《1 引言》
1 引言
润扬公路大桥南汊悬索桥采用跨径1 490 m的单跨双铰钢箱梁的方案, 是国内目前跨径最大的桥梁, 位居世界第三。北锚碇基础位于长江世业洲尾部, 承受主缆拉力为6.8×105 MN。基坑采用的是69 m×50 m的矩形, 开挖深度约48 m, 经过多阶段多方案的反复论证比较, 最终确定采用矩形地下连续墙基础方案
对于以承受水平荷载为主的重力式锚碇结构, 其基底应力大小以及分布规律的确定对稳定性分析是十分重要的。由于北锚碇基础底部基岩的风化特征主要受岩性及构造影响程度控制, 风化差异明显, 强、弱风化带厚度变化较大, 且基岩受多次构造运动影响, 发育了一条近南北向的主构造破碎带F5, 锚碇承受的水平力和上拔力均巨大而集中, 并且受力过程复杂而多变。根据北锚碇设计要求, 在地基岩体承载力设计允许值的范围内, 施工与运行期间锚碇基础基底的有效应力值越大, 锚碇安全性越高;前墙水平向应力越小, 越有利于大桥的安全。为了分析北锚碇基础基底压力与基岩抗力的大小和分布规律, 对锚碇体浇筑到运行的全过程进行了仿真数值计算, 以便了解锚碇体在施工期与运行期的受力情况, 为对北锚碇的合理评价提供依据。
《2 工程概况及计算模型》
2 工程概况及计算模型
《2.1工程概况》
2.1工程概况
北锚碇区域自然环境条件复杂, 由第四系覆盖层和基岩地质层组成, 覆盖层厚度约45.7～48.5 m, 自上而下为亚粘土、淤泥质亚粘土、淤泥质亚粘土与粉砂互层、中细砂-中粗砂, 基岩为花岗岩。平均深度16 m以上浅透水性较差, 16 m以下深至48m左右为第四系微承压含水层, 第四层地层与长江水联系密切, 基岩裂隙水与长江水和第四系承压水有一定的水力联系。基岩顶板标高-42.7～-45.08, 具西高东低之势, 东半部相对较平坦。基岩自弱风化带向下至62 m段为主要含水层段, 厚度约为14 m;整体基岩含水层埋深自48 m至80 m, 厚度为32 m。土层物理力学性质指标采用该工程的试验资料结果见表1。
根据场区地质水文条件, 锚碇基础设计为矩形地连墙, 其厚度为1.2 m, 地连墙墙体共划分为42个槽段, 墙体下采用基岩段帷幕注浆的方法减少基坑坑底的渗流量, 各槽段地下连续墙底高程随基岩分布及风化程度而不同, 地连墙平均深度53 m, 最大深度56 m, 平均嵌岩深度4 m。北锚基础底板面高程-41.5 m, 顶板高程+3.0 m, 顶底板厚度均为5.0 m, 在基坑开挖及基础底板浇筑完工后, 基坑内设置三道纵隔板、四道横隔板将基础分隔为20个隔仓, 除其中2个隔仓填混凝土外, 其余18个隔仓均填砂, 目的是调节基础重心, 节省混凝土工程量, 待锚碇基础浇筑完工后再浇筑上锚体。北锚碇基础平面布置见图1, 立面布置见图2。
《2.2计算模型和材料模型》
2.2计算模型和材料模型
计算域范围竖向坑底以下深度再向下取基坑深度的2倍, 取至坑底下坚硬岩层;坑外水平方向分别向基坑外伸再取对应基坑长边或短边长度的2倍。计算模型模拟了锚体-基础-土体的共同作用, 挡土墙和土体以及基岩大多采用三维六面体8结点等参元, 少量采用五面体6结点三棱柱单元, 挡墙与土骨架之间设接触面单元模拟二者之间的相互作用。整体计算模型经离散后, 单元总数为57 002, 结点总数为58 626, 基本模拟了基坑结构特征、岩 (土) 体结构、主要断层及接触面情况, 同时模拟了地连墙和锚体结构等。计算中采用的直角坐标系为:x轴平行于基坑长边指向镇江, y轴平行于基坑短边, z轴垂直向上。三维整体计算网格见图3, 锚碇体网格见图4。
土体和全风化岩体假定为Duncan-Chang非线性弹性模型;强风化层岩体、弱风化层岩体、微风化层岩体和新鲜岩体采用理想弹塑性模型, 岩体屈服准则采用Drucker-Prager准则, 塑性流动采用相关联的流动法则;地下连续墙、锚碇体采用脆弹性材料模型。假定接触面无拉应力, 剪切破坏服从Mohr-Coulomb屈服准则。
《3 计算过程和计算成果分析》
3 计算过程和计算成果分析
《3.1计算过程》
3.1计算过程
采用了近年来国内外通用的大型有限元软件Marc, 经二次开发后, 考虑锚体-基础-土体的共同作用, 计入基础周围土体及基底地下水压力对锚碇体结构位移和应力分布的影响, 对北锚碇体浇筑到运行的全过程进行了仿真数值计算。
首先锚碇基础部分浇筑按实际施工过程分11级进行仿真计算, 计算得到北锚基础在各级浇筑高程下基底反力分布规律和大小, 同时给出在基础浇筑过程中北锚地连墙在基坑底部断面位置的法向反力增量变化规律。
其次, 主要针对上部锚体浇筑过程中 (后锚块、预应力及大缆拉力未架设时) , 仅在上部锚体结构自重作用下, 计算分析基坑基础基底反力的变化情况以及北锚碇地连墙应力变化情况。
最后, 针对施加锚固预应力、浇筑后锚块及大缆架设完成后, 在后锚块结构自重、锚固预应力施加及大缆拉力共同作用下, 即在成桥满载情况下, 计算分析北锚碇体基础基底反力的变化情况以及北锚碇地连墙应力变化情况。
《3.2计算成果分析》
3.2计算成果分析
《3.2.1 北锚碇基础浇筑施工分级模拟计算》
3.2.1 北锚碇基础浇筑施工分级模拟计算
为了全面反映基坑基础浇筑过程中基底反力大小和分布规律, 在基础按11级仿真模拟浇筑过程进行仿真计算时, 需考虑地下水位改变引起基底水压力变化对基础结构受力的影响。为此, 根据北锚碇基础在浇筑过程中的实测基底水压力资料, 在计算具体仿真基础浇筑过程时, 地下水位的变化可通过对基础底板施加水压力来实施, 得到基坑基础在各种浇筑高程下的基底反力分布和大小, 同时给出地下连续墙在基坑底部截面位置的应力增量值。北锚基坑基底水压力随浇筑高程变化的实测值见表2。
Table 2 Measurement results of water pressure under north anchorage foundation along with the change of height
《图6》
表3给出基础浇筑过程中考虑地下水位的回复和基底水压力作用的坑内基底反力大小以及占浇筑总质量的百分比, 总百分比指坑内基底反力和地连墙承担的反力之和占浇筑块重量的比值。
在考虑地下水位变化下, 基础各级浇筑过程中坑内基底法向正应力的最大和最小值及发生位置如表4所示;基础浇筑完工后坑内基底法向正应力分布立体图见图5。
Table 3 The counterforce results under foundation considering the change of water level along with casting
《图7》
表4 考虑地下水位变化时基础浇筑过程底板法向正应力的最大最小值
Table 4 The maximal and minimal soleplate normal stress considering the change of water level along with casting
10-2MPa
《图8》
《图9》
图5 考虑地下水位变化基础浇筑完工后坑内基底法向正应力立体图 (单位:10-2MPa)
Fig.5 3D chart of normal stress under foundation considering the change of water level after the completion of casting
从表3和表4中可看出:
1) 基础浇筑前期 (第1～第6级, 浇筑顶高程-18.10 m) , 基坑基础基底反力占浇筑总质量的百分比均随浇筑高程的增加而有所减少。归其原因, 由于在基础浇筑前期, 地下水位的回复引起基底水压力增幅较大所致。
2) 随着浇筑高度的增加 (第7～第11级, 浇筑顶高程+1.50 m) , 因地下水位的回复引起基底水压力增幅趋缓, 此外基坑基础的垂向刚度也进一步提高, 基底反力占浇筑总质量的百分比又随浇筑高程的增加而略有增大。
3) 在基础浇筑过程中, 考虑地下水位的变化及基底水压力改变时, 在第4到第6级 (浇筑顶高程从-29.80 m～-18.10 m) 浇筑过程的结果中, 基础基底反力值随浇筑高度增加反而减少。从表2中地下水位变化下基底水压力实测值可看出, 在此段浇筑期间基底水压力增加较其他基础浇筑阶段明显大得多, 并且在此阶段基底水压力的增加值反而大于浇筑块质量的增量值, 使得在第4到第6级浇筑阶段中基底反力值随浇筑高度增加略有减少的现象发生。
4) 在基础浇筑过程中, 考虑基础和地连墙的整体空间效应, 地连墙承担基础浇筑块质量占一定的比例。基础浇筑完工后, 在考虑地下水位改变时, 坑内基底反力占浇筑块质量的47.08 %, 而地连墙承担基础浇筑块质量的占9.31 %。
从图5可看出:
1) 在基础浇筑过程中, 基底反力总体符合规律。随着基础浇筑高程的增加, 坑内基底反力和地连墙基底处横截面正应力均在增大。基坑基底反力与基岩的岩性关系明显, 断层带强风化基岩处基底反力较小, 微风化和弱风化基岩处反力相对较大。
2) 基础浇筑完工后, 在考虑地下水位变化时, 坑内基底反力最大值为1.72 MPa, 坑内基底反力最小值为0.349 MPa, 基底最大反力发生在靠地连墙的微风化基岩处, 基底最小反力均发生在断层带强风化基岩处。地连墙基底处法向正应力最大值为1.55 MPa, 发生在地连墙长边中部处 (x=35.5 m, y=50.0 m) , 地连墙基底处法向正应力最小值为0.625 MPa, 发生在地连墙 (x=24.0 m, y=0.0 m) 处。
《3.2.2 北锚碇上部锚体浇筑施工模拟计算》
3.2.2 北锚碇上部锚体浇筑施工模拟计算
上部锚体浇筑后 (后锚块、预应力及大缆拉力未架设时) , 考虑基础浇筑和上锚体浇筑自重共同作用下, 基础坑内基底法向全量正应力分布立体图见图6。
《图10》
Fig.6 3D chart of normal total counterforce under foundation (after the completion of casting the
(上锚体浇筑完工后) (单位:10-2 MPa)
从图6可看出:
1) 上部锚体浇筑 (后锚块、预应力及大缆拉力未架设时) 在自重作用下, 因上锚体中心与基础中心位置不一致, 总体分布规律表现为靠后墙基底法向增量反力大于靠前墙基底法向增量反力。基础基底法向增量反力除靠前墙底部个别点外, 均为压应力, 最大法向增量压应力值为1.88 MPa, 发生在基础基底靠后墙角点处;在基础底部靠前墙局部点发生法向增量拉应力值为0.02 MPa。
2) 上部锚体浇筑后 (后锚块、预应力及大缆拉力未架设时) , 基础基底法向全量反力均为压应力, 总体分布规律仍表现为靠后墙基底法向全量反力大于靠前墙基底法向全量反力, 最大法向全量压应力值为2.69 MPa, 发生在基础基底靠后墙区域;最小法向全量压应力值为0.69 MPa, 发生在基础基底靠前墙与断层附近区域。
3) 地连墙在基础底部水平横断面上的增量第一主应力的变化范围为-0.25 MPa (压) ～0.14 MPa (拉) , 最大增量主拉应力发生在前墙角部区域;该断面上的增量第三主应力的变化范围为-2.43 MPa (压) ～0.0 MPa (拉) , 最大增量主压应力发生在后墙角部区域。该断面上的全量第一主应力的变化范围为-0.47 MPa (压) ～0.07 MPa (拉) , 最大全量主拉应力发生在前墙角部局部区域;该断面上的全量第三主应力的变化范围为-3.84 MPa (压) ～-1.12 MPa (压) , 最大全量主压应力发生在后墙角部区域。
《3.2.3 北锚碇成桥满载时计算》
3.2.3 北锚碇成桥满载时计算
上部锚体浇筑完成后, 成桥满载 (含基础浇筑、上锚体浇筑、锚固预应力及大缆拉力共同作用) 下, 基础坑内基底法向全量正应力分布立体图见图7。
《图11》
Fig.7 3D chart of normal total counterforce under foundation (under all loads after the completion of the bridge)
(成桥满载下) (单位:10-2 MPa)
从图7可看出:
1) 在后锚块自重、锚固预应力及大缆拉力作用下, 受锚块前锚面上索股的拉力和散索鞍支墩顶面的压力作用, 基坑基底反力总体分布规律表现为靠前墙基底法向增量反力表现压, 靠后墙基底法向增量反力表现为拉, 锚体存在以中前侧基底为支点的向前倾覆转动的趋势和应力变化过程。靠前墙基底最大法向增量压应力值为2.07 MPa, 发生在基础基底靠前墙角点处;在基础底部靠后墙发生法向增量拉应力值为2.58 MPa。
2) 成桥满载 (含基础浇筑、上锚体浇筑、锚固预应力及大缆拉力共同作用) 下, 基础基底法向全量反力均为压应力, 总体分布规律仍表现为靠前墙基底法向全量反力大于靠后墙基底法向全量反力, 最大法向全量反力值为2.76 MPa, 发生在基础基底靠前墙角部区域;最小法向全量反力值为0.16 MPa, 发生在基础基底靠后墙角左下局处局部区域。
3) 地连墙在基础底部水平横断面上的增量第一主应力的变化范围为-0.45 MPa (压) ～3.69 MPa (拉) , 最大增量主拉应力发生在后墙靠墙角局部区域;该断面上的增量第三主应力的变化范围为-4.90 MPa (压) ～0.37 MPa (拉) , 最大增量主压应力发生在前墙墙角。该断面上的全量第一主应力的变化范围为-0.64 MPa (压) ～0.48 MPa (拉) , 最大全量主拉应力发生在后墙墙角局部区域;该断面上的全量第三主应力的变化范围为-7.01 MPa (压) ～-0.46 MPa (压) , 最大增量主压应力发生在前墙墙角。
《3.3与实测结果比较分析》
3.3与实测结果比较分析
为观测锚碇基础的受力情况, 在锚碇基础下埋设土压力计15点, 每点布置2个土压力计。同时在锚碇基础下埋设孔隙水压力计9点, 观测锚碇基础下孔隙水压力分布, 为进行锚碇基础稳定分析提供依据。
在锚碇基础浇筑过程中 (上锚体未浇筑) , 基础底部的实测最大值压应力值为1.50 MPa (数值仿真计算值为1.72 MPa) ;成桥满载 (含基础浇筑、上锚体浇筑、锚固预应力及大缆拉力共同作用) 下, 基础底部的实测最大值压应力值为2.70 MPa (数值仿真计算值为2.76 MPa) 。北锚碇基础在施工到运行全过程中锚碇基础基底法向反力的数值仿真计算结果与实测值比较吻合, 表明文中建立的计算模型和采用的计算方法是合理的。
《4 结论》
4 结论
1) 在北锚碇基础浇筑过程中, 基坑基底反力与基岩的岩性好坏关系明显, 断层带强风化基岩处基底反力较小, 而微风化和弱风化基岩处反力相对较大。基础浇筑完工后, 基底最大反力发生在靠地连墙的微风化基岩处, 基底最小反力发生在断层带强风化基岩处。
2) 在上部锚体浇筑期间, 基础基底法向反力均为压应力, 总体分布规律仍表现为靠后墙基底法向全量反力大于靠前墙基底法向全量反力, 最大法向全量压应力发生在基础基底靠后墙区域;最小法向全量压应力发生在基础基底靠前墙与断层附近区域。锚碇基底反力基本上以垂向自重应力为主, 但锚体存在以后侧基底为支点的想向后倾覆转动的趋势和应力变化过程, 表现为后侧基底反力有所上升, 前侧基底反力有所降低。
3) 成桥满载下, 基础基底法向全量反力均为压应力, 总体分布规律仍表现为靠前墙基底法向全量反力大于靠后墙基底法向全量反力, 最大法向全量反力发生在基础基底靠前墙角部区域;最小法向全量反力发生在基础基底靠后墙角左下局处局部区域。在上部锚体浇筑期间, 北锚碇基底反力基本上以垂向自重应力为主。在主缆架设期间表现为前侧基底反力上升, 后侧基底反力降低, 锚体存在以前侧基底为支点的想向前倾覆转动的趋势和应力变化过程。
4) 在北锚碇基础浇筑过程与成桥满载下, 锚碇基础基底法向反力的计算值与实测值吻合较好, 表明文中的计算模型和计算方法是合理可靠的。
从数值计算和实测结果来看, 北锚碇基础在施工浇筑到成桥满载全过程下基础接触应力总体满足该工程的设计要求。
京公网安备 11010502051620号
