(中水珠江規(guī)劃勘測設(shè)計有限公司，廣東 廣州 510610)

懸索大橋的錨碇施工方案對施工安全和工程質(zhì)量非常重要。錨碇基礎(chǔ)常采用排水明挖法[1-2]，該工法中地下連續(xù)墻(以下簡稱地連墻)是作為開挖的支護結(jié)構(gòu)，對施工精度和質(zhì)量要求十分嚴格，如垂直度控制和防滲控制，因此地下連續(xù)墻的施工方案是錨碇工程的技術(shù)關(guān)鍵[3]。

深圳-中山通道工程跨海懸索大橋位于珠江河口，河口水域遼闊且水深達6～7 m，淤泥覆蓋15～16 m。在水上深厚軟基施工時，常遵循水上施工轉(zhuǎn)換為陸域施工的原則，采用筑島回填、島內(nèi)開挖的方法[4-6]。該方法工程量大、工期長且投資大，一般僅適用于淺水域的平緩河床[7]，而在深水海域一般仍采用筑島回填方案。但是，筑島回填方案一方面島的外圍臨空面較高，支護代價太大；另一方面填筑深度大，沉降難以控制，且回填和拆除工程量巨大，造價高。

為避免在深水深厚淤泥采用筑島回填方案，錨碇地下連續(xù)墻施工擬采用“輔助鋼平臺+鋼導墻”方案，即在海域架設(shè)臨時鋼平臺作為施工場地，先采用攪拌樁加固海底軟基，在水中直接打設(shè)雙排鋼導墻進行地下連續(xù)墻施工，避免了回填筑島方案的高臨空面支護和大方量填拆工作量，具有工期短、投資少的優(yōu)點。但海上軟土覆蓋層深厚，變形呈高度非線性；鋼導墻豎向深度大，結(jié)構(gòu)受力沿深度方向變化復雜；工程海域水較深，且受臺風和海浪影響大，荷載復雜，這給鋼導墻的結(jié)構(gòu)設(shè)計和施工帶來了巨大困難。

對鋼導墻、地下連續(xù)墻進行靜力計算的方法較多，概括起來有4種:① 古典理論法;② 剛性支撐梁法;③ 彈性支撐梁、彈性地基梁的方法;④ 共同變形理論。前3種計算方法都假定土壓力不隨墻體的變形而發(fā)生變化,第四種方法考慮了土壓力隨著墻體變形而變化,比較符合實際[8]。目前計算機技術(shù)也逐漸應(yīng)用到應(yīng)力計算中,雖然計算精度越來越高,但由于土體各向異性復雜多變、土體蠕變時效性以及地質(zhì)計算參數(shù)很難準確取得,因此不同經(jīng)驗的設(shè)計者計算結(jié)果往往相差很大。國內(nèi)鋼導墻、地下連續(xù)墻設(shè)計大多還是采用前3種方法計算，但均未考慮土壓力隨墻體變形而變化，也沒有考慮土體的非線性，與實際存在較大偏差，特別是鋼導墻計算精度十分有限[9]。

本文基于土體與鋼導墻的位移協(xié)調(diào)，并考慮土體的彈塑性變形，建立“鋼導墻—地基”三維有限元數(shù)值模型，運用數(shù)值仿真方法分析在施工不同階段鋼導墻的應(yīng)力和變形，評估地下連續(xù)墻鋼導墻施工方案的可行性和可靠性。

1 工程概況

1.1 設(shè)計方案

該大跨度懸索橋錨碇采用重力式錨碇，錨碇基礎(chǔ)平面為“∞”形，直徑2 m×65 m，地下連續(xù)墻厚1.5 m，地連墻嵌入中風化花崗巖5 m，最大深度約52.5 m。

錨碇位于海床底標高-2.61～-3.20 m，最高水位3.22 m，低水位-0.18 m，常水位0.52 m，水深2.43～6.42 m，最大浪高1.93 m。錨碇區(qū)域頂部淤泥層厚12～16 m，中部粉質(zhì)黏土層厚2～3 m，下部砂層厚12～15 m。地連墻采用鋼導墻作為施工護壁，結(jié)構(gòu)形式為地下連續(xù)墻整體內(nèi)外側(cè)分別布置一排鎖口鋼管樁，鋼管樁內(nèi)外側(cè)各設(shè)6排水泥攪拌樁穿過淤泥和粉質(zhì)黏土層到砂層。輔助鋼平臺及鋼導墻平面布置見圖1，鋼導墻立面圖見圖2。

圖1 輔助鋼平臺及鋼導墻平面布置(單位：cm)Fig.1 Schematic diagram of auxiliary steel platform and steel guide wall

圖2 鋼導墻立面(單位：m)Fig.2 Elevation view of steel guide wall

鋼導墻擬采用鎖口鋼管樁型式。鎖口鋼管樁單個構(gòu)件長1.9 m，寬0.7 m，由兩個Φ800鋼管樁通過鋼板焊接而成。鋼管厚8 mm，焊接鋼板厚6 mm，鋼管樁兩端貼焊20號槽鋼，相鄰鋼管樁咬合部位灌注砂漿，鎖口鋼管樁構(gòu)件橫斷面圖見圖3。

圖3 鎖口鋼管樁構(gòu)件橫剖面(單位：mm)Fig.3 Cross section diagram of steel pipe pile member with locking mouth

1.2 施工工藝

(1) 鋼導墻施工準備。首先在地連墻兩側(cè)施打深層水泥攪拌樁，然后在錨碇范圍內(nèi)鋪設(shè)1 m厚砂墊層，再搭設(shè)輔助鋼平臺，作為施工平臺。

(2) 插打鋼導墻。插打鋼導墻時，若插打過早，水泥攪拌樁強度較低，此時鋼導墻遇風浪易失穩(wěn)；若插打過晚，水泥攪拌樁強度較高，則鋼導墻插打施工困難。因此需通過現(xiàn)場試樁實驗確定插打鋼導墻時機。內(nèi)外排鋼導墻同時打插，且須及時在鋼導墻接口咬合處灌入砂漿，并在內(nèi)外側(cè)鋼導墻頂部搭設(shè)連系梁。施工時保持鋼導墻內(nèi)外部海域連通，保持水位一致。

(3) 地連墻銑槽。水泥攪拌樁達到一定強度時，采用泥漿護壁銑槽。地連墻施工槽段分Ⅰ期40個槽段、Ⅱ期41個槽段，共81個槽段。Ⅰ期槽段采用間隔法施工，至少間隔一個單元槽段，Ⅰ期槽段強度達到80%后施工中間Ⅱ期槽段，其工藝見圖4。

(4) 地連墻澆注。地連墻銑槽后，即可進行地連墻澆筑，澆筑時須在擋板外側(cè)填砂。

2 計算模型與參數(shù)取值

2.1 計算模型

根據(jù)設(shè)計方案和地質(zhì)資料，建立“Φ800鎖口鋼管樁鋼導墻-地基-水泥攪拌樁”(簡稱鋼導墻模型)三維有限元模型。工程平面上呈對稱布置，根據(jù)受力特點，取1/4圓弧區(qū)的鋼導墻進行結(jié)構(gòu)計算，平面上，模型X、Y方向邊長均為80 m，其中兩垂直邊界過圓心，模型底高程為-60 m。模型坐標系統(tǒng)約定為：X軸負向為水流方向，Y軸垂直于水流方向。

模型共計21.7萬個單元，19.8萬個節(jié)點，見圖5。

2.2 計算參數(shù)

鋼結(jié)構(gòu)采用Q235鋼，計算中鋼結(jié)構(gòu)采用線彈性本構(gòu)關(guān)系。根據(jù)GB50017-2017《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》[10]，該工程中鋼材抗拉、抗壓和抗彎強度、以及抗剪強度等力學參數(shù)見表1。

圖4 地連墻成槽施工工藝Fig.4 Construction technology of diaphragm wall grooving

表1 Q235鋼力學參數(shù)Tab.1 Mechanical parameters of Q235 steel

水泥土、淤泥、砂層、粉質(zhì)黏土和中風化花崗巖采用摩爾-庫倫本構(gòu)。地質(zhì)參數(shù)根據(jù)工程地質(zhì)勘察報告選取；水泥土的物理特性與加固的淤泥、水泥含量和時間等因素密切相關(guān)，由于尚未進行試驗，參考《地基處理手冊》[11]等資料取值，見表2。

3 結(jié)構(gòu)應(yīng)力與變形分析3.1 插打鋼導墻情況

插打鋼導墻時，水泥攪拌樁強度還較低，遭遇風浪時鋼導墻可能發(fā)生傾斜。因此，有必要對插打鋼導墻情況進行安全分析。

(1) 澆筑砂漿前。澆筑砂漿前鋼導墻構(gòu)件之間連系并不緊密，為獨立懸臂結(jié)構(gòu)。計算波壓力按JTS145—2015《港口與航道水文規(guī)范》[12]規(guī)定計算，計算采用最高水位3.22 m時的1%入射波高H1%=2.03 m，平均波周期T=4.1 s。水泥攪拌樁強度參考《地基處理手冊》，采用28 d水泥攪拌樁強度。鋼導墻計算簡圖見圖6。

經(jīng)計算，鋼導墻應(yīng)力與變形見圖7～8。鋼導墻最大水平位移為10.4 cm，位于墻頂；鋼導墻泥面高程最大水平位移為4.5 cm；鋼導墻最大Mises應(yīng)力為93 MPa，小于材料(Q235)許應(yīng)力。由于此時構(gòu)件之間的接口咬合處尚未澆筑砂漿，鋼導墻構(gòu)件之間連系不緊密，整體剛度較低，遭遇設(shè)計風浪時鋼導墻變位較大，但仍在彈性區(qū)間內(nèi)。

表2 土層計算參數(shù)Tab.2 Soil calculation parameters

(2) 澆筑砂漿后。在鋼導墻構(gòu)件咬合處澆筑砂漿后，鋼導墻由原來單個懸臂結(jié)構(gòu)變?yōu)檎w結(jié)構(gòu)。計算水位和波壓力等計算條件與澆筑砂漿前相同。經(jīng)計算，鋼導墻最大水平位移為7.2 cm，位于墻頂；鋼導墻泥面高程最大水平位移為3.2 cm。鋼導墻最大Mises應(yīng)力為66 MPa，位于墻頂連系梁附近，小于材料(Q235)許應(yīng)力，滿足設(shè)計要求。鋼導墻的應(yīng)力與變形見圖9～10。

與澆筑砂漿前相比，澆筑砂漿提高了結(jié)構(gòu)整體剛度和穩(wěn)定性，且鋼導墻產(chǎn)生拱效應(yīng)，整體變形和應(yīng)力均減小，抗風浪能力也得到顯著提升，且在彈性范圍內(nèi)。

圖6 計算簡圖(插打鋼導墻情況)Fig.6 Calculation diagram (inserting steel guide wall)

圖7 澆筑砂漿前鋼導墻水平位移云圖(單位：m)Fig.7 Horizontal displacement nephogram of steel guide wall before the mortar is poured

圖8 澆筑砂漿前鋼導墻應(yīng)力云圖(單位：kN/m2)Fig.8 Stress cloud diagram of steel guide wall before the mortar is poured

圖9 澆筑砂漿后鋼導墻水平位移云圖(單位：m)Fig.9 Horizontal displacement of steel guide wall after the mortar is poured

圖10 澆筑砂漿后鋼導墻應(yīng)力云圖Fig.10 Stress of steel guide wall after mortar is poured

3.2 地連墻銑槽情況

地連墻銑槽時采用泥漿護壁，槽內(nèi)相鄰鋼導墻內(nèi)側(cè)面部分臨空，主要依靠構(gòu)件咬合處砂漿維持整體穩(wěn)定，遭遇風浪可能造成鋼導墻結(jié)構(gòu)的傾斜。因此，須計算鋼導墻在銑槽時的安全穩(wěn)定性。

水位和波壓力的計算條件與插打鋼導墻情況相同，水泥攪拌樁強度參考《地基處理手冊》采用90d水泥攪拌樁強度。鋼導墻計算簡圖見圖11。

經(jīng)計算，鋼導墻最大水平位移為6.3 cm，位于墻頂；鋼導墻泥面高程最大水平位移為3.2 cm。鋼導墻最大Mises應(yīng)力為115 MPa，位于墻頂連系梁附近，小于材料(Q235)許應(yīng)力。應(yīng)力與變形詳見圖12～13。

與插打鋼導墻情況相比，地連墻銑槽時，鋼導墻在風浪作用下的位移略有減小。銑槽處的鋼導墻內(nèi)側(cè)面部分臨空，失去側(cè)向抵抗力，但水泥攪拌樁強度在插打鋼導墻時較低，銑槽時較高，在咬合處砂漿和頂部連系梁的約束下，鋼導墻仍保持整體穩(wěn)定，且整體變位較小，在彈性范圍內(nèi)，滿足設(shè)計要求。

圖11 計算簡圖(地連墻銑槽情況)Fig.11 Calculation diagram(diaphragm wall slotting)

圖12 地連墻銑槽時鋼導墻水平位移云圖(單位：m)Fig.12 Horizontal displacement of steel guide wall with diaphragm wall slotting

圖13 地連墻銑槽時鋼導墻應(yīng)力云圖(單位：kN/m2)Fig.13 Stress cloud diagram of steel guide wall with diaphragm wall slotting

3.3 地連墻澆筑情況

地連墻澆筑時，在鋼導墻內(nèi)側(cè)面產(chǎn)生混凝土側(cè)壓力。在混凝土側(cè)壓力與波吸力共同作用下，鋼導墻結(jié)構(gòu)擠壓兩側(cè)的水泥攪拌樁，可能失穩(wěn)，須進行安全穩(wěn)定性復核。混凝土澆注高度一定時，當外部水位較高時，鋼導墻外側(cè)波吸力較大，靜水壓力較大；當外部水位較低時，鋼導墻外側(cè)波吸力較小，但靜水壓力也較小。因此對最高水位和低水位兩種情況的安全情況分別進行討論。高水位情況取最高水位3.22 m的1%入射波高H1×1%=2.03 m，平均波周期T=4.1 s；低水位情況取最低潮水位-0.18 m的入射波高H=0.85 m，平均波周期T=4.1 s。鋼導墻計算簡圖見圖14。

圖14 地連墻澆筑時鋼導墻計算簡圖Fig.14 Calculation diagram of steal guide wall with diaphragm wall casting

(1) 高水位情況。在混凝土側(cè)壓力作用下，鋼導墻向外變位。由于墻頂連系梁約束，內(nèi)、外側(cè)鋼導墻最大水平位移為2.8 cm和4.9cm，均位于泥面附近(泥面以下)，內(nèi)、外側(cè)鋼導墻在泥面處的相對位移為7.7 cm；內(nèi)、外側(cè)鋼導墻最大Mises應(yīng)力為112 MPa和149 MPa，分別位于泥面以上1.1，1.2 m處，均小于材料(Q235)許應(yīng)力。應(yīng)力與變形詳見圖15～16。

圖15 高水位時鋼導墻水平位移云圖(單位：m)Fig.15 Horizontal displacement of steel guide wall under high water level

圖16 高水位時鋼導墻應(yīng)力云圖(kN/m2)Fig.16 Stress cloud diagram of steel guide wall under high water level

(2) 低水位情況。內(nèi)、外側(cè)鋼導墻最大水平位移分別為4.7 cm和5.5 cm，均位于泥面附近(泥面以下)，內(nèi)、外側(cè)鋼導墻在泥面處的相對位移為10.2 cm；內(nèi)、外側(cè)鋼導墻最大Mises應(yīng)力為187 MPa和206 MPa，分別位于泥面以上1.1，1.2 m處，小于材料(Q235)的許應(yīng)力。應(yīng)力與變形詳見圖17～18。

圖17 低水位時鋼導墻水平位移云圖(單位：m)Fig.17 Horizontal displacement of steel guide wall under low water level

對比計算成果，低水情況為控制工況。低水情況下，鋼導墻在泥面附近的相對變位為10.2 cm，地連墻設(shè)計厚度為150 cm，即澆注后的泥面附近的地連墻厚160.2 cm，較設(shè)計厚度厚10.2 cm(厚7%)，滿足設(shè)計要求。

4 方案優(yōu)化

鋼導墻兩側(cè)水泥攪拌樁的排數(shù)與其結(jié)構(gòu)應(yīng)力、變形有密切關(guān)系，也直接關(guān)系到工程投資。在安全可靠的基礎(chǔ)上進一步優(yōu)化方案，須研究水泥攪拌樁排數(shù)與鋼導墻結(jié)構(gòu)應(yīng)力、變形的關(guān)系。

圖18 低水位時鋼導墻應(yīng)力云圖(單位：kN/m2)Fig.18 Stress cloud diagram of steel guide wall under low water level

經(jīng)前述計算，地連墻澆筑情況為鋼導墻結(jié)構(gòu)應(yīng)力、變形的控制工況。因此，設(shè)鋼導墻兩側(cè)水泥攪拌樁排數(shù)分別為2，3，4，5，6排，并計算地連墻澆筑情況下鋼導墻結(jié)構(gòu)的應(yīng)力與變形，結(jié)果見圖19～20。計算表明：水泥攪拌樁排數(shù)對鋼導墻的變位和應(yīng)力影響顯著；水泥攪拌樁排數(shù)與鋼導墻的變位、應(yīng)力均呈負相關(guān)，即水泥攪拌樁排數(shù)越多，地基剛度越大，鋼導墻的變形和應(yīng)力越小，反之相反；水泥攪拌樁排數(shù)增多時，鋼導墻的應(yīng)力、變形對其敏感性越小。

圖19 水泥攪拌樁排數(shù)與鋼導墻最大位移的關(guān)系Fig.19 Relationship between row number of piles and the maximum displacement of steel guide wall

水泥攪拌樁排數(shù)為4，5和6排時，鋼導墻的最大位移分別為23.5，13.6，10.2 cm，應(yīng)力分別為233，214，206 MPa，均滿足設(shè)計要求。綜合鋼導墻的位移和應(yīng)力，并考慮到水泥攪拌樁加固效果和成樁的可靠性，攪拌樁排數(shù)取5排較為合理，攪拌樁數(shù)量可節(jié)省1/6。

圖20 水泥攪拌樁排數(shù)與鋼導墻Mises應(yīng)力的關(guān)系Fig.20 Relationship between row number of pile and Mises stress of steel guide wall

5 結(jié) 語

根據(jù)設(shè)計方案和地質(zhì)資料，建立鋼導墻三維有限元模型，按照施工順序分別對插打鋼導墻情況、地連墻銑槽情況和地連墻澆筑情況進行了數(shù)值模擬，分析了鋼導墻的應(yīng)力和變形，并就控制工況對鋼導墻方案進行了優(yōu)化。結(jié)果表明：施工過程中鋼導墻的應(yīng)力和變形分布特點和極值均各不相同，但極值均較小，且在彈性范圍內(nèi)，滿足設(shè)計要求；鋼導墻兩側(cè)水泥攪拌樁排數(shù)取5排較為合理，攪拌樁數(shù)量可節(jié)省1/6。

本文僅分析了一種鋼導墻方案，后續(xù)將利用類似方法對鋼導墻長度、構(gòu)造和水泥攪拌樁深度等進行進一步分析和選優(yōu)，并根據(jù)觀測數(shù)據(jù)對計算成果進行校驗，為類似工程的設(shè)計和施工提供參考。