刚性接头地连墙二期槽段施工对一期钢箱变形及应力影响: 以张靖皋长江大桥南航道桥北锚碇地下连续墙为例

寇子龙; 刘彦峰; 李奔琦; 王瑞; 袁伟

doi:10.12404/j.issn.1671-1815.2506175

科学技术与工程 ›› 2026, Vol. 26 ›› Issue (25) :11023-11031 DOI: 10.12404/j.issn.1671-1815.2506175

建筑科学

刚性接头地连墙二期槽段施工对一期钢箱变形及应力影响: 以张靖皋长江大桥南航道桥北锚碇地下连续墙为例

寇子龙 ¹^,² ,
刘彦峰 ¹^,² ,
李奔琦 ³ ,
王瑞 ³ ,
袁伟 ¹^,²

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Influence of Second-phase Trench Construction of Underground Diaphragm Wall with Rigid Joints on Deformation and Stress of First-Phase Steel Box: North Anchorage Diaphragm Wall of South Channel Bridge of Zhangjinggao Yangtze River Bridge

KOU Zi-long ¹^,² ,
LIU Yan-feng ¹^,² ,
LI Ben-qi ³ ,
WANG Rui ³ ,
YUAN Wei ¹^,²

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摘要

为研究刚性接头地下连续墙二期槽段施工对一期“一字形”钢箱变形及应力的影响,通过现场实测与数值模拟相结合的方法,以张靖皋长江大桥南航道桥北锚碇地下连续墙为工程背景,研究了一期钢箱在二期槽段铣槽及混凝土浇筑两个关键阶段的力学响应。结果表明:首先施工的二期槽铣槽后,一期钢箱向二期槽方向变形,实测最大位移为21.3 mm,竖向最大拉应力为19.8 MPa,计算值分别为16.5 mm和16.6 MPa;混凝土浇筑后,钢箱反向变形,实测最大位移4.5 mm,最大压应力-17.0 MPa,计算值分别为6.8 mm和-17.8 MPa;叠加两次工况后,钢箱最终向二期槽侧变形,实测最大位移16.5 mm,最大拉应力约3 MPa,计算值分别为12 mm和5.7 MPa;在将钢箱核心混凝土截面扩大至两倍后,两工况中钢箱的变形及应力均下降60%~70%,最终状态下钢箱变形降低68.3%,应力降低38.6%。可见,二期槽段施工对一期钢箱受力与变形影响较为显著,在施工过程中需加强监测控制,并在类似超深地下连续墙设计阶段需提高“一字形”钢箱抗弯性能。

Abstract

In order to investigate the influence of the secondary phase trench construction of diaphragm walls with rigid joints on the deformation and stress of the primary I-shaped steel boxes, the north anchorage diaphragm wall of the south channel bridge of the Zhangjinggao Yangtze River Bridge was taken as the engineering case. Field measurements and numerical simulations were used to analyze the mechanical response of the primary steel boxes during the two key stages: trench milling and concrete pouring of the secondary phase. The results show that after the milling of the secondary trench, the primary steel boxes deform towards the secondary trench. The measured maximum displacement is 21.3 mm, and the maximum vertical tensile stress is 19.8 MPa, while the calculated values are 16.5 mm and 16.6 MPa, respectively. After concrete pouring, the steel boxes deform in the opposite direction. The measured maximum displacement is 4.5 mm, and the maximum compressive stress is -17.0 MPa, while the calculated values are 6.8 mm and -17.8 MPa, respectively. After superimposing the two working conditions, the steel boxes ultimately deform towards the secondary trench side. The measured maximum displacement is 16.5 mm, and the maximum tensile stress is about 3 MPa, while the calculated values are 12 mm and 5.7 MPa, respectively. When the cross-sectional area of the core concrete in the steel boxes is doubled, the deformation and stress in the two stages are reduced by 60% to 70%. In the final state, the deformation is reduced by 68.3% and the stress is reduced by 38.6%. It is concluded that the construction of the secondary phase has a significant influence on the stress and deformation of the primary steel boxes. Monitoring and control need to be strengthened during construction. The bending resistance of the I-shaped steel boxes also needs to be improved in the design phase of similar ultra-deep diaphragm walls.

Graphical abstract

关键词

地下连续墙 / 刚性接头 / 一期钢箱 / 二期钢筋笼 / 变形及应力

Key words

diaphragm wall / rigid joint / first-phase steel box / second-phase steel cage / deformation and stress

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寇子龙, 刘彦峰, 李奔琦, 王瑞, 袁伟. 刚性接头地连墙二期槽段施工对一期钢箱变形及应力影响: 以张靖皋长江大桥南航道桥北锚碇地下连续墙为例[J]. 科学技术与工程, 2026, 26(25): 11023-11031 DOI:10.12404/j.issn.1671-1815.2506175

KOU Zi-long, LIU Yan-feng, LI Ben-qi, WANG Rui, YUAN Wei. Influence of Second-phase Trench Construction of Underground Diaphragm Wall with Rigid Joints on Deformation and Stress of First-Phase Steel Box: North Anchorage Diaphragm Wall of South Channel Bridge of Zhangjinggao Yangtze River Bridge[J]. Science Technology and Engineering, 2026, 26(25): 11023-11031 DOI:10.12404/j.issn.1671-1815.2506175

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地下连续墙(简称地连墙)施工技术近年来得到了快速发展和广泛应用,尤其是在复杂地质条件下的深基坑工程中^[1-5]。随着基坑深度的增加和地质条件的复杂化,地连墙新型刚性接头逐渐开始在实际工程中应用^[6]。

近年来,针对新型接头地下连续墙,戴俊平等^[7]、夏欢等^[8]通过足尺模型试验及现场监测等手段,研究了接头及槽段的施工质量、接头力学性能、槽段稳定性等问题^[7-8]。杨欢欢等^[9]、王飞等^[10]开展了刚性接头混凝土防绕流机理分析及防治措施研究,为提高刚性接头施工质量提供了理论与借鉴意义;李钟顺等^[11]就地连墙在复杂地质条件下的施工稳定性问题进行分析,为提高地连墙施工技术奠定了理论基础。

在国外,地连墙施工技术同样得到了广泛应用,并且针对地连墙刚性接头的力学特性,开展了大量研究工作。在地连墙刚性接头力学特性的研究中,Jia等^[12]采用理论计算、数值分析和现场试验等方法,通过构建力学模型,分析了刚性接头在不同施工条件下的受力情况,并提出了相应的设计方法和优化措施。同时,为了实现绿色施工的理念,Qiu等^[13-14]提出了新型的预制两墙合一地下连续墙,并对其进行了足尺试验以及接头的力学性能评估。

综上所述,国内外在地连墙刚性接头的研究方面均取得了显著进展。国内学者通过足尺模型试验、现场监测等手段,全面研究了接头及槽段的施工质量、接头力学性能、槽段稳定性等问题,提出了相应的计算方法和控制措施。国外学者则主要采用了理论计算、数值分析和现场试验等方法,分析了刚性接头在不同施工条件下的受力情况,提出了相应的设计方法和优化措施。然而,目前针对二期槽段施工对相邻先施工一期槽段(刚性接头的一部分)变形及应力的影响研究仍存在一些不足。例如,如何通过调整设计参数和优化施工方法,来减小一期槽段钢箱混凝土的变形等问题,仍需要进一步深入研究。因此,现通过张靖皋长江大桥南航道桥北锚碇地连墙施工,在二期槽段施工时对相邻已施工完成的一期槽段(刚性接头的一部分)进行变形监测及分析,总结提出如何减小一期钢箱变形从而提高刚性接头力学特性的措施,以期为地连墙施工技术的进一步发展提供理论借鉴及实践指导。

1 项目概况

张靖皋长江大桥南航道桥为(2 300+717) m的双塔双跨吊钢箱梁悬索桥,其南、北锚碇基础均采用支护转结构复合地下连续墙(简称地连墙)结构^[15]。其中,北锚碇地连墙长118.05 m、宽75.05 m(图1),顶端高程+1.0 m,墙厚1.55 m,深67 m。地连墙施工槽段分一期槽段(4类,分为“一字形”“L形”“T字形”和“十字形”,共102个)和二期槽段(3类,分为“一字形”“L形”和“T字形”,112个)。为有效传递结构荷载,通过在一期槽段钢箱接头处向相邻二期槽段延伸4道排插钢筋网片,二期槽段钢筋笼在接头处设置2道排插钢筋网片,插入一期钢箱的4道钢筋网片之间,形成非接触搭接,实现地连墙刚性接头(图2)。一二期槽段具体施工步骤^[3]为:①一期槽铣槽后钢箱按精度要求完成下放;②浇筑一期钢箱封底混凝土以锚固钢箱底部;③钢箱外侧防绕流水袋注水及隔离箱安装;④钢箱外侧两水袋之间碎石回填;⑤一期钢箱内部核心混凝土浇筑;⑥二期槽铣槽并按精度要求完成钢筋笼下放,浇筑二期槽段混凝土。

根据设计资料对4类一期钢箱的截面尺寸进行评估,可以看出“一字形”钢箱抗弯刚度最小,相邻二期槽段施工时其存在变形过大的风险,而一期钢箱变形会对排插钢筋的搭接长度产生影响,从而降低刚性接头的力学性能。一期“一字形”槽段封闭钢箱混凝土结构(一期钢箱,“一字形”钢箱三维示意)如图3所示。通过在“一字形”钢箱上布置测斜管及应力计,监测二期槽段施工时其应力及变形大小,并建立数值模拟计算模型与实测数据进行对比,分析影响一期钢箱变形的施工因素以及设计参数,从而为地连墙刚性接头的进一步发展提供借鉴意义。

2 监测点布置

2.1 应力监测

一期钢箱应力监测点沿深度方向布置8层测点,距钢箱顶口的距离分别为10、25、33、38、43、48、55、62 m,钢箱应力监测点布置示意图及实际安装图如图4所示,在钢箱一侧腹板(另一侧需布置变形监测点)每个测点布置沿深度方向(竖向)与垂直深度方向(横向)两个应变计,共计16支。

2.2 变形监测

通过在一期钢箱沿深度方向布置测斜管(与钢箱同长)监测其变形大小,测斜管内十字导槽的其中一个方向需与钢箱腹板保持垂直。一期钢箱在预制厂内分三节制造,安装时通过焊接连接,测斜管需与钢箱焊接时同步对接,测斜管对接时管内“十字形”导槽可能会产生错位导致失效,因此在钢箱上布置了两根与钢箱同长的测斜管,测点布置平面图及安装图如图5所示。

3 数值模拟计算分析

根据实际施工工况,相邻二期槽段铣槽施工完成后一期钢箱平面受力模型如图6所示,相邻二期槽段浇筑混凝土时一期钢箱平面受力模型如图7所示。沿深度方向可认为钢箱顶底两端为固定约束。

根据上述受力分析模型分不同工况建立数值计算模型,未施工二期槽段侧主动土压力及槽壁外侧土压力根据土层地勘资料取值[被动土压力参考《建筑基坑支护技术规程》(JGJ 120—2012)以土弹簧的形式施加在计算模型中];水泥浆压力根据实测泥浆比重计算压力大小;施工二期槽段侧混凝土侧压力根据已有研究^[16]取值;以上土压力、水泥浆压力以及混凝土侧压力具体数值如图8所示;由于槽壁碎石与钢箱侧摩阻系数无实测数据,需根据实测数据进行反演;数值计算模型如图9所示。

4 实测与模拟结果分析

4.1 二期槽铣槽对一期钢箱影响分析

在二期槽段铣槽施工前采集监测元件初始值,铣槽结束后通过测斜仪及钢箱表面应变计对钢箱变形及应力进行检测。变形检测时规定向正在施工的二期槽段(下文简称右侧)变形为位移正值,应力正值为拉应力。二期槽段铣槽结束后一期钢箱实测与模拟计算变形如图10(a)所示。铣槽后每层应力监测点实测横向应力均较小,各竖向应力监测点实测值与计算值大小如图10(b)所示。可以看出,实测数据表明钢箱向右侧发生变形,最大位移为21.3 mm左右,在距钢箱顶口28~40 m(图10中虚线框);竖向最大应力为19.8 MPa(受拉)位于距钢箱顶口43 m的测点处(图10中虚线框),底部应力为-7.0 MPa(受压)。模拟计算结果最大位移为16.5 mm左右,位于距钢箱顶口25~35 m范围内(图10中实线框);钢箱竖向最大应力为16.6 MPa(受拉)位于距钢箱顶口22~32 m(图10中实线框),最底部应力为-7.2 MPa(受压)。二者变形结果对比可以看出,模拟结果最大值比实测结果更靠近钢箱顶口,分析其原因,一是实际钢箱中下部土压力大于计算土压力,二是实际钢箱顶底部的约束条件未达到模型计算中的完全固结,但二者整体变化趋势一致,且均符合两端固结梁一侧受压的情况。

4.2 二期槽浇筑混凝土对一期钢箱影响分析

二期槽混凝土浇筑结束至初凝完成后,对一期钢箱的变形及应力进行检测,二期槽段混凝土侧压力对一期钢箱变形及应力的影响实测与数值计算结果如图11所示。由实测结果看出二期槽段混凝土浇筑使钢箱产生向左侧的变形,最大位移为4.5 mm左右,位于28~42 m(图11中虚线框);一期钢箱右侧受压,压应力最大为-17.0 MPa,位于距钢箱顶口43 m的测点处(虚线框),底部应力为2.6 MPa(受拉)。模拟计算结果最大位移为6.8 mm左右,位于距钢箱顶口15~23 m(实线框);钢箱竖向最大应力为-17.8 MPa左右(受压),位于距钢箱顶口18~25 m(实线框),最底部应力为2.0 MPa(受拉)。根据实测及模拟结果可以看出,二期槽段混凝土侧压力对钢箱的影响与二期铣槽时未施工侧土压力对其影响类似,但方向相反。混凝土侧压力对钢箱的影响,模拟结果变形及应力最大值比实测结果更靠近钢箱顶口,除与钢箱顶底口的边界条件有关外,也与混凝土侧压力取值和实际情况的差别有关,由于混凝土侧压力大小与多种因素有关(浇筑速度、凝结时间、水化热、混凝土坍落度、外加剂等),实际混凝土侧压力最大值比计算最大值应更靠近钢箱底口。

4.3 最终状态分析

将两次工况对钢箱产生的变形及应力结果进行叠加,得到二期槽段施工结束后,一期钢箱最终的状态。一期钢箱最终的变形及应力大小实测与数值计算结果如图12所示。根据实测结果可以看出,混凝土侧压力对钢箱的影响不足以使其恢复至最初状态,钢箱最终向右侧变形,最大位移值为16.5 mm左右,位于30~38 m(图12中虚线框);最大拉应力值为3 MPa左右,位于距钢箱顶口38 m、43 m的测点处(图12中B2线框范围),底部为-4.4 MPa(压应力)。模拟计算结果显示钢箱最终向右侧变形,最大位移值为12.0 mm左右,位于33~40 m(实线框);最大拉应力值为5.7 MPa左右,位于距钢箱顶口37~42 m(B1线框),最底部为-5.2 MPa(压应力)。二者对比可以看出,模拟计算结果与实测结果基本一致,变形最大值出现的范围基本吻合,模拟比实测结果略偏向钢箱底部;应力数值正负(拉压)在钢箱中上部出现了差异,但其变化规律类似,上部混凝土侧压力大于主动土压力,上部表现为拉应力减小(压应力增大),在出现第一个拐点后(A1、A2线框范围),主动土压力大于混凝土侧压力导致拉应力开始变大(压应力减小),在拉应力达到最大后(B1、B2线框范围),由于钢箱底部嵌固形成的固结效果,拉应力逐步转变为压应力,最终在底部达到压应力最大值。

4.4 扩大截面模拟结果分析

根据上述实测及模拟计算结果可以看出,一期钢箱施工完成后,相邻先施工的二期钢筋笼槽段施工对其影响显著。为减小对一期钢箱的影响,在施工阶段需加强监测并控制,在设计阶段需提高钢箱截面抗弯性能。以钢箱内部核心混凝土截面扩大至原截面的2倍进行模拟计算,模型如图13所示。截面扩大后钢箱在两个工况下计算结果与实际截面对比如图14所示。两种截面叠加后最终状态的变形及应力对比结果如图15所示。根据计算结果可知,截面扩大后二期槽铣槽钢箱最大变形约为5.0 mm,位于33~38 m(实线框);最大拉应力值约为4.8 MPa,位于距钢箱顶口32~38 m(实线框),最底部为-1.4 MPa(压应力)。截面扩大后二期槽混凝土浇筑钢箱最大变形约为2.9 mm,位于16~23 m(实线框);最大压应力值约为4.8 MPa,位于距钢箱顶口13~20 m(实线框),最底部为0.25 MPa(拉应力)。相邻先施工的二期槽施工完成后,截面扩大钢箱最终最大变形为3.8 mm左右,位于37~44 m(实线框);上部最大压应力值为3.2 MPa左右,位于距钢箱顶口10~13 m(虚线框),中下部最大拉应力值为3.5 MPa左右,位于距钢箱顶口37~41 m(实线框),最底部为-1.15 MPa(压应力)。截面扩大前后计算结果对比可以看出,二期铣槽结束后,一期钢箱最大变形减小69.7%,最大拉应力减小71.1%;二期钢筋笼浇筑混凝土,一期钢箱最大变形减小57.4%,最大压应力减小73.0%;相邻先施工二期槽施工完成后,一期钢箱最终状态最大变形减小68.3%,最大拉应力减小38.6%。根据以上分析可以看出扩大一期钢箱内部核心混凝土截面尺寸可以有效降低其因相邻侧二期槽段施工导致的变形及应力。

5 结论

通过对二期槽段铣槽和混凝土浇筑两个施工阶段对一期钢箱影响的分析,以及对钢箱最终状态的评估,可以得出以下结论。

(1)二期槽铣槽后,一期钢箱向正在施工的二期槽段方向(右侧)发生变形,最大位移约为21 mm,最大拉应力为19.8 MPa。施工时可考虑增大铣槽侧泥浆比重以抵消部分侧土压力,以及优化铣槽及钢筋笼安装施工周期,减小侧土压力作用时间,从而减小此阶段一期钢箱的变形及应力。

(2)混凝土浇筑后,钢箱产生向左侧(与铣槽侧相反)的变形,最大位移约为4.5 mm,最大压应力为-17.0 MPa。施工时可通过控制浇筑速度,从而减小钢箱反复变形导致的内部混凝土损伤。

(3)综上所述,二期槽段施工对一期“一字形”钢箱的影响是较为显著的,需要在实际工程中加强监测和控制,减小先施工二期槽段施工对已完成一期槽段的影响,以确保施工质量和安全。

(4)在类似超深地连墙施工中,可考虑在设计钢箱截面时通过增大钢箱抗弯性能以减小其施工后的变形与应力。

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原文顺序 | 出版日期 | 本文引用

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