單雙壁組合結(jié)構(gòu)鋼圍堰受力分析及現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)

李 明

（中鐵十八局集團(tuán)建筑安裝工程有限公司，天津300308）

雙壁鋼圍堰結(jié)構(gòu)被廣泛應(yīng)用于橋梁深水基礎(chǔ)施工，國(guó)內(nèi)外學(xué)者在針對(duì)鋼圍堰，采用數(shù)值分析與現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)相結(jié)合的方法，從結(jié)構(gòu)施工工藝、力學(xué)性能以及結(jié)構(gòu)優(yōu)化等方面進(jìn)行了研究[1-4]。 戴良軍等[5]根據(jù)某長(zhǎng)江大橋的復(fù)雜地質(zhì)情況，分析了雙壁鋼圍堰穩(wěn)定性及作用機(jī)理，并開展了施工階段的風(fēng)險(xiǎn)評(píng)估；尹德智[6]采用數(shù)值仿真與現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)相結(jié)合的方法，研究了張吉懷鐵路舞水特大橋深水基礎(chǔ)施工階段雙壁鋼套箱圍堰的受力狀態(tài)；楊美良等[7]以湘江特大橋雙壁鋼套箱圍堰為例，針對(duì)環(huán)板厚度以及圍堰夾壁內(nèi)填充介質(zhì)進(jìn)行了優(yōu)化研究，提高了結(jié)構(gòu)整體的強(qiáng)度及穩(wěn)定性。

近年來，從確保施工安全、完善施工工藝、提高經(jīng)濟(jì)效益的角度出發(fā)， 各種新型結(jié)構(gòu)形式的組合圍堰相繼出現(xiàn)[8-10]。 張凱等[11]提出了一種咬合樁-雙壁鋼圍堰組合結(jié)構(gòu)圍堰，并對(duì)其構(gòu)造的合理性進(jìn)行了分析論證；陳成等[12]根據(jù)運(yùn)寶黃河大橋主墩承臺(tái)的施工環(huán)境特點(diǎn)， 分析了 “SP-IVw+HM588×300”新型組合鋼板樁圍堰結(jié)構(gòu)受力特點(diǎn)；丁延書等[13]根據(jù)甌江特大橋7 號(hào)主墩處于岸邊復(fù)雜的水域環(huán)境，提出了一種鋼板樁+混凝土墻組合圍堰的施工方法。 可是，鋼圍堰作為臨時(shí)性結(jié)構(gòu)，一般由施工單位按照現(xiàn)場(chǎng)施工環(huán)境及施工經(jīng)驗(yàn)設(shè)計(jì)，導(dǎo)致參考價(jià)值有限且鋼圍堰設(shè)計(jì)偏保守，材料利用率較低[14-15]。

為此，本文以丁家洲大橋6# 墩深水基礎(chǔ)鋼圍堰為背景，結(jié)合現(xiàn)場(chǎng)水文地質(zhì)情況，因地制宜，在保證結(jié)構(gòu)安全性的前提下，優(yōu)化結(jié)構(gòu)形面，提出一種單雙壁組合結(jié)構(gòu)鋼圍堰。 基于有限元法， 采用ABAQUS 建立單雙壁組合結(jié)構(gòu)鋼圍堰與傳統(tǒng)雙壁鋼圍堰的有限元模型，計(jì)算并分析結(jié)構(gòu)受力及變形狀態(tài)，與傳統(tǒng)雙壁鋼圍堰受力狀態(tài)進(jìn)行對(duì)比研究，研究結(jié)果可為單雙壁組合結(jié)構(gòu)鋼圍堰施工方案的制定提供參考。

1 有限元模型的建立

1.1 單雙壁組合結(jié)構(gòu)鋼圍堰結(jié)構(gòu)特點(diǎn)

丁家洲大橋橋跨整體布置為（3×30+40）m+（85+120+85）m+（33+27）m+（35+53+35）m，全長(zhǎng)603 m。大橋上部結(jié)構(gòu)采用鋼箱梁，下部結(jié)構(gòu)橋墩采用花瓶墩、門式墩，其中，過渡墩6# 墩為系梁式花瓶墩，左右雙幅，高16.94 m，單幅單個(gè)墩身寬2.4 m，厚2.2 m，花瓶頂面寬3.2 m，厚3.4 m，單幅承臺(tái)尺寸為7.2（順橋向）m×11.4 m（橫橋向），采用單雙壁組合結(jié)構(gòu)鋼圍堰施工。

鋼圍堰為無(wú)底結(jié)構(gòu)，設(shè)置封底混凝土，總高度為10 m，平面尺寸：外側(cè)為13.50 m×9.30 m，內(nèi)側(cè)為11.50 m×7.30 m，基本與承臺(tái)尺寸相同，兼作承臺(tái)模板，承臺(tái)下設(shè)置6 根直徑2.50 m 的鉆孔樁。 鋼圍堰內(nèi)外壁板間隔1 m。 隔艙板共有14 塊，水平環(huán)板包括兩種不同類型環(huán)板共有11 塊， 水平環(huán)板間設(shè)置水平桁架以保持結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定性， 所有構(gòu)件均采用Q235 鋼。 鋼圍堰內(nèi)部共設(shè)置1 層2 道水平內(nèi)支撐，不存在內(nèi)支撐轉(zhuǎn)換，壁艙混凝土及封底混凝土均采用C30 混凝土。 鋼圍堰立面結(jié)構(gòu)如圖1 所示。 鋼圍堰豎向分為兩節(jié)，單、雙壁組合結(jié)構(gòu)鋼圍堰豎向第一節(jié)為單壁，第二節(jié)為雙壁。 第一節(jié)所用水平環(huán)板與第二節(jié)不同， 且水平環(huán)板中不設(shè)置水平桁架，大大節(jié)省了材料成本。

圖1 鋼圍堰立面結(jié)構(gòu)圖Fig.1 Steel cofferdam elevation structure diagram

1.2 模型建立

基于1.1 節(jié)鋼圍堰結(jié)構(gòu)特點(diǎn)， 采用ABAQUS建立鋼圍堰有限元模型[16]，使用ABAQUS 的接觸功能來模擬混凝土和壁板及加勁肋之間的接觸行為，不同鋼構(gòu)件之間采用共節(jié)點(diǎn)連接，鋼圍堰因?yàn)榉獾谆炷翆?shí)體具有很大的剛度，封底混凝土底部在環(huán)向水壓下實(shí)際可發(fā)生的徑向位移也是很小的， 對(duì)鋼圍堰的鋼結(jié)構(gòu)部分的影響很小，因此，認(rèn)為封底混凝土底部是各向固結(jié)的。 材料參數(shù)及單元選取如表1 所示[17]，相應(yīng)的有限元模型如圖2 所示。

表1 材料參數(shù)及單元選取表Tab.1 Material parameters and unit selection

圖2 鋼圍堰有限元模型Fig.2 Finite element model of steel cofferdam

2 鋼圍堰力學(xué)行為對(duì)比分析

2.1 結(jié)構(gòu)荷載

根據(jù)實(shí)踐及相關(guān)研究可知[18-20]，鋼圍堰內(nèi)抽干水時(shí)，圍堰夾壁內(nèi)澆筑混凝土達(dá)到設(shè)計(jì)強(qiáng)度，夾壁混凝土對(duì)壁板沒有側(cè)向壓力，鋼圍堰內(nèi)外部形成最大水位差，即鋼圍堰內(nèi)水完全抽干時(shí)為最不利工況，承臺(tái)施工時(shí)控制水位為+69 m，水流流速為2 m/s。 考慮的荷載組合為：自重G+靜水壓力P1+流水壓力P2。

1） 自重荷載。結(jié)構(gòu)自重在有限元仿真模型中考慮，鋼圍堰結(jié)構(gòu)共計(jì)使用鋼材240.70 t，封底混凝土和隔艙混凝土C30 方量分別為150.66、137.28 m3。

2） 靜水壓力。靜水壓力按照內(nèi)外水頭差計(jì)算，采用三角荷載布置，其控制水位為+69 m，承臺(tái)底標(biāo)高為+61.61 m，鋼圍堰水頭差為：Δh=69-61.61=7.39 m。 承臺(tái)底標(biāo)高處?kù)o水壓力為

式中：γ 為水的容重，取10 kN/m3；Δh 為水頭高度。

3） 流水壓力。 流水壓力可按倒三角形荷載分布，河床處水壓力為0，水面處流水壓力為

式中：ρ 為水密度，取1.0×103kg/m3；V 為水流流速；Cw為水流阻力系數(shù)，取0.52。

經(jīng)過計(jì)算得出靜水壓力P1和流水壓力P2的具體取值及鋼圍堰受力分布情況如圖3 所示。

圖3 鋼圍堰受力示意圖Fig.3 Schematic diagram of steel cofferdam stress

將荷載施加在有限元模型上，計(jì)算得到單雙壁鋼圍堰及傳統(tǒng)雙壁鋼圍堰結(jié)構(gòu)的變形、應(yīng)力響應(yīng)。

2.2 鋼圍堰結(jié)構(gòu)變形分析

圖4 為荷載作用下單雙壁組合結(jié)構(gòu)鋼圍堰與傳統(tǒng)雙壁鋼圍堰位移云圖。 由圖4 可知，兩種鋼圍堰外壁板最大變形均出現(xiàn)在隔艙混凝土上面兩個(gè)水平環(huán)板之間的位置，這是因?yàn)閲叱樗畷r(shí)，外壁板所受到的靜水壓力為鋼圍堰產(chǎn)生變形的最大影響因素，且靜水壓力與深度有關(guān)，越靠近底部壓力越大，又由于壁艙混凝土與外壁板協(xié)同受力，壁艙混凝土對(duì)圍堰下部具有較大的約束作用， 有效減小了下部結(jié)構(gòu)變形。 此外，由變形量值可知，兩種鋼圍堰外壁板最大變形分別為9.69 mm 和10.54 mm。根據(jù)《鋼圍堰工程技術(shù)標(biāo)準(zhǔn)》（GB/T 51295—2018），在均布三角形荷載作用下，鋼板允許撓度通過計(jì)算得出長(zhǎng)邊及短邊壁板容許撓度為

圖4 位移云圖Fig.4 Displacement nephogram

式中：δ 為鋼板允許撓度；P 為均布三角形荷載的最大值；h1為三角形荷載的高度；L 為鋼板支撐端距；E 為彈性模量；I 為鋼板截面慣性矩；b 為三角形荷載底邊寬度；h2為鋼板的高度。

通過計(jì)算， 得出鋼圍堰長(zhǎng)邊壁板容許撓度為37 mm，短邊壁板容許撓度為26 mm。 由此表明，兩種鋼圍堰外壁板最大變形均滿足規(guī)范限值要求。

為進(jìn)一步分析鋼圍堰變形隨高度的變化規(guī)律，圖5 為兩種鋼圍堰長(zhǎng)邊（路徑1）及短邊（路徑2）壁板位移隨高度的變化。 由圖5 可知，在距底端為4、5、6、7 m 的位置是水平環(huán)板及水平桁架所處的位置，對(duì)壁板有明顯的支撐作用，因此外壁板會(huì)受到一個(gè)反作用力，這個(gè)反作用力將會(huì)阻止鋼板向后彎曲。在距底端7.5 m 以上的位置時(shí)，單雙壁組合結(jié)構(gòu)鋼圍堰采用單壁結(jié)構(gòu)，內(nèi)部支撐減少，導(dǎo)致變形程度略高于傳統(tǒng)雙壁結(jié)構(gòu)，但此處及以上位置所受靜水壓力越來越小，外壁板的變形也逐漸減小，整個(gè)單壁變形仍遠(yuǎn)小于允許撓度值，表明在上部采用單壁結(jié)構(gòu)的情況下，仍可以保證結(jié)構(gòu)的變形在一個(gè)可控范圍內(nèi)。

圖5 各路徑位移曲線圖Fig.5 Displacement curve of each path

2.3 鋼圍堰結(jié)構(gòu)應(yīng)力分析

圖6 為單雙壁組合結(jié)構(gòu)鋼圍堰與傳統(tǒng)雙壁鋼圍堰應(yīng)力云圖。 圖6 表明，兩種鋼圍堰外壁板最大應(yīng)力出現(xiàn)的位置與最大變形處一致，這是因?yàn)樵诒谂摶炷辽喜克莒o水壓力較大且沒有混凝土協(xié)同受力導(dǎo)致此處應(yīng)力較大。 同時(shí)， 由變形量值可知，兩種鋼圍堰外壁板最大應(yīng)力分別為122 MPa 和125 MPa，而Q235 鋼的屈服強(qiáng)度為235 MPa。 由此表明，兩種鋼圍堰外壁板最大應(yīng)力均滿足規(guī)范限值要求；并且，相比傳統(tǒng)雙壁鋼圍堰，單雙壁組合結(jié)構(gòu)鋼圍堰最大應(yīng)力還略微減小。

圖6 應(yīng)力云圖Fig.6 Stress nephogram

此外，這里也針對(duì)鋼圍堰應(yīng)力隨高度的變化規(guī)律開展分析（圖7），在水平環(huán)板及水平桁架所在位置處均出現(xiàn)應(yīng)力集中的情況，原因在于，水平環(huán)板及水平桁架對(duì)外壁板起到了支撐作用，在鋼板受力時(shí)，由于支撐位置剛度較大，會(huì)導(dǎo)致鋼板在此處出現(xiàn)應(yīng)力集中。 也就是說，支撐結(jié)構(gòu)在加強(qiáng)了鋼板剛度的同時(shí)，也會(huì)提高鋼板的應(yīng)力集中程度，因?yàn)榇藭r(shí)大部分應(yīng)力都會(huì)集中在支撐和鋼板的交界處。 為了減少支撐位置的應(yīng)力集中，可以在支撐和鋼板之間插入彈性墊片，以起到一定的緩沖效果，也可以通過增加支撐的數(shù)量和分散支撐位置等方式來減少應(yīng)力集中。在距底端7.5 m 以上的位置時(shí)，單雙壁組合結(jié)構(gòu)鋼圍堰外壁板的應(yīng)力略高于傳統(tǒng)雙壁鋼圍堰外壁板， 但由于此處所受靜水壓力的減小，應(yīng)力水平基本處于60 MPa 以下， 意味著該結(jié)構(gòu)并不會(huì)發(fā)生塑性變形或損壞，該結(jié)構(gòu)工作狀態(tài)是相對(duì)穩(wěn)定的。

圖7 各路徑應(yīng)力分布圖Fig.7 Stress distribution map of each path

此外，這里針對(duì)最不利工況下各構(gòu)件應(yīng)力最大值開展分析，見表2。由表2 可知，在所有構(gòu)件中，應(yīng)力最大值出現(xiàn)在外壁板上，外壁板在隔水方面起主要作用，其他構(gòu)件主要目的是為了給外壁板提供支撐作用。 單雙壁組合結(jié)構(gòu)鋼圍堰各構(gòu)件整體應(yīng)力水平略大，水平桁架是所有結(jié)構(gòu)中上應(yīng)力值相差最大的結(jié)構(gòu)，約30 MPa，因?yàn)樵趩伪诎褰Y(jié)構(gòu)中并未設(shè)置水平桁架，導(dǎo)致下部雙壁板內(nèi)水平桁架分擔(dān)更多荷載，但各構(gòu)件應(yīng)力水平仍處于較低水平，表明在上部采用單壁結(jié)構(gòu)的情況下，仍可以保證結(jié)構(gòu)的整體應(yīng)力水平在安全范圍內(nèi)。

表2 各構(gòu)件應(yīng)力最大值Tab.2 Maximum stress value of each component MPa

3 仿真與監(jiān)測(cè)結(jié)果對(duì)比分析

為驗(yàn)證仿真計(jì)算結(jié)果的可靠性， 針對(duì)丁家洲大橋6# 墩深水基礎(chǔ)采用單雙壁組合結(jié)構(gòu)鋼圍堰受力狀態(tài)進(jìn)行監(jiān)測(cè)，采用JMZX 206HAT 水下振弦式應(yīng)變計(jì)和JMZX 3001 綜合測(cè)試儀，傳感器豎向布置6 層、長(zhǎng)邊壁板及短邊壁板每層分別布置3 個(gè)和2 個(gè)，另外兩條邊對(duì)稱布置，具體位置分布如圖8 所示。

圖8 各測(cè)點(diǎn)分布圖Fig.8 Distribution map of each measuring point

通過對(duì)監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)的分析， 并考慮篇幅限值，這里提取橫向分布的S2 所在位置的6 個(gè)測(cè)點(diǎn)的變形及應(yīng)力數(shù)據(jù)，并與ABAQUS 模型中對(duì)應(yīng)位置的變形及應(yīng)力值進(jìn)行對(duì)比分析，進(jìn)一步求出仿真與實(shí)測(cè)結(jié)果的誤差率，如圖9 所示。 實(shí)測(cè)的變形與應(yīng)力結(jié)果基本低于理論計(jì)算值，原因在于模型存在簡(jiǎn)化及理想化假設(shè)處理，同時(shí)忽略了角鋼等一些加固措施的影響，實(shí)際情況中施工環(huán)境更為復(fù)雜，實(shí)測(cè)時(shí)間和水位、 流量等環(huán)境條件可能對(duì)實(shí)測(cè)結(jié)果產(chǎn)生影響，測(cè)量時(shí)水位較低、流量較小、鋼圍堰表面積存有一定的沉積物時(shí)，就會(huì)使實(shí)測(cè)結(jié)果偏低。 但整體實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)與理論計(jì)算值誤差率基本在15%以內(nèi)，差值不大，表明數(shù)值模擬能較為準(zhǔn)確的評(píng)估實(shí)際工程中單雙壁組合結(jié)構(gòu)鋼圍堰的力學(xué)行為。

4 結(jié)論

本文采用數(shù)值分析的方法，對(duì)單雙壁組合結(jié)構(gòu)鋼圍堰與傳統(tǒng)雙壁鋼圍堰的力學(xué)行為進(jìn)行對(duì)比分析，并結(jié)合現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)進(jìn)行驗(yàn)證，得出以下結(jié)論。

1） 單雙壁組合結(jié)構(gòu)鋼圍堰最薄弱的位置出現(xiàn)在隔艙混凝土上面兩個(gè)水平環(huán)板之間，在外壁板與水平桁架相接觸的位置易出現(xiàn)應(yīng)力集中，可考慮增設(shè)彈性墊片等結(jié)構(gòu)，提高緩沖效果，提高結(jié)構(gòu)的安全性。

2） 單雙壁組合結(jié)構(gòu)鋼圍堰的最大變形及應(yīng)力值分別為9.69 mm 和122 MPa， 變形及應(yīng)力水平均符合規(guī)范要求，在距底部7.5 m 以內(nèi)的位置，兩種鋼圍堰的應(yīng)力分布基本一致， 在距底端7.5 m 以上的位置，單雙壁組合結(jié)構(gòu)鋼圍堰外壁板的位移及應(yīng)力水平略高于傳統(tǒng)雙壁鋼圍堰外壁板，但并不影響整體結(jié)構(gòu)的安全性。

3） 考慮靜水壓力三角形荷載作用下的單雙壁組合結(jié)構(gòu)鋼圍堰結(jié)構(gòu)布置合理，通過與監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)對(duì)比，誤差率在15%以內(nèi)。 由此表明，實(shí)際結(jié)構(gòu)更偏安全，且能提高材料的利用率。