大型沉井基础初沉阶段受力特性及开裂控制

施 洲，李佳奇，秦搏聪，李 冰，李思阳

（1.西南交通大学 土木工程学院，四川 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挥部，江苏 南京 210042）

沉井基础在土木工程领域已有上百年的应用，广泛应用于桥梁、港口及水利水电工程中[1]。它既是永久结构物的基础，又是施工时挡土和挡水的结构。沉井基础埋置深度大，整体性强，稳定性好，能承受较大的垂直和水平荷载，因此沉井基础常用于持力层相对较深的大跨度斜拉桥桥塔、悬索桥的锚碇或主塔基础[2]。随着桥梁结构跨度不断增大，大型沉井基础的平面尺寸也不断增加，为下沉施工带来更多挑战。沉井在下沉施工过程中处于动态平衡状态，影响沉井结构变形及受力的因素十分复杂，主要包括沉井结构构造和尺寸、井壁侧摩阻力和土压力、刃脚端阻力及水浮力等，国内外学者曾对沉井下沉相关问题开展过广泛的研究[3]。

Gerolymos 等[4]基于广义Winkler 地基模型，提出了一种沉井在水平及循环荷载下变位的计算方法，此方法与试验、有限元计算结果能够较好地吻合。Karapiperis 等[5]采用有限元方法，并基于遗传算法的优化程序，对大型沉井基础在横向荷载、竖向荷载及弯矩作用下的响应进行了参数分析，结果表明Winkler模型的计算结果与有限元计算结果较为一致。AlamPalli 等[6]研究了沉井在承受竖向和水平向荷载时的结构响应。朱建民等[7]及穆保岗等[8]对南京四桥北锚碇沉井进行了安全监控分析，结果表明大型沉井在初沉阶段底部悬空区域较大时受力为最不利工况之一，混凝土最大拉应力出现的位置为沉井隔墙中跨底部，井壁土压力能减小隔墙底部拉应力，设置凹槽可以降低沉井侧摩阻力。米长江等[9]对马鞍山长江公路大桥南锚碇沉井的下沉可行性进行了验算，并采用有限元方法对沉井初沉阶段的沉降量进行了估算，计算结果验证了该沉井在下沉施工中的安全性。邓友生等[10-11]基于鹦鹉洲大桥北锚碇圆形沉井工程实例，对沉井在下沉过程中的侧壁土压力和沉井底部应力变化情况进行了监测与分析，分析沉井的最大拉、压应力均出现在其初沉阶段。穆保岗等[12]基于南京四桥与马鞍山长江大桥工程实例，对沉井初沉高度、下沉可行性指标、开挖方式对大型沉井下沉的影响进行了研究，结果表明地基承载力与沉井自重应力水平对沉井初始接高有着重要的影响，沉井初沉阶段为受力最不利阶段之一。王建等[13]采用室内试验研究侧壁摩阻力随沉井入土深度变化的规律，并用理论分析侧摩阻力产生变化的原因。

既有的研究工作表明，大型沉井在初沉阶段，由于其平面面积大、高度低而刚度较小、周围土压小，结构受力较为不利。随着沉井结构不断向更大平面面积发展，沉井下沉施工更加复杂，对初沉阶段的受力安全及沉井混凝土开裂控制均提出了更高的要求。

本文结合连镇铁路五峰山长江大桥北锚碇沉井基础初沉阶段，通过数值仿真分析和现场试验，进行大型沉井初沉阶段受力特性及混凝土开裂控制研究。

1 大型沉井基础结构与下沉方法

1.1 大型沉井基础结构概况

五峰山长江大桥北锚碇沉井结构长、宽、高分别为100.7，72.3和56 m，是目前世界上平面面积（7 260 m2）最大的沉井基础[14]。沉井由四周井墙及内隔墙划分为8×6=48个带倒角矩形井孔，四周井墙厚2.0 m，内隔墙厚1.3 m。沉井结构沿高度方向分为10节，第1节为钢壳填芯混凝土结构（高8 m），第2至第10节为钢筋混凝土结构，高（6+6×5+4+8）m，沉井在初沉阶段，前3节结构（高19 m）排水下沉至标高-8 m。沉井首节钢壳内混凝土及其上钢筋混凝土均采用C30等级；底节钢壳采用Q235钢材，钢壳的标准厚度为10 mm，隔墙与刃脚底部的钢壳厚度为16 mm。沉井设计顶面标高为+1.0 m，沉井底部标高为-55.0 m，置于粉细砂砂层中。沉井基础中初沉阶段的前3节结构如图1所示。为方便后续描述，将沉井纵、横向井墙及隔墙的编号从中部向两侧分别记为C1—C4，K1—K5，如图2所示。

图1 沉井前3节结构（单位：cm）

1.2 大型沉井基础下沉施工工艺

五峰山长江大桥北锚碇沉井基础位于冲积平原区，地形较平坦，其土层分布依次为：填土、淤泥质粉质黏土、粉砂夹粉土、粉砂、粉细砂等。下伏基岩为石英闪长斑岩，基岩顶面标高在-54.6～-63.7 m范围内，岩面倾斜角约5°。为了保证沉井拼装时地基承载力的要求，在沉井施工前对沉井范围内-16 m以上地层进行砂桩加固处理。

图2 沉井结构分区

沉井的受力、下沉速度与其下沉方法有着十分紧密的联系[15]，传统的沉井下沉方法主要为“大锅底”下沉，即按“中间深、四周浅”的开挖方式在整个沉井底部取土，使沉井结构仅四周井墙底部存在土体支承，中间隔墙底部则处于悬空状态，从而减小底部端阻力，实现沉井在自重作用下以较快的速度下沉。然而，采用“大锅底”下沉时大型沉井结构隔墙底部的悬空区域较大，因平面面积大而存在显著的弯曲受力效应，特别是在初沉阶段，沉井结构的高度相对较小，会产生显著的纵横向弯矩，并在沉井中部隔墙底部产生极大的拉应力。为改善沉井结构的受力，可不开挖部分沉井中部隔墙底部土体而增加土体支承面积，即为多区开挖、多点连续支承下沉法，如“中锅底”“小锅底”[16]，如图3所示，图中井墙及隔墙涂蓝部分表示基底土未开挖。

2 初沉阶段沉井有限元仿真

运用ANSYS 软件建立初沉阶段沉井的有限元模型[17]。模型中，混凝土结构采用Solid45 实体单元模拟，首节钢壳结构采用Shell63板壳单元模拟；钢壳与混凝土的连接采用共用节点的方式模拟。为得到质量优良的单元，建模中采用几何体扫略的单元划分技术生成规整且过渡平顺的六面体单元，单元的最小尺寸为25 cm，最大尺寸为50 cm。沉井结构的有限元模型如图4所示。模型的边界条件主要考虑井壁及隔墙底部竖向支撑，采用只受压弹簧单元模拟，弹簧刚度取基底土压缩模量×面积。为保证沉井安全受力，施工工艺中不允许沉井混凝土出现开裂，因此，有限元计算中沉井混凝土及钢材料均采用规范规定的线弹性本构关系。

图3 大型沉井下沉方法

图4 初沉阶段沉井有限元模型

在五峰山长江大桥北锚碇沉井基础初沉阶段，沉井在自重作用及施工开挖下克服底部端阻力开始下沉，此时沉井底部刃脚的支承面积对下沉中沉井结构受力影响显著，而不同施工方法下井底支承条件差异显著。为系统分析不同下沉方法下沉井结构的受力与变形特点，对“大锅底”“中锅底”“小锅底”3种下沉方法开展沉井结构有限元计算分析。大型沉井的初沉阶段可分为初沉前与初沉就位后2个代表性工况。在初沉前阶段，作用在沉井结构上的荷载主要为沉井结构自重及沉井刃脚土体支承反力。随着沉井底部逐渐沉入土体，沉井结构开始受到四周土体的作用力，包括井壁主动土压力及侧摩阻力。侧摩阻力与四周土体的物理参数直接相关，一般由朗金公式计算，并结合地质勘探与经验值进行确定[18]；主动土压力通常由朗肯主动土压力理论公式得到。沉井沉入土体越深，井壁主动土压力及侧摩阻力值就越大。在初沉就位后阶段，井壁外侧的主动土压力及侧摩阻力达到初沉阶段的最大值。仿真分析中各土层的物理参数、沉井结构侧面受到的主动土压力和侧摩阻力见表1。表中侧摩阻力为土层厚度范围内的平均值。

表1 各土层的物理参数、沉井侧壁土压力和侧摩阻力

3 初沉阶段受力仿真分析与现场实测

3.1 应力分布规律

在初沉阶段，“大锅底”、“中锅底”、“小锅底”3种下沉方法下沉井结构最不利受力仿真分析结果见表2。

由表2可见：不同下沉方法对混凝土的拉应力峰值有着显著影响，当采用“大锅底”下沉时，初沉前混凝土的拉应力峰值达到11.4 MPa，已超过了铁路桥梁规范规定C30 混凝土的拉应力限值2.2 MPa；采用“中锅底”下沉时，初沉前混凝土拉应力峰值减小了82%左右，略大于混凝土拉应力限值；采用“小锅底”下沉时，初沉前混凝土拉应力峰值减小了91%左右，小于混凝土拉应力限值；在采用不同下沉方法时，钢壳应力均小于强度设计值。此外，初沉就位后的计算结果表明，采用不同的下沉方法时，沉井外侧周围土体侧向力（主要为主动土压力）能不同程度地减小混凝土的峰值拉应力，当采用大、中、小锅底下沉时，下沉至标高-8 m处沉井外侧土体侧向力能分别减小混凝土峰值应力的4.4%，5.0%和36.7%。可见，沉井外侧土体侧向力对结构受力是有利的，因而沉井在初沉阶段中，受力最不利阶段对应为初沉前。

表23 种下沉方法下沉井结构最不利受力结果

采用“大锅底”下沉方法时沉井结构应力分布如图5所示。由图5可见，受力最不利位置位于沉井中部隔墙底部，拉应力超限的区域较大，隔墙底部混凝土开裂风险显著。

初沉前纵横向井墙及隔墙底部混凝土结构的应力分布如图6所示。由图6可知：隔墙底部在土体支承处应力水平较低，而在悬空区域处应力水平较高；沉井结构在采用“大锅底”下沉时，隔墙底部在跨中附近区域的应力水平最高，K1，K2，K3，C1 和C2 隔墙底部混凝土拉应力峰值均已超过限值2.20 MPa；采用“中锅底”下沉时，K3 横墙底部混凝土的拉应力峰值为2.31 MPa，略大于混凝土的抗拉强度，但明显小于“大锅底”下沉时混凝土的应力峰值；采用“小锅底”下沉时，沉井结构各墙体底部保留土体多点支承，相较于前2种下沉方法，隔墙底部混凝土的应力水平明显降低，混凝土在靠近井壁区域应力水平最高，应力峰值为1.28 MPa，小于混凝土抗拉强度，其余区域的应力水平较低，介于-0.5～0.5 MPa的范围内。可见，在初沉阶段，大平面面积的沉井的受力与下沉施工开挖方法显著影响，再考虑到实际施工开挖过程中沉井底部支承的不均匀性等，在采用“大锅底”“中锅底”下沉时，隔墙底部部分区域的混凝土存在显著的开裂风险。因此，在制定沉井结构的下沉方案时，应综合考虑施工工艺特点、沉井结构的受力特点、有限元计算结果、规范要求等情况。

图5 “大锅底”下沉时沉井结构应力分布（单位：MPa）

在上述有限元计算中，尚未考虑实际施工中开挖不同步的情况，因此实际施工中沉井受力与变形比理想同步开挖更为不利，可根据沉井施工中允许的最不利几何变位、不同步开挖工况等反算最不利应力与变形。

3.2 变形分布规律

为分析沉井初沉前阶段中的纵横向井墙及隔墙的变形特性，提取各井墙及隔墙底部中轴线上节点竖向位移值，得到初沉前沉井隔墙底部的竖向位移分布图，如图7所示。

图6 隔墙底部混凝土拉应力分布

图7 隔墙底部竖向位移分布

由图7可知：当采用仅四周支承的“大锅底”下沉时，其跨中区域位移最大，支承处位移最小，位移曲线总体呈抛物线分布，沉井结构的变形特征类似于简支梁格板结构；当采用“中锅底”下沉时，沉井被土体支承区域分割为4个分区，最大位移量显著降低，沉井结构的变形特征类似于2跨连续梁格板结构；当采用“小锅底”下沉时，沉井结构各个井孔均为1个独立的开挖分区，沉井结构的变形特征类似于多点支承的连续梁格板结构，最大位移量进一步降低；从位移量值来看，“大锅底”下沉时沉井的位移量值最大，约为-20 mm；与“大锅底”相比，“中锅底”与“小锅底”下沉时沉井的最大位移均显著降低，分别约为-1.6 和-0.25 mm。可见，沉井在初沉阶段，其竖向位移分布受下沉方法的影响极大。此外，由于大型沉井下沉时对其下沉的几何姿态要求较高[19]，而沉井下沉时位移量值与沉井结构的几何尺寸相比而言甚小，这显著加大了沉井施工变形监控精度要求。

3.3 沉井现场实测几何变形及应力结果

沉井首次下沉实际施工过程中，由于48个井孔同时开挖，施工同步性保持情况直接影响沉井的几何姿态与受力。根据沉井结构特点，结合沉井初沉阶段的有限元计算分析结果，在五峰山长江大桥北锚碇沉井基础沉井顶面的四角、四周井墙中部及中心点共布置了9个几何变形测点监控几何参数；并在沉井首节顶部及底部混凝土进行了应力测点布置监测沉井结构受力。几何变形测点采用“北斗+GPS”自动监测系统实时在线监测三维坐标变化，应力采用振弦式应变计进行测量。沉井顶部变形测点及底部混凝土应力测点及布置如图8所示，首节沉井结构的现场照片如图9所示。

图8 沉井变形测点及底部应力测点布置

图9 沉井现场结构

在初沉阶段，实测沉井顶面高差基本在20 cm以内，在参考限值50 cm范围内。实测四周井墙（C4，K5）中部测点D1—D4 相对两端的挠度、中部隔墙（C1，K1）中点D0相对两端的挠度与有限元反算最不利控制值的对比如图10所示。初沉阶段部分沉井应力实测值及其与控制计算值如图11所示。

图10 沉井顶部挠度实测结果

由图10可见：受各井孔内开挖施工难以严格同步的影响，最不利井墙与隔墙的挠度分别为17.0 和-13.8 cm，个别测点略大于理论计算值外基本在理论计算值范围以内。

图11 沉井底部混凝土应力实测结果

由图11可见：沉井实测应力介于-2.8～3.3 MPa 之间，除个别测点外基本在有限元计算最不利值以内。

变形及应力的偏差主要原因在于施工过程中各井孔内开挖难以做到严格同步。但有限元计算结果仍能够给出良好的参考，现场的监测及其与材料限值的对比同样重要。现场实测与对比分析也表明，在初沉阶段采用开挖更为均匀、支承面积更大的“小锅底”下沉方法能确保沉井基础结构的受力安全。

4 大型沉井结构开裂控制研究

随着大型沉井基础平面面积不断增大，初始下沉阶段沉井结构受弯效应越发显著，在地基土不均匀、开挖不均匀的情况下受力更复杂，沉井开裂风险极高，同时对均匀同步施工的要求也更高。针对此问题，进一步开展沉井结构施加预应力的开裂控制研究。以施工便捷的“大锅底”工艺为基础，结合大型沉井基础结构特点研究合理的预应力钢束布置方案。预应力钢束拟采用1 860 MPa级钢绞线，后张法施工。预应力钢束布置在沉井各隔墙底部刃脚上方35～50 cm处，各隔墙的预应力钢束在竖直方向上进行多排布置，一排布置2 或3 束，每束含9根公称直径为15.2 mm的钢绞线，布置方案如图12所示。

沉井抗裂可参照部分预应力A，B类及全预应力混凝土构件的设计思路制定，即按沉井底部混凝土“裂缝不超限”“不开裂”“不受拉”3种预应力控制开裂设计对策，制定不同对策目标下的开裂控制方案1—方案3。考虑到井壁在施工过程中存在基底土体局部坍塌、翻砂等风险，在方案2 基础上加强四周井墙（K5，C4）预应力的布置，即方案4。沉井结构的有限元模型中，预应力筋采用2节点3D 杆单元Link8 模拟，为计算混凝土的裂缝宽度，采用Solid65 实体单元模拟混凝土结构。力筋的预拉应力通过对预应力筋单元设置初应变予以施加，预应力筋单元与混凝土单元之间采用约束方程法进行连接。通过试算及调整优化得到各种预应力布置方案见表4。4种方案下，计算得到隔墙底部混凝土的最大拉应力见表5，其中方案4 下的隔墙应力分布如图13所示。

表4 大锅底下沉时预应力钢束布置方案

结合表4及表5可知，采用传统的“大锅底”下沉时，沉井中部隔墙底部混凝土处于较高的应力水平；各隔墙底部施加预应力后，混凝土的拉应力峰值显著降低。采用方案1时，混凝土的拉应力峰值为3.09 MPa，少部分区域的混凝土会开裂，但裂缝的最大计算宽度小于0.2 mm，一定程度上可满足工程需要。采用方案2时，混凝土的拉应力峰值为2.00 MPa，小于混凝土的拉应力限值，不会发生混凝土开裂现象。采用方案3时，混凝土的最大拉应力为-0.01 MPa，表明混凝土结构不会出现拉应力。采用方案4 虽然增加了预应力钢束用量，但一定程度上减小了混凝土的拉应力，并增大了沉井结构在四周井墙的安全储备。

图13 “大锅底”下沉并采用方案4时隔墙底部混凝土拉应力分布

由图13与图6对比可知，沉井结构在采用合理的预应力筋布置后，混凝土的拉应力峰值及拉应力水平均明显降低，混凝土最大拉应力从11.40 MPa下降至2.00 MPa，有效控制混凝土结构的拉应力水平，沉井结构的抗裂性能得以显著提升，从而保障了沉井结构的受力安全。预应力的配置计算还表明，沉井中部隔墙K1，K2 和C1为布置预应力束的关键区域，该区域布置预应力数量对混凝土拉应力的影响相对较大，其他隔墙则相对较小。在4种预应力布置方案下，沉井结构的最大位移值分别为-10.56，-8.46，-1.12和-8.16 mm，可见优化预应力布置方案具有相对较大的变形量，有利于施工位移监控。在实际工程中，在沉井底部增加预应力，还可以进一步降低沉井基础井墙及隔墙厚度尺寸。

5 结 论

（1）大型沉井结构在初沉阶段，因沉井高度相对较低，刚度相对小，在施工过程中当底部挖空面积较大时受弯效应显著，沉井底部受力较为不利。

（2）沉井初沉阶段，当采用大、中、小锅底下沉时，钢壳应力均小于设计强度值，沉井底部混凝土最大拉应力分别为11.4，2.31 和1.28 MPa，采用传统的“大锅底”下沉时存在显著的开裂风险；3种开挖方法下隔墙底部的最大变形分别为-20，-1.6和-0.25 mm，变形均较小。

（3）北锚碇沉井基础小锅底初沉阶段实测沉井顶面高差基本在30 cm以内，沉井应力实测值介于-2.8～3.3 MPa，除个别测点外基本在有限元计算最大值以内，施工开挖的不同步是应力偏大的主要原因；初沉阶段采用开挖更为均匀、支承面积更大的“小锅底”下沉方法实现了沉井的受力安全；有限元计算结果仍能够给出良好的参考。

（4）鉴于“大锅底”下沉方法的施工便捷等优点，在大型沉井中部隔墙及四周井墙底部布置预应力钢束能有效抗裂；沉井中部隔墙底部区域布置预应力的效率最高；提出沉井底部混凝土“裂缝不超限”“不开裂”“不受拉”3种预应力控制开裂设计对策及对应的预应力布置方案，优化了沉井结构受力并有效控制开裂，为类似沉井结构提供参考。