鄭建新，孫南昌，黃甘樂

（1.中交第二航務(wù)工程局有限公司，湖北 武漢 430040；2.長大橋梁建設(shè)施工技術(shù)交通行業(yè)重點實驗室，湖北 武漢 430040；3.交通運輸行業(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.中交公路長大橋建設(shè)國家工程研究中心有限公司，北京 100032）

0 引言

沉井基礎(chǔ)具有剛度大、承載能力高、環(huán)保性能好等優(yōu)點，在跨江、跨海的大跨斜拉橋和懸索橋的基礎(chǔ)中廣泛應(yīng)用，如滬通長江大橋主航道橋（2020年）采用倒圓角矩形沉井基礎(chǔ)，平面尺寸86.9 m×58.7 m，高50 m，商合杭鐵路蕪湖長江公鐵兩用大橋（2020年）、香港青馬大橋（1998年）、日本北備贊公鐵兩用大橋（1988年）、葡萄牙四月二十五日橋（1966年）均采用了水下沉井基礎(chǔ)。隨著大跨橋梁的施工，水下沉井基礎(chǔ)逐漸向埋深更深、尺寸更大的方向發(fā)展，意味著沉井底部地基土體的不均勻性進(jìn)一步突出，沉井結(jié)構(gòu)安全、沉井姿態(tài)調(diào)整控制難度更大。

國內(nèi)外研究學(xué)者從現(xiàn)場實踐、理論分析、模型試驗等方面對沉井進(jìn)行了相關(guān)研究，別業(yè)山等[1]認(rèn)為圓形沉井較于樁基礎(chǔ)具有較好的受力性能；鄧友生等[2]對武漢鸚鵡洲長江大橋北錨碇沉井基礎(chǔ)的下沉系數(shù)和穩(wěn)定系數(shù)進(jìn)行了深入研究；劉建波等[3]采用GPS-RTK等技術(shù)對沉井下沉過程中的空間幾何姿態(tài)進(jìn)行實時監(jiān)測和動態(tài)控制；羅朝洋等[4]分析了超大沉井基礎(chǔ)的承載特性及土體的安全系數(shù)；穆保崗等[5]認(rèn)為下沉系數(shù)和穩(wěn)定系數(shù)是沉井能否順利下沉的主要控制因素。

對于超大水下臺階形沉井而言，分階段地連續(xù)作業(yè)過程中，施工荷載、施工順序、地質(zhì)條件、水流及風(fēng)浪等環(huán)境影響因素變化不定，現(xiàn)有的施工控制理論與研究成果不一定與之相匹配，如果直接套用，易產(chǎn)生諸多不適應(yīng)問題。以常泰長江大橋5號墩沉井基礎(chǔ)為例，探討第2次取土下沉的過程控制，并反演下沉系數(shù)。

1 項目概況

常泰長江大橋主航道橋采用142+490+1 176+490+142=2 440 m雙塔雙層鋼桁梁公鐵兩用斜拉橋，主航道橋5號墩基礎(chǔ)采用平面圓端形、立面臺階形水下鋼沉井，沉井總高72 m（含承臺8 m），沉井底面長95.0 m，寬57.8 m，圓端半徑28.9 m；沉井頂面長77.0 m，寬39.8 m，圓端半徑19.9 m，沉井鋼殼內(nèi)部填充混凝土，為目前世界上最大的水中沉井[6]，見圖1。

圖1 5號墩鋼沉井基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)（cm）Fig.1 No.5 pier steel open caisson foundation structure(cm)

沉井區(qū)域覆蓋土層從上往下依次為松散粉砂、軟塑—硬塑狀粉質(zhì)黏土、中密細(xì)砂、密實中砂及密實粗砂，砂礫膠結(jié)層零星分布在河床-35～-45 m。

2 控制原則

5號墩沉井在平面上分為28個隔艙，沉井底面由外向內(nèi)依次為外刃腳、外隔墻、內(nèi)井壁、內(nèi)隔墻、十字節(jié)點。沉井施工總體采用“兩次接高、三次夾壁混凝土澆筑、四次取土下沉”工藝，終沉到設(shè)計位置。

在總結(jié)第1次取土下沉及國內(nèi)外文獻(xiàn)調(diào)研[7-9]基礎(chǔ)上，第2次采用臺階形取土工藝，遵循對稱、同步、均勻取土，同時兼顧幾何姿態(tài)，采取先內(nèi)井孔、隔墻、十字節(jié)點，后外井孔的循環(huán)施工方案。施工全過程采用自動化控制，取土結(jié)束判斷標(biāo)準(zhǔn)以沉井進(jìn)入黏土層并達(dá)到全斷面穩(wěn)定支撐狀態(tài)為主，預(yù)定標(biāo)高為輔，具體取土原則如下：

1）遵循對稱取土原則，先進(jìn)行中間18個井孔，后外圈18個井孔取土，二者交替作業(yè)，其中，外圈18個井孔取土過程中可并行隔墻盲區(qū)取土或破土。

2）在黏土層中，外井孔內(nèi)距離內(nèi)井壁外側(cè)6.0 m范圍內(nèi)，取土最大深度不超過外井壁刃腳踏面下1.0 m，外刃腳埋深不小于1.0 m，中間井孔取土深度不超過外井壁刃腳踏面下2.0 m。

3）在砂土層中，外井孔內(nèi)距離內(nèi)井壁外側(cè)5.0 m范圍內(nèi)，取土最大深度不超過外井壁刃腳踏面下1.0 m，外刃腳埋深不小于1.5 m，中間井孔取土深度不超過外井壁刃腳踏面下1.5 m。

3 取土下沉

3.1 下沉曲線

第2次取土下沉期間，沉井外刃腳底標(biāo)高從-32.4～-41.2 m，累計下沉8.8 m，先后經(jīng)歷了緩慢、快速、緩慢調(diào)位3個階段，見圖2。第1階段，砂礫膠結(jié)層分布不均，區(qū)域土質(zhì)復(fù)雜，沉井不能依靠自重來自行破除刃腳及盲區(qū)的土體，通過借助汽水混合沖射設(shè)備處理隔墻盲區(qū)下的黏土，解除隔墻底部土壓力；利用高壓旋噴設(shè)備對十字節(jié)點盲區(qū)下的土層進(jìn)行預(yù)攪松，釋放土體壓力，實現(xiàn)下沉，期間累計下沉0.55 m；第2階段，沉井刃腳貫穿黏土層，進(jìn)入砂層，沉井長邊和短邊傾斜姿態(tài)敏感多變，通過實時監(jiān)測幾何姿態(tài)變化，采取了合理預(yù)判和動態(tài)調(diào)整取土措施，并根據(jù)土壓力及泥面標(biāo)高監(jiān)測數(shù)據(jù)，通過編制的小程序?qū)崟r展示底面土壓力的分布情況，以制定各作業(yè)面的不同施工方法和取土速率，確保了沉井端阻力受力均勻，期間累計下沉7.60 m，單日最大下沉量97 cm；第3階段，主要是確保沉井支撐體系轉(zhuǎn)換為全斷面支撐狀態(tài)，同時兼顧預(yù)定標(biāo)高位置，為沉井第2次接高做好支撐準(zhǔn)備，累計下沉量0.65 m。在第2次取土下沉期間，日平均下沉量32.6 cm/d，當(dāng)日取土量在1 000 m3以下時，日下沉量幾乎在10 cm以下；當(dāng)日取土量超過1 800 m3時，日下沉量幾乎均在40 cm以上，在沉井底面支撐體系不斷轉(zhuǎn)換過程中，沉井底面中心下沉量與取土量幾乎保持一致。

圖2 第2次取土下沉曲線Fig.2 Curve of second borrowing and sinking

3.2 幾何姿態(tài)

在取土過程中，沉井在順橋向及橫橋向的傾斜姿態(tài)均受到施工順序、取土深度的影響，呈現(xiàn)出左右搖擺，姿態(tài)敏感多變，通過動態(tài)調(diào)整取土措施，兼顧沉井長邊和短邊的幾何姿態(tài)，動態(tài)跟蹤和控制，見表1。

表1 動態(tài)調(diào)整措施Table 1 Dynamic adjustment measures

下沉過程中，底口中心偏位幾乎穩(wěn)定在±15 cm以內(nèi)（設(shè)計要求不大于34 cm），施工結(jié)束后，外刃腳入泥平均深度14.33 m，底口嵌入砂層較深，所受的約束力有所增大，對稱取土確保了沉井底口受力均衡，未發(fā)生較大偏位。沉井傾斜變化曲線如圖3所示，控制結(jié)果如表2所示。

圖3 傾斜變化曲線Fig.3 Change curve of tilt attitude

表2 第2次取土下沉控制結(jié)果Table 2 Control results of the second borrowing and sinking

3.3 土壓力分布

沉井刃腳土壓力分布如圖4所示。

圖4 沉井底面土壓力Fig.4 Earth pressure at the bottom of open caisson

沉井底面刃腳支撐情況，表明下沉結(jié)束后，沉井為外井壁、內(nèi)井壁、外隔墻和內(nèi)隔墻共同作用的全斷面支撐狀態(tài)。外刃腳及外隔墻底部土壓力較大，外井壁次之，內(nèi)隔墻最小，測點布置見文獻(xiàn)[10]。

4 反演分析

4.1 端阻力分析

沉井平面尺寸大，各區(qū)域剛度不同，同時受沉井下沉姿態(tài)的影響，沉井底面反力的分布會有所差異。根據(jù)各區(qū)域沉井泥面標(biāo)高推算刃腳有效支撐面積以及區(qū)域平均底面反力，反演各部位的端阻力，與端承力總和進(jìn)行比較，各部位阻力占比如圖5所示。

圖5 沉井底面反力占比Fig.5 Proportion of reaction force at the bottom of open caisson

由圖5可知，外刃腳支撐力均在45%以上，且隨著取土下沉，刃腳阻力占比達(dá)到60%以上；外隔墻阻力占比均在16%以上。7月20日—8月6日，沉井內(nèi)井壁占比逐漸減小，此后略有回升。結(jié)合十字節(jié)點及內(nèi)隔墻阻力占比看，在沉井刃腳支撐體系中，內(nèi)隔墻及十字節(jié)點阻力支撐力逐漸轉(zhuǎn)移至外井壁、外隔墻，在7月26日后，內(nèi)隔墻及十字節(jié)點承受較小部分支撐力，沉井逐步逼近小鍋底支撐狀態(tài)；第3階段調(diào)整沉井受力狀態(tài)，沉井幾乎保持全斷面支撐受力狀態(tài)，達(dá)到了接高前良好的穩(wěn)定支撐體系。

4.2 側(cè)阻力分析

結(jié)合自重、浮力及各區(qū)域端阻力，反演得到第2次取土下沉期間側(cè)摩阻力曲線，如圖6所示。7月20日沉井開始取土下沉，此時沉井自重主要由端阻力承擔(dān)，隨著取土量的增加，端阻力逐漸被削弱，側(cè)摩阻力逐漸增加，即一部分端阻力逐漸轉(zhuǎn)移為側(cè)摩阻力，直到7月29日，側(cè)摩阻力達(dá)到最大值約為58 kPa，此后，沉井下沉量開始增加，側(cè)摩阻力減小至48 kPa，即靜摩阻力開始轉(zhuǎn)變?yōu)閯幽ψ枇Α?/p>

圖6 側(cè)壁摩阻力反演值Fig.6 Inverse value of sidewall friction

4.3 下沉系數(shù)與下沉速率

利用反演獲取的端阻力和側(cè)摩阻力可以計算出沉井下沉的總阻力，然后結(jié)合沉井自重和浮力，按照式（1）～式（4）計算出沉井下沉系數(shù)。在取土過程，底面反力隨著沉井支撐及姿態(tài)變化而相互轉(zhuǎn)移，采用同一時間段的泥面高程和底面反力參數(shù)計算下沉系數(shù)，建立下沉系數(shù)與下沉速率之間的聯(lián)系，為后續(xù)沉井下沉提供參考。

式中：k0為下沉系數(shù)；Gk為井體自重標(biāo)準(zhǔn)值，kN；Tf為側(cè)壁與土的總摩阻力標(biāo)準(zhǔn)值，kN；Fw為下沉過程中地下水浮力標(biāo)準(zhǔn)值，kN；γw為地下水天然容重，kN/m3；V為沉井在地下水位以下的體積，m3；R1為刃腳端部極限承載力，kN；U為沉井側(cè)壁外圍周長，m；b為基礎(chǔ)底面寬度，m；n為刃腳斜面與土壤接觸面的水平投影寬度，m；fu為地基承載力極限值，kPa；R2為隔墻端部極限承載力，kN；A1為隔墻支承面積，m2；Rk為地基極限承載力，kPa。

下沉系數(shù)與下沉速率正相關(guān)，見圖7。當(dāng)下沉系數(shù)小于1時，沉井不會下沉；當(dāng)下沉系數(shù)為1～1.04，沉井下沉速率約1～2 cm/h；當(dāng)下沉系數(shù)為1.04～1.06，沉井下沉速率約2～3 cm/h；當(dāng)下沉系數(shù)為1.06～1.1，沉井下沉速率約為3～4 cm/h；當(dāng)下沉系數(shù)超過1.1，沉井下沉速率可進(jìn)一步加快，如8月4日，下沉系數(shù)1.14，下沉速率達(dá)5 cm/h。根據(jù)下沉系數(shù)與下沉速率的關(guān)系可知，后續(xù)取土下沉過程中，為保證沉井持續(xù)處于高效下沉狀態(tài)，需保證下沉系數(shù)達(dá)到1.1。

圖7 下沉系數(shù)與下沉速率的關(guān)系Fig.7 Relationship between sinking coefficient and sinking rate

5 結(jié)語

1）采用臺階形取土工藝，遵循對稱、同步、均勻取土原則，根據(jù)不同土質(zhì)，嚴(yán)格控制外刃腳埋深及取土深度，確保了沉井安全、平穩(wěn)下沉。

2）通過主動控制與動態(tài)調(diào)整，沉井順橋向：向岸側(cè)傾斜1/952，高差6.1 cm；橫橋向：向上游傾斜1/997，高差9.5 cm；平面扭轉(zhuǎn)角0.023°，沉井姿態(tài)良好，取土過程始終可控。

3）在3階段取土下沉過程中，沉井由全斷面支撐到逼近小鍋底支撐、最后調(diào)整為全斷面支撐的良好受力狀態(tài)，沉井自重仍主要由端阻力承擔(dān)。

4）下沉系數(shù)與下沉速率正相關(guān)，當(dāng)下沉系數(shù)小于1時，沉井幾乎不會下沉；隨著下沉系數(shù)增大，沉井下沉速率隨著增大，下沉系數(shù)接近于1.1，可確保沉井高效下沉。