，C4）預應力的布置，即方案4。沉井結(jié)構(gòu)的有限元模型中，預應力筋采用2節(jié)點3D 桿單元Link8 模擬，為計算混凝土的裂縫寬度，采用Solid65 實體單元模擬混凝土結(jié)構(gòu)。力筋的預拉應力通過對預應力筋單元設(shè)置初應變予以施加，預應力筋單元與混凝土單元之間采用約束方程法進行連接。通過試算及調(diào)整優(yōu)化得到各種預應力布置方案見表4。4種方案下，計算得到隔墻底部混凝土的最大拉應力見表5，其中方案4 下的隔墻應力分布如圖13所示。

表4 大鍋底下沉時預應力鋼束布置方案

結(jié)合表4及表5可知，采用傳統(tǒng)的“大鍋底”下沉時，沉井中部隔墻底部混凝土處于較高的應力水平；各隔墻底部施加預應力后，混凝土的拉應力峰值顯著降低。采用方案1時，混凝土的拉應力峰值為3.09 MPa，少部分區(qū)域的混凝土會開裂，但裂縫的最大計算寬度小于0.2 mm，一定程度上可滿足工程需要。采用方案2時，混凝土的拉應力峰值為2.00 MPa，小于混凝土的拉應力限值，不會發(fā)生混凝土開裂現(xiàn)象。采用方案3時，混凝土的最大拉應力為-0.01 MPa，表明混凝土結(jié)構(gòu)不會出現(xiàn)拉應力。采用方案4 雖然增加了預應力鋼束用量，但一定程度上減小了混凝土的拉應力，并增大了沉井結(jié)構(gòu)在四周井墻的安全儲備。

圖13 “大鍋底”下沉并采用方案4時隔墻底部混凝土拉應力分布

由圖13與圖6對比可知，沉井結(jié)構(gòu)在采用合理的預應力筋布置后，混凝土的拉應力峰值及拉應力水平均明顯降低，混凝土最大拉應力從11.40 MPa下降至2.00 MPa，有效控制混凝土結(jié)構(gòu)的拉應力水平，沉井結(jié)構(gòu)的抗裂性能得以顯著提升，從而保障了沉井結(jié)構(gòu)的受力安全。預應力的配置計算還表明，沉井中部隔墻K1，K2 和C1為布置預應力束的關(guān)鍵區(qū)域，該區(qū)域布置預應力數(shù)量對混凝土拉應力的影響相對較大，其他隔墻則相對較小。在4種預應力布置方案下，沉井結(jié)構(gòu)的最大位移值分別為-10.56，-8.46，-1.12和-8.16 mm，可見優(yōu)化預應力布置方案具有相對較大的變形量，有利于施工位移監(jiān)控。在實際工程中，在沉井底部增加預應力，還可以進一步降低沉井基礎(chǔ)井墻及隔墻厚度尺寸。

5 結(jié) 論

（1）大型沉井結(jié)構(gòu)在初沉階段，因沉井高度相對較低，剛度相對小，在施工過程中當?shù)撞客诳彰娣e較大時受彎效應顯著，沉井底部受力較為不利。

（2）沉井初沉階段，當采用大、中、小鍋底下沉時，鋼殼應力均小于設(shè)計強度值，沉井底部混凝土最大拉應力分別為11.4，2.31 和1.28 MPa，采用傳統(tǒng)的“大鍋底”下沉時存在顯著的開裂風險；3種開挖方法下隔墻底部的最大變形分別為-20，-1.6和-0.25 mm，變形均較小。

（3）北錨碇沉井基礎(chǔ)小鍋底初沉階段實測沉井頂面高差基本在30 cm以內(nèi)，沉井應力實測值介于-2.8～3.3 MPa，除個別測點外基本在有限元計算最大值以內(nèi)，施工開挖的不同步是應力偏大的主要原因；初沉階段采用開挖更為均勻、支承面積更大的“小鍋底”下沉方法實現(xiàn)了沉井的受力安全；有限元計算結(jié)果仍能夠給出良好的參考。

（4）鑒于“大鍋底”下沉方法的施工便捷等優(yōu)點，在大型沉井中部隔墻及四周井墻底部布置預應力鋼束能有效抗裂；沉井中部隔墻底部區(qū)域布置預應力的效率最高；提出沉井底部混凝土“裂縫不超限”“不開裂”“不受拉”3種預應力控制開裂設(shè)計對策及對應的預應力布置方案，優(yōu)化了沉井結(jié)構(gòu)受力并有效控制開裂，為類似沉井結(jié)構(gòu)提供參考。