大型沉井基础长期位移规律及对全桥影响分析

施洲 周勇聪 江峰 吕大财 钟永新 潘永杰

1.西南交通大学土木工程学院，成都 610031；2.中国铁路上海局集团有限公司南京铁路枢纽工程建设指部，南京 200142；3.中交第二航务工程局有限公司，武汉 430040；4.中国铁道科学研究院集团有限公司铁道建筑研究所，北京 100081

沉井基础具有承载力大、整体性好、抗船撞能力强、抗震性好、不需额外施工平台等优点［1］，常作为大跨度桥梁桥塔、锚碇等结构的基础。随着沉井基础面积不断增大，在施工下沉过程中摩阻力及就位后的长期位移更为复杂。

文献［2］基于离心机模型试验研究沉井基础井外侧壁摩阻力的分布形式，发现沉井沉入土体的外侧壁摩阻力从地表至沉井底部呈先增大后减小的近似抛物线分布趋势。文献［3］运用仿真分析和现场试验对沉井初沉阶段的受力特性及开裂特性进行研究，分析沉井采用大锅底、中锅底、小锅底等下沉方式时沉井底部的变形和应力范围。文献［4］基于某沉井基础侧壁摩阻力的现场测试结果，研究沉井入土深度引起土体松弛高度对井壁摩阻力沿高度分布的影响，发现沉井在下沉就位后的受力与长期变形对桥梁的影响显著。文献［5］通过假定基底摩擦力遵循库伦摩擦定律，采用Winkler 模型计算沉井基底竖向土反力和井身水平土反力，推导了沉井水平位移计算公式和滑移临界荷载公式。文献［6］采用分层总和法和离心机模型试验对常泰长江大桥沉井基础的沉降量进行了预测，二者得到的预测值基本相同。文献［7］根据现场沉降监测数据和有限元模型分析了施工过程中的鹦鹉洲长江大桥沉井应力分布与变形情况以及施工对邻近建筑物的影响，发现沉井在下沉过程中部分沉井结构有较大拉应力出现，且周围土体的沉降量随沉井下沉深度的增大而增大。文献［8］利用有限元软件建立了五峰山长江大桥沉井基础与邻近地基的数值模型，结合现场监测数据较准确地预测了沉井基础和邻近桩基的沉降、水平位移。文献［9］基于模型试验对软土中的沉井基础在长期水平荷载作用下的变形特征进行了研究，发现随着时间的增加，沉井的变位仍会增大。文献［10］通过数值模型预测双沉井下沉时地表沉降和径向位移的关系，并对比了双沉井采用非同步下沉、交替下沉和同步下沉三种方案引起的地表沉降，发现采用同步下沉对地表沉降影响最小。文献［11］根据现场检测数据和数值模拟揭示了软土地基中沉井突沉的实质是应力突变引起应变能向损伤耗散能的瞬间转化。

连镇铁路五峰山长江大桥为主跨1 092 m 的公铁两用悬索桥，北锚碇沉井基础是国内第一个长度超过100 m 的沉井基础，也是体积最大的沉井基础［12］，其工后及运营期间的长期变形直接影响大桥的线形与受力，甚至影响高速列车的运营。本文基于Winkler 模型和分层总和法理论预测工后阶段沉井的变位，并利用数值模拟分析沉井长期变位对大桥的影响。

1 沉井工程概况

五峰山长江大桥为连镇铁路上跨越长江的桥梁，主桥为双塔连续钢桁梁公铁两用悬索桥，桥跨布置为（84+84+1 092+84+84）m，见图1。桥梁上层为双向8 车道一级公路，设计速度 100 km∕h，下层为4 线客运专线，设计速度250 km∕h。

图1 主桥立面布置（单位：m）

大桥的北锚碇采用100.7 m（长）×72.1 m（宽）的大型矩形沉井基础。沉井外壁厚2.0 m，内隔墙厚1.3 m，平面设置了48个10.9 m（长）×10.2 m（宽）的矩形井孔。沉井高56 m，共分10 节，首节为钢壳混凝土沉井，高8 m，底部设有高1.8 m、踏面宽0.2 m 的刃脚；剩下的9 节为钢筋混凝土沉井，其中第2 节高6 m，第3节到第8节每节高5 m，第9节高4 m，第10节高8 m。沉井封底混凝土厚12 m。沉井顶面标高为+1.0 m，基底标高为-55.0 m，基底置于粉细砂层。沉井顶盖是一个长69.7 m、宽98.3 m、厚6～8 m 的钢筋混凝土顶盖。沉井结构见图2。

图2 北锚碇沉井立面与平面布置（单位：cm）

沉井基础位置主要为淤泥土、淤泥质粉质黏土、粉砂、粉细沙等，下伏基岩为石英闪长斑岩，基岩顶面标高在-63.7～-54.6 m。各类土体特性参数见表1。其中，*表示采用砂桩加固的土层。

表1 北锚碇沉井典型地层分布

沉井采用三次分段施工及下沉的方案。首次施工前3 节，采用排水和十字槽开挖工艺下沉至标高-8.0 m。第2次施工第4节—第6节，采用水下吸泥和不排水工艺下沉至标高-30.0 m，从标高-8.0 m 下沉至-15.0 m 时采用8 区开挖，从标高-15.0 m 下沉至标高-30.0 m 时采用4 区开挖；第3 次施工第7 节—第10 节，先采用中部核心土支撑的工艺从标高-30.0 m下沉至-45.0 m，最后使用不排水和大锅底开挖的工艺从标高-45.0 m下沉至标高-55.0 m。沉井就位封底后，远离主桥的18个井孔填充C20水下混凝土，靠近主桥的12个井孔填充清水，其余中部18个井孔填充砂。

2 施工监测与工后沉降分析

2.1 沉井下沉施工过程监测结果与分析

为了获得沉井在下沉施工过程中的下沉量、沉井平面位置等几何参数，在沉井的4个角点、沉井外壁的中部和沉井中心设置了人工测量测点，测点布置参见图2。沉井下沉开始后，第1 次下沉用时49 d；第2 次下沉用时42 d；第3 次下沉用时45 d。取各测点平均下沉量绘制下沉曲线，见图3。

图3 沉井施工下沉曲线

由图3 可知：沉井首次降排水下沉累计下沉了14.937 m，平均下沉速度为0.305 m∕d，最大下沉速度达到1.503 m∕d。第2次累计下沉了16.148 m，穿过的土层有粉砂、粉质黏土夹粉土、黏土层等，平均下沉速度为0.385 m∕d，在第2 次下沉过程后期，沉井发生了多次突沉；第3次下沉累计下沉了24.614 m，穿过的土层有粉砂、粉细砂，虽然下沉阻力较大，但因采用了空气幕、大直径吸泥机等助沉措施，有效控制了沉井的下沉速度，平均下沉速度为0.547 m∕d。

2.2 工后沉降监测结果与分析

在沉井就位后依次进行沉井内填充，沉井基础上的锚碇、桥墩、主缆锚固块等结构施工，用时866 d。在此期间对沉井沉降量进行连续监测，在沉井下沉就位后的54 d 内每日监测，其后每隔7 ～ 10 d 进行监测。工后沉井各测点累计沉降量见图4。可见，沉井就位后各测点的累积下沉量为12.2 ～ 22.9 cm，各测点的平均下沉量为17.4 cm，说明在后续施工影响下沉井沉降量较为显著且存在一定不均匀性。沉井靠近长江一侧（镇江侧）的1、5 和6 号测点的下沉量和下沉速度基本一致，并且下沉速度经历了由快到慢，再由慢到快的一个过程。沉井另外一侧的3、7 和8 号测点的下沉量和下沉速度基本一致，并且下沉速度经历了由快到慢的变化过程；累计下沉量在工后650～866 d 发生反向增长的情况。沉井就位后的前650 d，3、7 和8 号测点的下沉量大于1、5 和6 号测点的下沉量，这是因为靠近3、7 和8 号测点一侧的井孔填充了混凝土，而靠近1、5 和6 号测点一侧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 号测点的下沉量增大，3、7 和 8 号测点下沉量为负值，这是因为安装主缆后，主缆巨大的拉力造成沉井扬州侧微小上升。

图4 工后沉井各测点累计沉降量

将各次监测得到的沉井下沉增量除以与前一次监测的时间间隔得到两次监测时间段内的平均沉降速度，见图5。可知，沉井的沉降速度曲线总体呈先减小后增大最终趋于稳定的发展趋势，最终沉井的下沉速度为0.006 7 cm∕d，说明沉井已经基本稳定。

图5 沉井工后每天平均下沉速度

3 运营期沉井长期位移预测与分析

3.1 沉井长期位移理论分析

3.1.1 沉井长期水平位移预测

大桥运营后的沉井长期水平变位受多种因素影响，计算的理论模型也有很多，其中基于Winkler 模型的计算理论应用较多。文献［5］根据沉井与地基连接面的位移协调条件，推导出矩形沉井在地表截面处受水平荷载F、弯矩M、竖向力N、自重G联合作用下滑移判别公式和沉井水平位移计算公式。

滑移判别公式为

式中：Fs为滑移力；Fl为临界荷载；l、b、d分别为沉井的长度、宽度和埋深；kx为水平地基反力系数；kz为竖向地基反力系数；μ为基底摩擦因数。

当基底无滑移时，沉井顶部水平位移ut为

式中：ub为沉井底部水平位移；α为沉井转角。

当基底滑移时，沉井顶部水平位移ut为

五峰山长江大桥沉井整个基础自重约13 GN，运营阶段主缆拉力取1.8 GN，边跨缆索与水平夹角为36°，M=0，μ=0.3，kz取（2.0～4.0）× 104kN∕m3。按传统的弹性模型方法计算得到kz=5kx。根据式（1）计算出Fs为23 840 MN，小于Fl的32 650 MN，可见沉井不会发生滑移。

将沉井及周围土体参数代入式（2）得到基底不滑移水平位移为1.485～2.971 cm，参考JTG D65T-05—2015《公路悬索桥设计规范》中锚碇基础顶部主缆的水平位移不得大于桥梁中塔间距的L∕10 000（L为主跨跨径），即10.920 cm，可见大桥沉井基础的长期水平位移较小。

3.1.2 沉井长期竖向沉降预测

选择分层总和法计算沉井基础沉降量S，即

式中：ms为沉降经验修正系数；ΔSi为第i层土的沉降量；n为划分的土层数目；σz（0）为基底附加应力；Esi第i层土的压缩模量；Ci、Ci-1均为平均附加应力系数；Zi、Zi-1分别为基底至第i和第i-1层底面的距离。

将沉井基础的参数带入式（4），计算得出沉井锚碇的竖向沉降量为2.643 cm，参考JTG D65T-05—2015 规范中运营阶段锚碇的沉降量不大于0.000 2L的要求，即21.84 cm，可见沉井的沉降量相对较小。另外，考虑沉井锚碇上有N3、N4 两个桥墩，参考TB 10093—2017《铁路桥涵地基和基础设计规范》中墩台均匀沉降限值3 cm，可知沉井锚碇上的桥墩沉降量在容许范围内。

3.2 长期变位数值模拟

为进一步分析沉井基础的长期位移，采用Plaxis-3d 有限元软件模拟锚碇在主缆拉力作用下的变形情况。建立500 m（长）×500 m（宽）×150 m（高）的土体模型，沉井模型和锚体模型均按照实际尺寸1∶1 建立。模型土体底部固结，侧面对称约束，沉井与土体单元共用节点。沉井采用C30 混凝土，锚体采用C35 混凝土，锚体建模时考虑前侧空室。土体选择摩尔库伦模型，土体材料参数按照表1中密度、压缩模量等参数取值，沉井及锚体材料按照TB 10002—2017《铁路桥涵设计规范》参数取值。模型荷载主要考虑土体、沉井、锚体等自重及运营期主缆力。运营阶段锚碇竖向和纵桥向位移见图6。可知：锚碇纵桥向最大水平位移1.577 cm，与Winkler 模型计算的水平位移1.485 ～2.971 cm接近；最大沉降量为2.913 cm，与分层总和法计算的沉降量2.643 cm 接近。表明基于Winkler 模型的计算结果与有限元分析结果吻合良好。

图6 运营阶段锚碇竖向和纵桥向位移（单位：mm）

4 沉井长期位移对大桥的影响分析

4.1 沉井位移对锚碇上桥墩的影响分析

大桥沉井基础上设置了引桥的2个桥墩N3、N4（图7）。桥墩随沉井的沉降、平移、转动同步变形，进而引起梁体高程发生变化，影响高速铁路轨道标高及线形。当沉井转动时，84 m 高的桥墩会放大墩顶的水平与竖向位移，加剧墩顶主梁的标高变化，对高速铁路线形长期变形的影响更显著。

图7 锚碇沉井立面（单位：cm）

TB 10093—2017 规定，对于有砟轨道，相邻墩台基础工后沉降差应小于15 mm。因此，假定N3、N4 墩顶由于沉井转动导致的沉降量差值为15 mm，计算沉井和锚碇分别绕A、B、C 或D 点发生顺时针刚体转动的角度限值θc，进而计算此时N3、N4 桥墩的水平位移H3和H4，具体结果见表 2。其中，L3、L4分别为转动中心到N3、N4墩顶的距离；θ3、θ4为转动中心与N3、N4墩顶连线和铅垂线的夹角。可知，虽然假设沉井绕不同转动中心转动，但根据墩顶沉降量差值计算得到的转角θc均为 0.015°。N3、N4 墩最大水平位移H3和H4分别为3.78、3.67 cm，明显小于该跨跨径57.20 m 采用伸缩装置的纵桥向最大位移±60 mm，可见N3、N4墩的水平位移并不显著。

表2 N3、N4墩沉降差为15 mm时沉井转角与桥墩水平位移

4.2 沉井基础长期位移对主梁线形的影响分析

运营阶段锚碇变位会引起主缆及主梁线形发生变化。假定沉井基础分别发生1 cm 的水平位移u、沉降v后，计算得到主梁各控制截面的竖向位移；另外，将沉井位移预测计算分析得到的最大水平位移2.971 cm、沉降2.913 cm 分别代入有限元模型敏感性分析矩阵，得到主梁各控制截面的竖向位移，见表3。沉井长期水平位移及沉降对主梁线形的影响曲线见图8。

表3 沉井水平位移及沉降引起主梁竖向位移 cm

图8 沉井长期水平位移及沉降对主梁线形的影响曲线

由表3 和图8 可知，主梁线形变化沿跨中对称分布，并且沉井水平位移及沉降对跨中主梁的竖向位移影响最大。当沉井水平位移为2.971 cm 时，主梁跨中下挠 4.427 cm，对应挠跨比为 1∕24 468；沉井下沉2.913 cm 时，主梁跨中上挠3.146 cm，对应挠跨比为1∕34 710，即沉井水平位移对主梁线形的影响稍大于沉降的影响。沉井水平位移为2.971 cm 时，主梁挠跨比 1∕24 468 仅为五峰山大桥挠跨比限值 1∕400［13］（列车和汽车共同作用时）的1.5%，可见沉井长期位移对于主梁线形的影响较小。

5 结论

1）沉井下沉就位后的866 d 中，各测点发生了12.1 ～ 22.9 cm 的沉降，沉降速度曲线总体呈先减小后增大最终趋于稳定的发展趋势，最终沉井的平均下沉速度仅为0.0067 cm∕d，表明沉井已经稳定。

2）基于Winkler 模型理论计算表明沉井在运营期间不会发生滑移，计算出沉井基础在运营期的长期水平位移为1.485 ～ 2.971 cm；利用分层总和法计算出沉井的沉降为2.643 cm；利用数值模拟计算结果得到的纵桥向最大水平位移、沉降分别为1.577、2.913 cm，与理论值接近，均小于规范限值。

3）根据沉井上 N3、N4 桥墩沉降差限值 15 mm 推导出沉井工后转动角度限值为0.015°，对应N3、N4 墩最大水平位移分别为3.78、3.67 cm，其量值明显小于该跨伸缩装置最大位移量±60 mm。

4）沉井水平位移对主梁线形的影响稍大于沉降的影响，沉井水平位移为2.971 cm 时主梁线形挠跨比是规范限值的1.5%，表明沉井长期位移对主梁的线形影响较小。