李嘉成 ，陳培帥 ，李德杰

（1.中交第二航務(wù)工程局有限公司，湖北 武漢 430040；2.長(zhǎng)大橋梁建設(shè)施工技術(shù)交通行業(yè)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖北 武漢 430040；3.交通運(yùn)輸行業(yè)交通基礎(chǔ)設(shè)施智能制造技術(shù)研發(fā)中心，湖北 武漢 430040；4.中交公路長(zhǎng)大橋建設(shè)國(guó)家工程研究中心有限公司，北京 100120）

0 引言

沉井具有水平和豎向承載力大、防撞性能好、抗震性能強(qiáng)等諸多優(yōu)點(diǎn)[1-2]，被廣泛應(yīng)用在港口、橋梁、礦山及水利水電工程中。隨著我國(guó)橋梁建設(shè)向?qū)掗熕颉⑼夂０l(fā)展，一座座跨江跨海特大型橋梁應(yīng)運(yùn)而生，超大型沉井基礎(chǔ)逐漸成為橋墩基礎(chǔ)的主要形式之一[3-7]。然而，特大型沉井基礎(chǔ)面臨著更大的水深以及更復(fù)雜的地質(zhì)條件，下沉期間存在難沉、傾斜、翻砂突沉等一系列問(wèn)題。為實(shí)現(xiàn)沉井可控下沉，準(zhǔn)確確定下沉阻力至關(guān)重要。但是，對(duì)于土層的側(cè)摩阻力和地基承載力的取值，地勘資料一般僅給出其標(biāo)準(zhǔn)值，而標(biāo)準(zhǔn)值與極限值之間無(wú)換算關(guān)系，因此確定土層側(cè)摩阻力和地基承載力極限值往往依賴(lài)于經(jīng)驗(yàn)，缺乏理論支撐。

本文依托常泰長(zhǎng)江大橋5 號(hào)墩沉井基礎(chǔ)，利用有限元極限分析方法和理論公式分別對(duì)地基極限承載力、極限側(cè)摩阻力進(jìn)行計(jì)算，同時(shí)與CPTU靜力觸探試驗(yàn)實(shí)測(cè)值進(jìn)行了比較分析，以期獲取與工程實(shí)際更為接近的地基極限承載力和極限側(cè)摩阻力，從而實(shí)現(xiàn)沉井精準(zhǔn)可控下沉。

1 工程概況

常泰過(guò)江通道位于泰州大橋與江陰大橋之間，距離泰州大橋約28.5 km，距離江陰大橋約30.2 km，主航道橋采用雙層斜拉橋，主塔為沉井基礎(chǔ)[8]。其中，5 號(hào)墩沉井基礎(chǔ)平面呈圓端形，立面為臺(tái)階形，其底面尺寸95.0 m×57.8 m（橫橋向×縱橋向），頂面尺寸 77.0 m×39.8 m（橫橋向×縱橋向），總高為72.0 m；該沉井為鋼殼混凝土結(jié)構(gòu)，井壁厚2.0 m，隔墻厚度為1.4 m。沉井定位坐床后采用海床式靜力觸探系統(tǒng)（PeneVector-IIIA）在現(xiàn)場(chǎng)進(jìn)行原位試驗(yàn)，試驗(yàn)計(jì)劃在9 個(gè)孔位進(jìn)行靜探試驗(yàn)，由于設(shè)備原因僅完成1 號(hào)、2 號(hào)、4 號(hào)和8 號(hào)4 個(gè)孔位試驗(yàn)，沉井結(jié)構(gòu)及靜力觸探孔位見(jiàn)圖1。

圖1 5 號(hào)墩沉井結(jié)構(gòu)及靜力觸探孔位（mm）Fig.1 No.5 open caisson structure and static penetration hole location(mm)

2 沉井下沉阻力的研究

目前，超大型沉井下沉計(jì)算中土層參數(shù)取值依賴(lài)于地質(zhì)勘探資料，但是地勘資料中地基承載力和側(cè)摩阻力建議值通常偏于保守，故沉井往往需要較大的下沉系數(shù)才能啟動(dòng)下沉。為了精準(zhǔn)指導(dǎo)沉井下沉，制定高效合理的取土下沉指令，關(guān)鍵在于獲取與工程實(shí)際更為接近的端阻力和側(cè)摩阻力。

2.1 計(jì)算參數(shù)

常泰長(zhǎng)江大橋5 號(hào)墩沉井下沉深度范圍內(nèi)（標(biāo)高-75.0 m 以上）主要為砂層，其中有4 層粉質(zhì)黏土層，根據(jù)地勘資料的各土層物理力學(xué)參數(shù)如表1 所示。

2.2 下沉阻力計(jì)算

沉井端阻力的計(jì)算可歸結(jié)為刃腳土體極限承載力的問(wèn)題[9]。針對(duì)刃腳處土體的極限承載力，國(guó)內(nèi)外許多學(xué)者進(jìn)行理論研究，主要分為滑移線法、極限分析法、極限平衡法和有限元分析法[10]。其中，滑移線法和極限分析方法，推導(dǎo)過(guò)程復(fù)雜不易于工程設(shè)計(jì)人員掌握；極限平衡法相對(duì)簡(jiǎn)單，許多參數(shù)以圖表的形式給出，便于在工程中推廣使用，但是該方法把刃腳簡(jiǎn)化為條基，未能考慮刃腳楔形體對(duì)地基極限承載力的影響；另外，一些學(xué)者利用有限元軟件對(duì)刃腳處地基承載力進(jìn)行計(jì)算，但是有限元計(jì)算中地基破壞沒(méi)有定量的判斷標(biāo)準(zhǔn)。近年來(lái)，有限元極限分析方法應(yīng)運(yùn)而生，它能通過(guò)降低土體強(qiáng)度或者增加荷載直接算得巖土工程的滑動(dòng)面，進(jìn)而判斷地基、邊坡及隧道的穩(wěn)定性[11]。

表1 5 號(hào)墩沉井土層物理力學(xué)指標(biāo)Table 1 Soil physico-mechanical index of the No.5 open caisson

鑒于此，本文采用有限元極限分析方法計(jì)算刃腳處土體的極限承載力。首先，建立二維極限分析有限元計(jì)算模型，土體采用M-C 本構(gòu)模型，其物理力學(xué)參數(shù)見(jiàn)表1；沉井刃腳彈性模量為30 GPa，泊松比0.25；刃腳采用局部模型，其寬度為B=2 m，高度為2.5B=5 m，刃腳切削角度為45°；土體水平方向向刃腳外每邊延伸長(zhǎng)度為20 m、深度方向?yàn)?0 m，其左右兩側(cè)約束水平方向位移，土體底部約束水平及豎向位移，沉壁兩側(cè)約束水平位移；模型中利用在沉井外側(cè)施加均布荷載等效為外側(cè)覆土來(lái)考慮覆土深度。模型中通過(guò)在刃腳頂部施加荷載，該荷載從初始值逐漸增加到土體達(dá)到極限破壞，土體極限破壞時(shí)對(duì)應(yīng)的荷載即為極限荷載，計(jì)算模型、邊界條件及網(wǎng)格劃分如圖2 所示。

圖2 計(jì)算模型及網(wǎng)格劃分Fig.2 Calculation model and meshing

圖3 為刃腳處地基土體破壞時(shí)塑性區(qū)云圖，由圖可知刃腳傾斜面?zhèn)韧馏w出現(xiàn)整體滑移即發(fā)生整體剪切破壞，其剪切破壞面是從刃腳踏面處開(kāi)始一直延伸至土體頂部，利用該方法依次計(jì)算各土層地基極限承載力。

圖3 刃腳切削土體極限破壞Fig.3 The ultimate failure mode of cutting edge in cutting soil

隨著沉井下沉深度的增加側(cè)壁摩阻力的占比越來(lái)越大，因此側(cè)阻也是下沉阻力的重要組成部分。邁耶霍夫（1976 年）[12]認(rèn)為土體與打入樁之間極限側(cè)摩阻力由有效應(yīng)力強(qiáng)度參數(shù)控制，由式（1）表示：

式中：σv為樁埋深范圍內(nèi)的平均豎向應(yīng)力；c 為土體黏聚力；φ為土體內(nèi)摩擦角；k 為土體的側(cè)壓力系數(shù)，取k=1-sin φ。沉井下沉過(guò)程與打入樁相似，故參考打入樁極限側(cè)摩阻力計(jì)算公式計(jì)算各土層側(cè)摩阻力。理論計(jì)算得到的極限地基承載力和極限側(cè)摩阻力結(jié)果見(jiàn)表2 所示。

表2 理論計(jì)算與靜力觸探試驗(yàn)推算結(jié)果Table 2 Theoretical calculations and static cone penetration test results

3 靜力觸探數(shù)據(jù)分析

雙橋靜力觸探試驗(yàn)可獲取錐尖阻力qc、側(cè)壁摩阻力qs，對(duì)4 個(gè)孔中各土層的錐尖阻力和側(cè)摩阻力求取平均值（見(jiàn)表2），然后根據(jù)相關(guān)規(guī)程中總結(jié)的經(jīng)驗(yàn)公式可對(duì)各土層的地基極限承載力和極限側(cè)摩阻力進(jìn)行推算。

針對(duì)極限承載力，可參考TB 10018—2018《鐵路工程地質(zhì)原位測(cè)試規(guī)程》[13]給出的天然地基極限承載力（Pu）計(jì)算公式，各土層極限承載力經(jīng)驗(yàn)公式見(jiàn)表3 所示。

表3 天然地基極限承載力（Pu）算式Table 3 Formula for ultimate bearing capacity(Pu)of natural foundation

對(duì)于極限側(cè)摩阻力，雙橋靜力觸探對(duì)土層側(cè)摩阻力進(jìn)行了測(cè)試，但是真實(shí)極限側(cè)摩阻力的取值并不能直接采用測(cè)試的側(cè)阻力結(jié)果。其原因是靜力觸探探頭貫入過(guò)程中產(chǎn)生超孔隙水壓力且超孔隙水壓力分布不均，摩擦筒底部的超孔隙水壓力大于摩擦筒頂部的超孔隙水壓力，從而超孔隙水壓力和摩擦筒側(cè)壁土體一起阻止探頭貫入，故雙橋探頭測(cè)試的側(cè)摩阻力大于真實(shí)側(cè)摩阻力[14-15]。文獻(xiàn)[16]針對(duì)側(cè)阻真實(shí)值與側(cè)阻實(shí)測(cè)值進(jìn)行了試驗(yàn)研究，并提出側(cè)阻真實(shí)值約為側(cè)阻實(shí)測(cè)值的37.8%。本文采用該比值對(duì)側(cè)阻實(shí)測(cè)值進(jìn)行修正。將錐尖阻力qc、側(cè)壁摩阻力qs代入公式，分別計(jì)算出各土層的地基極限承載力和極限側(cè)阻力推算值，計(jì)算結(jié)果如表2 所示。

4 結(jié)果對(duì)比分析

為了驗(yàn)證結(jié)果的合理性，將理論計(jì)算結(jié)果與靜力觸探試驗(yàn)推算值進(jìn)行比較分析。有限元及理論計(jì)算值與靜力觸探值的對(duì)比如表2 所示。由表可知，理論計(jì)算結(jié)果與靜力觸探試驗(yàn)推算結(jié)果兩者基本吻合。靜力觸探試驗(yàn)推算地基極限承載力與計(jì)算的地基極限承載力相對(duì)偏差均在15%范圍內(nèi)，靜力觸探試驗(yàn)推算側(cè)阻力與計(jì)算側(cè)阻力相對(duì)偏差在20%范圍內(nèi)，計(jì)算誤差滿足工程需求，表明了計(jì)算結(jié)果的合理性。但是，靜力觸探的地基極限承載力基本大于理論計(jì)算值，因?yàn)槿心_楔形體有一定的切削角度便于沉井切土下沉，且由極限分析計(jì)算結(jié)果可知刃腳處土體破壞時(shí)僅斜面?zhèn)韧馏w發(fā)生整體剪切破壞，而條形基礎(chǔ)在其左右兩側(cè)均發(fā)生整體剪切破壞，抗力相對(duì)較大，故靜力觸探試驗(yàn)參數(shù)套用條形基礎(chǔ)的極限承載力經(jīng)驗(yàn)公式的計(jì)算值偏大。

5 結(jié)語(yǔ)

1）有限元極限分析方法計(jì)算地基極限承載力和理論計(jì)算的極限側(cè)摩阻力與靜力觸探試驗(yàn)推算值比較接近，初步驗(yàn)證了地基極限承載力和極限側(cè)摩阻力計(jì)算方法的合理性，為沉井下沉阻力計(jì)算提供思路。

2）極限破壞時(shí)，沉井刃腳僅在斜面?zhèn)犬a(chǎn)生貫通滑動(dòng)面，而條形基礎(chǔ)在其左右兩側(cè)均產(chǎn)生貫通滑動(dòng)面，故靜力觸探套用條形基礎(chǔ)的極限承載力經(jīng)驗(yàn)公式計(jì)算值較有限元極限分析方法的計(jì)算值偏大。

3） 本文為沉井下沉阻力計(jì)算提供了一定依據(jù)，但是實(shí)際施工過(guò)程中地質(zhì)情況復(fù)雜，需在沉井下沉過(guò)程中，加強(qiáng)對(duì)土層參數(shù)的反演計(jì)算，同時(shí)根據(jù)反演結(jié)果及時(shí)調(diào)整開(kāi)挖下沉工藝。