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

    2022-04-07 03:51:38施洲周勇聰江峰呂大財(cái)鐘永新潘永杰
    鐵道建筑 2022年3期
    關(guān)鍵詞:工后沉井線(xiàn)形

    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。

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