軟弱地層中深水基礎鋼圍堰結構施工穩定性分析

方 燾 靳貴龍 付天華

(1.華東交通大學土木建筑學院,南昌 330013; 2.中鐵十五局集團有限公司,重慶 404100)

0 引 言

鋼圍堰是為水中承臺基礎施工而設計的臨時阻水結構,具有強度高、剛度大的特點,并且可分塊拼裝和重復利用,在整體性和防水性方面有一定的優越性。隨著施工技術的不斷完善,國內外大型深水橋梁基礎的施工,已經越來越多地采用鋼圍堰施工工藝[1-6]。國內的橋梁鋼圍堰施工在長江一帶應用得較多,并在鋼圍堰的選型及其結構優化上做了許多相關的研究[7-8]。鋼圍堰是深水低樁承臺施工的先行臨時結構,其質量的好壞直接關系到水中橋梁施工的質量與安全,對橋梁施工進度有重要影響[9]。以往針對鋼圍堰的設計缺少空間上的整體分析,故有必要針對鋼圍堰整體的安全與穩定性進行分析,為該技術的推廣應用提供科學的參考依據,以減少工程事故發生的可能。

本文將結合撫吉高速公路B8合同段吉水特大橋的工程實例,基于有限差分軟件對鋼圍堰在砂性地層施工過程中整體受力和變形情況進行數值計算,并對鋼圍堰結構的安全與穩定性進行評價,同時對鋼圍堰中混凝土底板澆筑的必要性進行論證分析。

1 工程概況

撫吉高速公路B8合同段吉水特大橋,全長2 019 m,橋跨布置為:主橋采用(65+2×100+65)m預應力混凝土變截面連續梁,引橋采用3個(4×40)m和6個(5×40)m一聯的先簡支后連續預應力混凝土T梁。橋區位于江心沖洪積平原區,地形起伏較大,地層結構及巖性復雜,基巖面起伏大,橋區揭露到紅層軟弱夾層及石炭系煤層(東側橋臺),且橋區發育有大斷裂,對該橋下伏地層影響大,橋位區的工程地質條件極為復雜。

該特大橋的8#～13#墩、21#～28#墩、32#～33#墩由于水位下降,承臺已經基本外露,故需采用筑島圍堰進行樁基與承臺墩柱施工。隨著水位下降水壓力的減少,橋墩承臺采用單壁鋼圍堰,面板為8 mm的鋼板,橫向加肋采用12#槽鋼間距40 cm,槽鋼豎向外加肋為18#工字鋼間距60 cm,吊環處2根18#工字鋼,每邊外再加橫向支撐體系18#工字鋼7根進行整體閉合,鋼圍堰單壁厚32 cm (不計算外側環形加固7根18#工字鋼)+環形18#工字鋼=50 cm,平面尺寸內側10.5×10.5 m。鋼圍堰以30#墩的地質條件進行設計,假定入砂深度(穿過粗砂層)2.5～3.65 m,因此鋼圍堰高度按10.5 m設計(包括刃腳加強段50 cm,刃腳總高1.9 m),高出承臺頂面0.5～1.50 m。安裝時內腔采用2I20#工字鋼對稱斜撐,詳見單壁鋼圍堰設計圖,如圖1和圖2所示。

圖1 單壁鋼圍堰設計圖Fig.1 Design of single-wall steel cofferdam

圖2 單壁鋼圍堰設計圖Fig.2 Design of single-wall steel cofferdam

2 計算模型的建立及參數的確定

2.1 模型的建立

該特大橋的鋼圍堰在封底工況下的實際幾何模型如圖3所示,通過對模型的簡化及軟件單元替代可得計算模型如圖4～圖6所示,模型按照鋼圍堰實際尺寸1∶1建模,橫向加肋12#槽鋼與兩塊8 mm鋼板構成的組合結構,由于考慮到12#鋼槽內部是空的,出于安全計算考慮,將組合結構簡化為80 mm厚的鋼板,并采用zone單元模擬;豎向加肋18#工字鋼采用beam單元,間距0.6 m,橫向支撐2根25#工字鋼也采用beam單元模擬,整個鋼圍堰計算模型為高度10.50 m、邊長11.12 m的方形結構,模型采用位移邊界條件,底部河床面標高以下約束X、Y和Z三個方向自由度,封底工況下河床標高面以上根據設計要求填充一定高度河砂,并施作80 cm厚C25混凝土底板,未封底工況下則不施做混凝土底板。荷載采用設計圖紙提供的靜水壓力,在數值模擬計算中,將回填河砂和封底混凝土考慮為實體單元,鋼圍堰內部封底混凝土底板以下采用側向均布靜水壓力33.64 kPa,底板以上采用遞減荷載至水位線標高。

2.2 模型的計算參數

鋼圍堰:鋼板E=2.10×1011Pa,μ=0.3;25#工字鋼E=2.10×1011Pa,μ=0.3,A=4 850 mm2,Ix=5.020×107mm4,Iy= 2.80×106mm4;18#工字鋼E=2.10×1011Pa,μ=0.3,A=3 060 mm2,Ix=1.660×107mm4,Iy=1.22×106mm4。

混凝土底板:采用線彈性模型,計算參數E= 2.8×1010Pa,泊松比μ=0.27。

砂土:采用M-C模型,其中剪切模量G= 11.28×106Pa,體積模量K=29.41×106Pa,摩擦角Φ=30°,黏結力C=0 Pa,抗拉強度f=0 Pa。

圖3 鋼圍堰幾何模型Fig.3 Geometric model of steel cofferdam

圖4 鋼圍堰幾何模型Fig.4 Geometric model of steel cofferdam

圖5 鋼圍堰周邊鋼板Fig.5 Surrounding steel plates of steel cofferdam

圖6 鋼圍堰內部梁分布Fig.6 Distribution of internal girders in steel boxes

3 鋼圍堰計算結果分析

3.1 位移計算結果

鋼圍堰的整體變形趨勢計算結果如圖7所示,由圖可知鋼圍堰在靜水壓力情況下有往內擠壓變形的趨勢,最大位移值主要分布在側面鋼板的中部,且在水位線以下內鼓位移值普遍較大,而離開水面的懸空板總體上內鼓位移值都相對較小。由圖8的計算結果可知,鋼圍堰的位移值是對稱分布的,鋼板中間位置往鋼圍堰內側位移最大值可達到1.48 mm,未封底工況下內側位移最大值可達到3.99 mm,而鋼圍堰角點處位移較小,內鼓位移幾乎可忽略不計,由此可見鋼圍堰內部橫向支撐的作用較為關鍵,對整個鋼圍堰的變形控制起到較大作用,且封底混凝土能夠有效地控制內側位移值。鋼圍堰整體內鼓位移值總體較小。

圖7 鋼圍堰整體變形趨勢Fig.7 Steel cofferdam deformation trend

圖8 混凝土封底后鋼圍堰側壁位移及支撐軸力Fig.8 Displacement offlank wall in bottomed steel cofferdam and axial force of supports

3.2 應力計算結果

由圖8所示封底工況下鋼圍堰內部橫向支撐軸力計算結果可知,四根25#工字鋼的軸力都為28.37 kN,換算成型鋼壓應力為5.85 MPa,遠小于鋼材的受壓屈服強度,材料處于正常受力狀態。同樣對未封底工況下鋼圍堰內部橫向支撐軸力計算結果可知,四根25#工字鋼的軸力都為74.54 kN,換算成型鋼壓應力為15.37 MPa,遠小于鋼材的受壓屈服強度,材料處于正常受力狀態。說明內部橫撐具有足夠的安全性,且封底混凝土能夠承擔一部分的鋼圍堰向內擠壓壓力。

圖9為封底工況鋼圍堰最小主應力計算結果,由圖可知,最小主應力基本為壓應力,河床以下嵌固部分及水位線以上鋼圍堰應力值普遍較小,最大壓應力值達到0.46 MPa,未封底工況下最大壓應力值達到0.9 MPa,結果如圖10所示,且在兩種工況下最小主應力絕對值較大處均分布在水位線以下的鋼圍堰四個角點處,說明水位線以下鋼圍堰角點處焊接制作過程需重點關注,必要時用角鋼加強。

圖9 混凝土封底后鋼圍堰側壁最小主應力Fig.9 Minimum principal stress of flank wall in bottomed steel cofferdam

圖10 未封底鋼圍堰側壁最小主應力Fig.10 Minimum principal stress of flank wall in steel cofferdam with no bottom

圖11所示為封底工況下最大主應力計算云圖,由圖可知最大主應力普遍為拉應力,最大值可達0.44 MPa,未封底工況下最大拉應力值達到0.6 MPa。如圖12所示,且在兩種工況下主要分布在水位線以下鋼圍堰每側鋼板的中間部位,河床標高以下嵌固部分最大主應力較小。

圖11 混凝土封底后鋼圍堰側壁最大主應力等值云圖Fig.11 Maximum principal stress of flank wall in bottomed steel cofferdam

圖12 未封底鋼圍堰側壁最大主應力等值云圖Fig.12 Maximum principal stress of flank wall in steel cofferdam with no bottom

如圖13所示,由封底工況下外側環向加固梁的彎矩計算結果表明,每根梁所受Y方向彎矩值普遍較小,最大值8.36 kN·m左右,且成對稱分布,梁中間段向鋼圍堰內變形,因此中間段基本為內側受拉外側受壓,而靠近角點部位內側受壓外側受拉。同時通過對未封底工況下外側環向加固梁的彎矩計算結果如圖14所示,可以看出其變形性質與封底工況相似,每根梁所受Y方向彎矩值普遍較小,最大值20.7 kN·m左右。

4 混凝土底板計算結果分析

4.1 位移計算結果

如圖15所示為混凝土底板豎直方向的位移,由于考慮了回填河砂確保足夠密實,因此即使在靜水壓力作用下,混凝土底板的沉降值也普遍較小,最大值僅為0.43 mm,發生在混凝土板底部,故可忽略不計。四邊角點處由于和鋼圍堰粘結面較大,因此變形受到鋼圍堰約束,沉降接近于零?？傮w分析表明,混凝土底板變形較小,可滿足正常使用要求。

圖13 外側環形加固梁Y方向的彎矩計算結果Fig.13 Moment of lateral reinforced ring beam in Y directions

圖14 未封底外側環形加固梁Y方向的彎矩計算結果Fig.14 Moment of lateral reinforced ring beam in Y directions with no bottom

圖15 混凝土底板豎直方向位移等值云圖 Fig.15 Vertical displacement of concrete slab

4.2 應力計算結果

如圖16所示為混凝土底板最小主應力計算結果,最小主應力基本為壓應力,數值相對較大處主要分布在板的四周邊緣,最大值約為80 kPa,遠小于混凝土的抗壓強度設計值,由此說明底板處于安全狀態。如圖17所示,由混凝土底板最大主應力計算結果表明,最大主應力基本為拉應力,主要分布在四周角點處,且這些部位出現明顯的應力集中現象,最大拉應力值達到16.2 kPa。由于拉應力數值較小,因此底板未出現受拉破壞。

圖16 混凝土底板最小主應力等值云圖Fig.16 Minimum principal stress of concrete slab

圖17 混凝土底板最大主應力等值云圖Fig.17 Maximum principal stress of concrete slab

5 結論與建議

基于撫吉高速公路B8合同段吉水特大橋鋼圍堰結構內力及變形計算分析表明,在目前的水位情況下,鋼圍堰總體受力及變形值均較小,處于安全穩定狀態。鋼圍堰的建造過程中提出以下幾點建議:

(1) 鋼圍堰內橫向支撐的施作較為關鍵,若橫向支撐失效很可能導致鋼圍堰側壁產生較大內鼓位移,最終影響橋梁基礎的安全施工及承臺的工程質量;

(2) 鋼圍堰轉角處焊接要求較為嚴格,這些部位壓應力值較大,存在應力集中現象,如果焊接質量未能達到預期目標,鋼圍堰內部抽水施工作業時很可能發生鋼圍堰內部進水,導致鋼圍堰局部失效破壞;

(3) 厚度為80 cm的底板可滿足抗滲要求,但考慮到混凝土材料受拉性能較差,四周角點與鋼圍堰接觸部位容易出現拉應力集中,因此應嚴格控制角點處混凝土的施工質量,以防止鋼圍堰與混凝土間出現脫開裂隙而導致鋼圍堰內部滲水。

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