大型沉井基礎(chǔ)長(zhǎng)期位移規(guī)律及對(duì)全橋影響分析

施洲 周勇聰 江峰 呂大財(cái) 鐘永新 潘永杰

1.西南交通大學(xué)土木工程學(xué)院，成都 610031；2.中國(guó)鐵路上海局集團(tuán)有限公司南京鐵路樞紐工程建設(shè)指部，南京 200142；3.中交第二航務(wù)工程局有限公司，武漢 430040；4.中國(guó)鐵道科學(xué)研究院集團(tuán)有限公司鐵道建筑研究所，北京 100081

沉井基礎(chǔ)具有承載力大、整體性好、抗船撞能力強(qiáng)、抗震性好、不需額外施工平臺(tái)等優(yōu)點(diǎn)［1］，常作為大跨度橋梁橋塔、錨碇等結(jié)構(gòu)的基礎(chǔ)。隨著沉井基礎(chǔ)面積不斷增大，在施工下沉過(guò)程中摩阻力及就位后的長(zhǎng)期位移更為復(fù)雜。

文獻(xiàn)［2］基于離心機(jī)模型試驗(yàn)研究沉井基礎(chǔ)井外側(cè)壁摩阻力的分布形式，發(fā)現(xiàn)沉井沉入土體的外側(cè)壁摩阻力從地表至沉井底部呈先增大后減小的近似拋物線(xiàn)分布趨勢(shì)。文獻(xiàn)［3］運(yùn)用仿真分析和現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)對(duì)沉井初沉階段的受力特性及開(kāi)裂特性進(jìn)行研究，分析沉井采用大鍋底、中鍋底、小鍋底等下沉方式時(shí)沉井底部的變形和應(yīng)力范圍。文獻(xiàn)［4］基于某沉井基礎(chǔ)側(cè)壁摩阻力的現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試結(jié)果，研究沉井入土深度引起土體松弛高度對(duì)井壁摩阻力沿高度分布的影響，發(fā)現(xiàn)沉井在下沉就位后的受力與長(zhǎng)期變形對(duì)橋梁的影響顯著。文獻(xiàn)［5］通過(guò)假定基底摩擦力遵循庫(kù)倫摩擦定律，采用Winkler 模型計(jì)算沉井基底豎向土反力和井身水平土反力，推導(dǎo)了沉井水平位移計(jì)算公式和滑移臨界荷載公式。文獻(xiàn)［6］采用分層總和法和離心機(jī)模型試驗(yàn)對(duì)常泰長(zhǎng)江大橋沉井基礎(chǔ)的沉降量進(jìn)行了預(yù)測(cè)，二者得到的預(yù)測(cè)值基本相同。文獻(xiàn)［7］根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)沉降監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)和有限元模型分析了施工過(guò)程中的鸚鵡洲長(zhǎng)江大橋沉井應(yīng)力分布與變形情況以及施工對(duì)鄰近建筑物的影響，發(fā)現(xiàn)沉井在下沉過(guò)程中部分沉井結(jié)構(gòu)有較大拉應(yīng)力出現(xiàn)，且周?chē)馏w的沉降量隨沉井下沉深度的增大而增大。文獻(xiàn)［8］利用有限元軟件建立了五峰山長(zhǎng)江大橋沉井基礎(chǔ)與鄰近地基的數(shù)值模型，結(jié)合現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)較準(zhǔn)確地預(yù)測(cè)了沉井基礎(chǔ)和鄰近樁基的沉降、水平位移。文獻(xiàn)［9］基于模型試驗(yàn)對(duì)軟土中的沉井基礎(chǔ)在長(zhǎng)期水平荷載作用下的變形特征進(jìn)行了研究，發(fā)現(xiàn)隨著時(shí)間的增加，沉井的變位仍會(huì)增大。文獻(xiàn)［10］通過(guò)數(shù)值模型預(yù)測(cè)雙沉井下沉?xí)r地表沉降和徑向位移的關(guān)系，并對(duì)比了雙沉井采用非同步下沉、交替下沉和同步下沉三種方案引起的地表沉降，發(fā)現(xiàn)采用同步下沉對(duì)地表沉降影響最小。文獻(xiàn)［11］根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)檢測(cè)數(shù)據(jù)和數(shù)值模擬揭示了軟土地基中沉井突沉的實(shí)質(zhì)是應(yīng)力突變引起應(yīng)變能向損傷耗散能的瞬間轉(zhuǎn)化。

連鎮(zhèn)鐵路五峰山長(zhǎng)江大橋?yàn)橹骺? 092 m 的公鐵兩用懸索橋，北錨碇沉井基礎(chǔ)是國(guó)內(nèi)第一個(gè)長(zhǎng)度超過(guò)100 m 的沉井基礎(chǔ)，也是體積最大的沉井基礎(chǔ)［12］，其工后及運(yùn)營(yíng)期間的長(zhǎng)期變形直接影響大橋的線(xiàn)形與受力，甚至影響高速列車(chē)的運(yùn)營(yíng)。本文基于Winkler 模型和分層總和法理論預(yù)測(cè)工后階段沉井的變位，并利用數(shù)值模擬分析沉井長(zhǎng)期變位對(duì)大橋的影響。

1 沉井工程概況

五峰山長(zhǎng)江大橋?yàn)檫B鎮(zhèn)鐵路上跨越長(zhǎng)江的橋梁，主橋?yàn)殡p塔連續(xù)鋼桁梁公鐵兩用懸索橋，橋跨布置為（84+84+1 092+84+84）m，見(jiàn)圖1。橋梁上層為雙向8 車(chē)道一級(jí)公路，設(shè)計(jì)速度 100 km∕h，下層為4 線(xiàn)客運(yùn)專(zhuān)線(xiàn)，設(shè)計(jì)速度250 km∕h。

圖1 主橋立面布置（單位：m）

大橋的北錨碇采用100.7 m（長(zhǎng)）×72.1 m（寬）的大型矩形沉井基礎(chǔ)。沉井外壁厚2.0 m，內(nèi)隔墻厚1.3 m，平面設(shè)置了48個(gè)10.9 m（長(zhǎng)）×10.2 m（寬）的矩形井孔。沉井高56 m，共分10 節(jié)，首節(jié)為鋼殼混凝土沉井，高8 m，底部設(shè)有高1.8 m、踏面寬0.2 m 的刃腳；剩下的9 節(jié)為鋼筋混凝土沉井，其中第2 節(jié)高6 m，第3節(jié)到第8節(jié)每節(jié)高5 m，第9節(jié)高4 m，第10節(jié)高8 m。沉井封底混凝土厚12 m。沉井頂面標(biāo)高為+1.0 m，基底標(biāo)高為-55.0 m，基底置于粉細(xì)砂層。沉井頂蓋是一個(gè)長(zhǎng)69.7 m、寬98.3 m、厚6～8 m 的鋼筋混凝土頂蓋。沉井結(jié)構(gòu)見(jiàn)圖2。

圖2 北錨碇沉井立面與平面布置（單位：cm）

沉井基礎(chǔ)位置主要為淤泥土、淤泥質(zhì)粉質(zhì)黏土、粉砂、粉細(xì)沙等，下伏基巖為石英閃長(zhǎng)斑巖，基巖頂面標(biāo)高在-63.7～-54.6 m。各類(lèi)土體特性參數(shù)見(jiàn)表1。其中，*表示采用砂樁加固的土層。

表1 北錨碇沉井典型地層分布

沉井采用三次分段施工及下沉的方案。首次施工前3 節(jié)，采用排水和十字槽開(kāi)挖工藝下沉至標(biāo)高-8.0 m。第2次施工第4節(jié)—第6節(jié)，采用水下吸泥和不排水工藝下沉至標(biāo)高-30.0 m，從標(biāo)高-8.0 m 下沉至-15.0 m 時(shí)采用8 區(qū)開(kāi)挖，從標(biāo)高-15.0 m 下沉至標(biāo)高-30.0 m 時(shí)采用4 區(qū)開(kāi)挖；第3 次施工第7 節(jié)—第10 節(jié)，先采用中部核心土支撐的工藝從標(biāo)高-30.0 m下沉至-45.0 m，最后使用不排水和大鍋底開(kāi)挖的工藝從標(biāo)高-45.0 m下沉至標(biāo)高-55.0 m。沉井就位封底后，遠(yuǎn)離主橋的18個(gè)井孔填充C20水下混凝土，靠近主橋的12個(gè)井孔填充清水，其余中部18個(gè)井孔填充砂。

2 施工監(jiān)測(cè)與工后沉降分析

2.1 沉井下沉施工過(guò)程監(jiān)測(cè)結(jié)果與分析

為了獲得沉井在下沉施工過(guò)程中的下沉量、沉井平面位置等幾何參數(shù)，在沉井的4個(gè)角點(diǎn)、沉井外壁的中部和沉井中心設(shè)置了人工測(cè)量測(cè)點(diǎn)，測(cè)點(diǎn)布置參見(jiàn)圖2。沉井下沉開(kāi)始后，第1 次下沉用時(shí)49 d；第2 次下沉用時(shí)42 d；第3 次下沉用時(shí)45 d。取各測(cè)點(diǎn)平均下沉量繪制下沉曲線(xiàn)，見(jiàn)圖3。

圖3 沉井施工下沉曲線(xiàn)

由圖3 可知：沉井首次降排水下沉累計(jì)下沉了14.937 m，平均下沉速度為0.305 m∕d，最大下沉速度達(dá)到1.503 m∕d。第2次累計(jì)下沉了16.148 m，穿過(guò)的土層有粉砂、粉質(zhì)黏土夾粉土、黏土層等，平均下沉速度為0.385 m∕d，在第2 次下沉過(guò)程后期，沉井發(fā)生了多次突沉；第3次下沉累計(jì)下沉了24.614 m，穿過(guò)的土層有粉砂、粉細(xì)砂，雖然下沉阻力較大，但因采用了空氣幕、大直徑吸泥機(jī)等助沉措施，有效控制了沉井的下沉速度，平均下沉速度為0.547 m∕d。

2.2 工后沉降監(jiān)測(cè)結(jié)果與分析

在沉井就位后依次進(jìn)行沉井內(nèi)填充，沉井基礎(chǔ)上的錨碇、橋墩、主纜錨固塊等結(jié)構(gòu)施工，用時(shí)866 d。在此期間對(duì)沉井沉降量進(jìn)行連續(xù)監(jiān)測(cè)，在沉井下沉就位后的54 d 內(nèi)每日監(jiān)測(cè)，其后每隔7 ～ 10 d 進(jìn)行監(jiān)測(cè)。工后沉井各測(cè)點(diǎn)累計(jì)沉降量見(jiàn)圖4。可見(jiàn)，沉井就位后各測(cè)點(diǎn)的累積下沉量為12.2 ～ 22.9 cm，各測(cè)點(diǎn)的平均下沉量為17.4 cm，說(shuō)明在后續(xù)施工影響下沉井沉降量較為顯著且存在一定不均勻性。沉井靠近長(zhǎng)江一側(cè)（鎮(zhèn)江側(cè)）的1、5 和6 號(hào)測(cè)點(diǎn)的下沉量和下沉速度基本一致，并且下沉速度經(jīng)歷了由快到慢，再由慢到快的一個(gè)過(guò)程。沉井另外一側(cè)的3、7 和8 號(hào)測(cè)點(diǎn)的下沉量和下沉速度基本一致，并且下沉速度經(jīng)歷了由快到慢的變化過(guò)程；累計(jì)下沉量在工后650～866 d 發(fā)生反向增長(zhǎng)的情況。沉井就位后的前650 d，3、7 和8 號(hào)測(cè)點(diǎn)的下沉量大于1、5 和6 號(hào)測(cè)點(diǎn)的下沉量，這是因?yàn)榭拷?、7 和8 號(hào)測(cè)點(diǎn)一側(cè)的井孔填充了混凝土，而靠近1、5 和6 號(hào)測(cè)點(diǎn)一側(cè)的井孔填充了水和砂石，后者重量小于前者。沉井就位后的650 ～ 866 d，1、5 和 6 號(hào)測(cè)點(diǎn)的下沉量增大，3、7 和 8 號(hào)測(cè)點(diǎn)下沉量為負(fù)值，這是因?yàn)榘惭b主纜后，主纜巨大的拉力造成沉井揚(yáng)州側(cè)微小上升。

圖4 工后沉井各測(cè)點(diǎn)累計(jì)沉降量

將各次監(jiān)測(cè)得到的沉井下沉增量除以與前一次監(jiān)測(cè)的時(shí)間間隔得到兩次監(jiān)測(cè)時(shí)間段內(nèi)的平均沉降速度，見(jiàn)圖5。可知，沉井的沉降速度曲線(xiàn)總體呈先減小后增大最終趨于穩(wěn)定的發(fā)展趨勢(shì)，最終沉井的下沉速度為0.006 7 cm∕d，說(shuō)明沉井已經(jīng)基本穩(wěn)定。

圖5 沉井工后每天平均下沉速度

3 運(yùn)營(yíng)期沉井長(zhǎng)期位移預(yù)測(cè)與分析

3.1 沉井長(zhǎng)期位移理論分析

3.1.1 沉井長(zhǎng)期水平位移預(yù)測(cè)

大橋運(yùn)營(yíng)后的沉井長(zhǎng)期水平變位受多種因素影響，計(jì)算的理論模型也有很多，其中基于Winkler 模型的計(jì)算理論應(yīng)用較多。文獻(xiàn)［5］根據(jù)沉井與地基連接面的位移協(xié)調(diào)條件，推導(dǎo)出矩形沉井在地表截面處受水平荷載F、彎矩M、豎向力N、自重G聯(lián)合作用下滑移判別公式和沉井水平位移計(jì)算公式。

滑移判別公式為

式中：Fs為滑移力；Fl為臨界荷載；l、b、d分別為沉井的長(zhǎng)度、寬度和埋深；kx為水平地基反力系數(shù)；kz為豎向地基反力系數(shù)；μ為基底摩擦因數(shù)。

當(dāng)基底無(wú)滑移時(shí)，沉井頂部水平位移ut為

式中：ub為沉井底部水平位移；α為沉井轉(zhuǎn)角。

當(dāng)基底滑移時(shí)，沉井頂部水平位移ut為

五峰山長(zhǎng)江大橋沉井整個(gè)基礎(chǔ)自重約13 GN，運(yùn)營(yíng)階段主纜拉力取1.8 GN，邊跨纜索與水平夾角為36°，M=0，μ=0.3，kz?。?.0～4.0）× 104kN∕m3。按傳統(tǒng)的彈性模型方法計(jì)算得到kz=5kx。根據(jù)式（1）計(jì)算出Fs為23 840 MN，小于Fl的32 650 MN，可見(jiàn)沉井不會(huì)發(fā)生滑移。

將沉井及周?chē)馏w參數(shù)代入式（2）得到基底不滑移水平位移為1.485～2.971 cm，參考JTG D65T-05—2015《公路懸索橋設(shè)計(jì)規(guī)范》中錨碇基礎(chǔ)頂部主纜的水平位移不得大于橋梁中塔間距的L∕10 000（L為主跨跨徑），即10.920 cm，可見(jiàn)大橋沉井基礎(chǔ)的長(zhǎng)期水平位移較小。

3.1.2 沉井長(zhǎng)期豎向沉降預(yù)測(cè)

選擇分層總和法計(jì)算沉井基礎(chǔ)沉降量S，即

式中：ms為沉降經(jīng)驗(yàn)修正系數(shù)；ΔSi為第i層土的沉降量；n為劃分的土層數(shù)目；σz（0）為基底附加應(yīng)力；Esi第i層土的壓縮模量；Ci、Ci-1均為平均附加應(yīng)力系數(shù)；Zi、Zi-1分別為基底至第i和第i-1層底面的距離。

將沉井基礎(chǔ)的參數(shù)帶入式（4），計(jì)算得出沉井錨碇的豎向沉降量為2.643 cm，參考JTG D65T-05—2015 規(guī)范中運(yùn)營(yíng)階段錨碇的沉降量不大于0.000 2L的要求，即21.84 cm，可見(jiàn)沉井的沉降量相對(duì)較小。另外，考慮沉井錨碇上有N3、N4 兩個(gè)橋墩，參考TB 10093—2017《鐵路橋涵地基和基礎(chǔ)設(shè)計(jì)規(guī)范》中墩臺(tái)均勻沉降限值3 cm，可知沉井錨碇上的橋墩沉降量在容許范圍內(nèi)。

3.2 長(zhǎng)期變位數(shù)值模擬

為進(jìn)一步分析沉井基礎(chǔ)的長(zhǎng)期位移，采用Plaxis-3d 有限元軟件模擬錨碇在主纜拉力作用下的變形情況。建立500 m（長(zhǎng)）×500 m（寬）×150 m（高）的土體模型，沉井模型和錨體模型均按照實(shí)際尺寸1∶1 建立。模型土體底部固結(jié)，側(cè)面對(duì)稱(chēng)約束，沉井與土體單元共用節(jié)點(diǎn)。沉井采用C30 混凝土，錨體采用C35 混凝土，錨體建模時(shí)考慮前側(cè)空室。土體選擇摩爾庫(kù)倫模型，土體材料參數(shù)按照表1中密度、壓縮模量等參數(shù)取值，沉井及錨體材料按照TB 10002—2017《鐵路橋涵設(shè)計(jì)規(guī)范》參數(shù)取值。模型荷載主要考慮土體、沉井、錨體等自重及運(yùn)營(yíng)期主纜力。運(yùn)營(yíng)階段錨碇豎向和縱橋向位移見(jiàn)圖6。可知：錨碇縱橋向最大水平位移1.577 cm，與Winkler 模型計(jì)算的水平位移1.485 ～2.971 cm接近；最大沉降量為2.913 cm，與分層總和法計(jì)算的沉降量2.643 cm 接近。表明基于Winkler 模型的計(jì)算結(jié)果與有限元分析結(jié)果吻合良好。

圖6 運(yùn)營(yíng)階段錨碇豎向和縱橋向位移（單位：mm）

4 沉井長(zhǎng)期位移對(duì)大橋的影響分析

4.1 沉井位移對(duì)錨碇上橋墩的影響分析

大橋沉井基礎(chǔ)上設(shè)置了引橋的2個(gè)橋墩N3、N4（圖7）。橋墩隨沉井的沉降、平移、轉(zhuǎn)動(dòng)同步變形，進(jìn)而引起梁體高程發(fā)生變化，影響高速鐵路軌道標(biāo)高及線(xiàn)形。當(dāng)沉井轉(zhuǎn)動(dòng)時(shí)，84 m 高的橋墩會(huì)放大墩頂?shù)乃脚c豎向位移，加劇墩頂主梁的標(biāo)高變化，對(duì)高速鐵路線(xiàn)形長(zhǎng)期變形的影響更顯著。

圖7 錨碇沉井立面（單位：cm）

TB 10093—2017 規(guī)定，對(duì)于有砟軌道，相鄰墩臺(tái)基礎(chǔ)工后沉降差應(yīng)小于15 mm。因此，假定N3、N4 墩頂由于沉井轉(zhuǎn)動(dòng)導(dǎo)致的沉降量差值為15 mm，計(jì)算沉井和錨碇分別繞A、B、C 或D 點(diǎn)發(fā)生順時(shí)針剛體轉(zhuǎn)動(dòng)的角度限值θc，進(jìn)而計(jì)算此時(shí)N3、N4 橋墩的水平位移H3和H4，具體結(jié)果見(jiàn)表 2。其中，L3、L4分別為轉(zhuǎn)動(dòng)中心到N3、N4墩頂?shù)木嚯x；θ3、θ4為轉(zhuǎn)動(dòng)中心與N3、N4墩頂連線(xiàn)和鉛垂線(xiàn)的夾角?？芍?，雖然假設(shè)沉井繞不同轉(zhuǎn)動(dòng)中心轉(zhuǎn)動(dòng)，但根據(jù)墩頂沉降量差值計(jì)算得到的轉(zhuǎn)角θc均為 0.015°。N3、N4 墩最大水平位移H3和H4分別為3.78、3.67 cm，明顯小于該跨跨徑57.20 m 采用伸縮裝置的縱橋向最大位移±60 mm，可見(jiàn)N3、N4墩的水平位移并不顯著。

表2 N3、N4墩沉降差為15 mm時(shí)沉井轉(zhuǎn)角與橋墩水平位移

4.2 沉井基礎(chǔ)長(zhǎng)期位移對(duì)主梁線(xiàn)形的影響分析

運(yùn)營(yíng)階段錨碇變位會(huì)引起主纜及主梁線(xiàn)形發(fā)生變化。假定沉井基礎(chǔ)分別發(fā)生1 cm 的水平位移u、沉降v后，計(jì)算得到主梁各控制截面的豎向位移；另外，將沉井位移預(yù)測(cè)計(jì)算分析得到的最大水平位移2.971 cm、沉降2.913 cm 分別代入有限元模型敏感性分析矩陣，得到主梁各控制截面的豎向位移，見(jiàn)表3。沉井長(zhǎng)期水平位移及沉降對(duì)主梁線(xiàn)形的影響曲線(xiàn)見(jiàn)圖8。

表3 沉井水平位移及沉降引起主梁豎向位移 cm

圖8 沉井長(zhǎng)期水平位移及沉降對(duì)主梁線(xiàn)形的影響曲線(xiàn)

由表3 和圖8 可知，主梁線(xiàn)形變化沿跨中對(duì)稱(chēng)分布，并且沉井水平位移及沉降對(duì)跨中主梁的豎向位移影響最大。當(dāng)沉井水平位移為2.971 cm 時(shí)，主梁跨中下?lián)?4.427 cm，對(duì)應(yīng)撓跨比為 1∕24 468；沉井下沉2.913 cm 時(shí)，主梁跨中上撓3.146 cm，對(duì)應(yīng)撓跨比為1∕34 710，即沉井水平位移對(duì)主梁線(xiàn)形的影響稍大于沉降的影響。沉井水平位移為2.971 cm 時(shí)，主梁撓跨比 1∕24 468 僅為五峰山大橋撓跨比限值 1∕400［13］（列車(chē)和汽車(chē)共同作用時(shí)）的1.5%，可見(jiàn)沉井長(zhǎng)期位移對(duì)于主梁線(xiàn)形的影響較小。

5 結(jié)論

1）沉井下沉就位后的866 d 中，各測(cè)點(diǎn)發(fā)生了12.1 ～ 22.9 cm 的沉降，沉降速度曲線(xiàn)總體呈先減小后增大最終趨于穩(wěn)定的發(fā)展趨勢(shì)，最終沉井的平均下沉速度僅為0.0067 cm∕d，表明沉井已經(jīng)穩(wěn)定。

2）基于Winkler 模型理論計(jì)算表明沉井在運(yùn)營(yíng)期間不會(huì)發(fā)生滑移，計(jì)算出沉井基礎(chǔ)在運(yùn)營(yíng)期的長(zhǎng)期水平位移為1.485 ～ 2.971 cm；利用分層總和法計(jì)算出沉井的沉降為2.643 cm；利用數(shù)值模擬計(jì)算結(jié)果得到的縱橋向最大水平位移、沉降分別為1.577、2.913 cm，與理論值接近，均小于規(guī)范限值。

3）根據(jù)沉井上 N3、N4 橋墩沉降差限值 15 mm 推導(dǎo)出沉井工后轉(zhuǎn)動(dòng)角度限值為0.015°，對(duì)應(yīng)N3、N4 墩最大水平位移分別為3.78、3.67 cm，其量值明顯小于該跨伸縮裝置最大位移量±60 mm。

4）沉井水平位移對(duì)主梁線(xiàn)形的影響稍大于沉降的影響，沉井水平位移為2.971 cm 時(shí)主梁線(xiàn)形撓跨比是規(guī)范限值的1.5%，表明沉井長(zhǎng)期位移對(duì)主梁的線(xiàn)形影響較小。