0 引 言

钢围堰是为水中承台基础施工而设计的临时阻水结构,具有强度高、刚度大的特点,并且可分块拼装和重复利用,在整体性和防水性方面有一定的优越性。随着施工技术的不断完善,国内外大型深水桥梁基础的施工,已经越来越多地采用钢围堰施工工艺[1-6]。国内的桥梁钢围堰施工在长江一带应用得较多,并在钢围堰的选型及其结构优化上做了许多相关的研究[7-8]。钢围堰是深水低桩承台施工的先行临时结构,其质量的好坏直接关系到水中桥梁施工的质量与安全,对桥梁施工进度有重要影响[9]。以往针对钢围堰的设计缺少空间上的整体分析,故有必要针对钢围堰整体的安全与稳定性进行分析,为该技术的推广应用提供科学的参考依据,以减少工程事故发生的可能。

本文将结合抚吉高速公路B8合同段吉水特大桥的工程实例,基于有限差分软件对钢围堰在砂性地层施工过程中整体受力和变形情况进行数值计算,并对钢围堰结构的安全与稳定性进行评价,同时对钢围堰中混凝土底板浇筑的必要性进行论证分析。

文献资料显示，情景教学是师生普遍认同的效果较好的教学方法[3]，案例的选择与编写、问题的设计是情景教学实施的核心，是制约情景教学效果的关键因素。

1 工程概况

抚吉高速公路B8合同段吉水特大桥,全长2 019 m,桥跨布置为:主桥采用(65+2×100+65)m预应力混凝土变截面连续梁,引桥采用3个(4×40)m和6个(5×40)m一联的先简支后连续预应力混凝土T梁。桥区位于江心冲洪积平原区,地形起伏较大,地层结构及岩性复杂,基岩面起伏大,桥区揭露到红层软弱夹层及石炭系煤层(东侧桥台),且桥区发育有大断裂,对该桥下伏地层影响大,桥位区的工程地质条件极为复杂。

该特大桥的8#～13#墩、21#～28#墩、32#～33#墩由于水位下降,承台已经基本外露,故需采用筑岛围堰进行桩基与承台墩柱施工。随着水位下降水压力的减少,桥墩承台采用单壁钢围堰,面板为8 mm的钢板,横向加肋采用12#槽钢间距40 cm,槽钢竖向外加肋为18#工字钢间距60 cm,吊环处2根18#工字钢,每边外再加横向支撑体系18#工字钢7根进行整体闭合,钢围堰单壁厚32 cm (不计算外侧环形加固7根18#工字钢)+环形18#工字钢=50 cm,平面尺寸内侧10.5×10.5 m。钢围堰以30#墩的地质条件进行设计,假定入砂深度(穿过粗砂层)2.5～3.65 m,因此钢围堰高度按10.5 m设计(包括刃脚加强段50 cm,刃脚总高1.9 m),高出承台顶面0.5～1.50 m。安装时内腔采用2I20#工字钢对称斜撑,详见单壁钢围堰设计图,如图1和图2所示。

  

图1 单壁钢围堰设计图Fig.1 Design of single-wall steel cofferdam

  

图2 单壁钢围堰设计图Fig.2 Design of single-wall steel cofferdam

2 计算模型的建立及参数的确定

2.1 模型的建立

该特大桥的钢围堰在封底工况下的实际几何模型如图3所示,通过对模型的简化及软件单元替代可得计算模型如图4～图6所示,模型按照钢围堰实际尺寸1∶1建模,横向加肋12#槽钢与两块8 mm钢板构成的组合结构,由于考虑到12#钢槽内部是空的,出于安全计算考虑,将组合结构简化为80 mm厚的钢板,并采用zone单元模拟;竖向加肋18#工字钢采用beam单元,间距0.6 m,横向支撑2根25#工字钢也采用beam单元模拟,整个钢围堰计算模型为高度10.50 m、边长11.12 m的方形结构,模型采用位移边界条件,底部河床面标高以下约束X、Y和Z三个方向自由度,封底工况下河床标高面以上根据设计要求填充一定高度河砂,并施作80 cm厚C25混凝土底板,未封底工况下则不施做混凝土底板。荷载采用设计图纸提供的静水压力,在数值模拟计算中,将回填河砂和封底混凝土考虑为实体单元,钢围堰内部封底混凝土底板以下采用侧向均布静水压力33.64 kPa,底板以上采用递减荷载至水位线标高。

2.2 模型的计算参数

钢围堰:钢板E=2.10×1011 Pa,μ=0.3;25#工字钢E=2.10×1011 Pa,μ=0.3,A=4 850 mm2,Ix=5.020×107 mm4,Iy= 2.80×106mm4;18#工字钢E=2.10×1011 Pa,μ=0.3,A=3 060 mm2,Ix=1.660×107mm4,Iy=1.22×106mm4。

砂土:采用M-C模型,其中剪切模量G= 11.28×106 Pa,体积模量K=29.41×106 Pa,摩擦角Φ=30°,黏结力C=0 Pa,抗拉强度f=0 Pa。

混凝土底板:采用线弹性模型,计算参数E= 2.8×1010 Pa,泊松比μ=0.27。

当事故现场发现疑似侧滑印痕的痕迹时，就要按照处理侧滑事故的方法来对印痕进行处理。因为侧滑印痕呈规则的圆弧，但并不是圆周。因此，其首要任务就是测量侧滑印痕的“曲率半径”。在参与了几起侧滑事故的的鉴定工作之后，侧滑印痕的处理步骤大致如下。

  

图3 钢围堰几何模型Fig.3 Geometric model of steel cofferdam

  

图4 钢围堰几何模型Fig.4 Geometric model of steel cofferdam

  

图5 钢围堰周边钢板Fig.5 Surrounding steel plates of steel cofferdam

  

图6 钢围堰内部梁分布Fig.6 Distribution of internal girders in steel boxes

3 钢围堰计算结果分析

3.1 位移计算结果

如图13所示,由封底工况下外侧环向加固梁的弯矩计算结果表明,每根梁所受Y方向弯矩值普遍较小,最大值8.36 kN·m左右,且成对称分布,梁中间段向钢围堰内变形,因此中间段基本为内侧受拉外侧受压,而靠近角点部位内侧受压外侧受拉。同时通过对未封底工况下外侧环向加固梁的弯矩计算结果如图14所示,可以看出其变形性质与封底工况相似,每根梁所受Y方向弯矩值普遍较小,最大值20.7 kN·m左右。

利用延期税务筹划是指在法律允许的范围内，煤炭企业通过延期缴纳税务的办法，增加流动资金总额，缓解资金流转压力。这样的延期缴税的办法虽然不能降低煤炭企业所需缴纳总税额，但是可以保证资金的灵活性。众所周知，资金是具有时间效益的，也就是说财富是可以创造财富的。当延期纳税的项目越多，延期的时间越长，那么现阶段可用的资金也就越多，这也代表着将来可以获得更多的税后收益，可以很大程度上促进煤炭企业的发展。

  

图7 钢围堰整体变形趋势Fig.7 Steel cofferdam deformation trend

  

图8 混凝土封底后钢围堰侧壁位移及支撑轴力Fig.8 Displacement offlank wall in bottomed steel cofferdam and axial force of supports

3.2 应力计算结果

一般情况下，葡萄酒的苹-乳发酵发生在酒精发酵之后，此时葡萄糖基本转化成乙醇，此时乙醇浓度约为12%vol，因此能够进行苹乳发酵的乳酸菌应该具备较强的耐酒精能力。我们按照方法1.2.2对45株乳酸菌进行了耐酒精能力测试，同时以商业乳酸菌株CH35（O.oeni）作为对照菌，进行酒精耐受性试验，结果见表1，对照组为不加乙醇组。

合成材料市场震荡上升。前三季度，合成材料市场总体表现为震荡上升，走势分化。整体而言，化纤原料价格涨幅较大，合成树脂和合成橡胶高位震荡。

和斯洛文尼亚的美景同样著名的还有原产于此地的良驹——利比扎马。利比扎马是一种姿态优雅的马，是马术比赛中的高级骑术马，在竞技场上很受欢迎。利比扎马不仅体形优雅，而且兼具勇敢的性格和温驯的脾气，可以说是力量与优雅的代名词。

图9为封底工况钢围堰最小主应力计算结果,由图可知,最小主应力基本为压应力,河床以下嵌固部分及水位线以上钢围堰应力值普遍较小,最大压应力值达到0.46 MPa,未封底工况下最大压应力值达到0.9 MPa,结果如图10所示,且在两种工况下最小主应力绝对值较大处均分布在水位线以下的钢围堰四个角点处,说明水位线以下钢围堰角点处焊接制作过程需重点关注,必要时用角钢加强。

  

图9 混凝土封底后钢围堰侧壁最小主应力Fig.9 Minimum principal stress of flank wall in bottomed steel cofferdam

  

图10 未封底钢围堰侧壁最小主应力Fig.10 Minimum principal stress of flank wall in steel cofferdam with no bottom

如图15所示为混凝土底板竖直方向的位移,由于考虑了回填河砂确保足够密实,因此即使在静水压力作用下,混凝土底板的沉降值也普遍较小,最大值仅为0.43 mm,发生在混凝土板底部,故可忽略不计。四边角点处由于和钢围堰粘结面较大,因此变形受到钢围堰约束,沉降接近于零。总体分析表明,混凝土底板变形较小,可满足正常使用要求。

  

图11 混凝土封底后钢围堰侧壁最大主应力等值云图Fig.11 Maximum principal stress of flank wall in bottomed steel cofferdam

  

图12 未封底钢围堰侧壁最大主应力等值云图Fig.12 Maximum principal stress of flank wall in steel cofferdam with no bottom

钢围堰的整体变形趋势计算结果如图7所示,由图可知钢围堰在静水压力情况下有往内挤压变形的趋势,最大位移值主要分布在侧面钢板的中部,且在水位线以下内鼓位移值普遍较大,而离开水面的悬空板总体上内鼓位移值都相对较小。由图8的计算结果可知,钢围堰的位移值是对称分布的,钢板中间位置往钢围堰内侧位移最大值可达到1.48 mm,未封底工况下内侧位移最大值可达到3.99 mm,而钢围堰角点处位移较小,内鼓位移几乎可忽略不计,由此可见钢围堰内部横向支撑的作用较为关键,对整个钢围堰的变形控制起到较大作用,且封底混凝土能够有效地控制内侧位移值。钢围堰整体内鼓位移值总体较小。

4 混凝土底板计算结果分析

4.1 位移计算结果

图11所示为封底工况下最大主应力计算云图,由图可知最大主应力普遍为拉应力,最大值可达0.44 MPa,未封底工况下最大拉应力值达到0.6 MPa。如图12所示,且在两种工况下主要分布在水位线以下钢围堰每侧钢板的中间部位,河床标高以下嵌固部分最大主应力较小。

由图8所示封底工况下钢围堰内部横向支撑轴力计算结果可知,四根25#工字钢的轴力都为28.37 kN,换算成型钢压应力为5.85 MPa,远小于钢材的受压屈服强度,材料处于正常受力状态。同样对未封底工况下钢围堰内部横向支撑轴力计算结果可知,四根25#工字钢的轴力都为74.54 kN,换算成型钢压应力为15.37 MPa,远小于钢材的受压屈服强度,材料处于正常受力状态。说明内部横撑具有足够的安全性,且封底混凝土能够承担一部分的钢围堰向内挤压压力。

  

图13 外侧环形加固梁Y方向的弯矩计算结果Fig.13 Moment of lateral reinforced ring beam in Y directions

  

图14 未封底外侧环形加固梁Y方向的弯矩计算结果Fig.14 Moment of lateral reinforced ring beam in Y directions with no bottom

  

图15 混凝土底板竖直方向位移等值云图 Fig.15 Vertical displacement of concrete slab

4.2 应力计算结果

如图16所示为混凝土底板最小主应力计算结果,最小主应力基本为压应力,数值相对较大处主要分布在板的四周边缘,最大值约为80 kPa,远小于混凝土的抗压强度设计值,由此说明底板处于安全状态。如图17所示,由混凝土底板最大主应力计算结果表明,最大主应力基本为拉应力,主要分布在四周角点处,且这些部位出现明显的应力集中现象,最大拉应力值达到16.2 kPa。由于拉应力数值较小,因此底板未出现受拉破坏。

  

图16 混凝土底板最小主应力等值云图Fig.16 Minimum principal stress of concrete slab

  

图17 混凝土底板最大主应力等值云图Fig.17 Maximum principal stress of concrete slab

5 结论与建议

基于抚吉高速公路B8合同段吉水特大桥钢围堰结构内力及变形计算分析表明,在目前的水位情况下,钢围堰总体受力及变形值均较小,处于安全稳定状态。钢围堰的建造过程中提出以下几点建议:

(1) 钢围堰内横向支撑的施作较为关键,若横向支撑失效很可能导致钢围堰侧壁产生较大内鼓位移,最终影响桥梁基础的安全施工及承台的工程质量;

(2) 钢围堰转角处焊接要求较为严格,这些部位压应力值较大,存在应力集中现象,如果焊接质量未能达到预期目标,钢围堰内部抽水施工作业时很可能发生钢围堰内部进水,导致钢围堰局部失效破坏;

(3) 厚度为80 cm的底板可满足抗渗要求,但考虑到混凝土材料受拉性能较差,四周角点与钢围堰接触部位容易出现拉应力集中,因此应严格控制角点处混凝土的施工质量,以防止钢围堰与混凝土间出现脱开裂隙而导致钢围堰内部渗水。

参考文献

[1] 刘自明.桥梁深水基础[M].北京:人民交通出版社,2003.

Liu Ziming.Bridge deep-water foundation[M].Beijing:China Communications Press,2003.(in Chinese)

[2] Matthew D,Stuart P E.Project specific steel sheet piling application[J].Practice Periodic On Structural Design And Construction.2004,10(9):194-209.

[3] 王传鹏,梁德礼,于华,等.高压旋喷桩配合双壁钢围堰施工深水承台的实践[J].桥梁建设,2002(4):49-52.

Wang Chuanpeng,Liang Deli,Yu Hua,et al.The construction application of deep-water platform with the method of high pressure chemical pile cooperating with double wall steel cofferdam[J].Bridge Construction,2002(4):49-52.(in Chinese)

[4] 俞立新,卢福海,丁健,等.大型钢套箱结构受力分析[J].公路,2006,9(9),65-68.

Yu Lixin,Lu Fuhai,Ding Jian,et al.The structure stress analysis of large steel box[J].Highway,2006,9(9),65-68.(in Chinese)

[5] 张峰.津浦线淮河铁路特大桥钢围堰施工中若干问题的处理办法[J].铁道标准设计,2005(2):53-55.

Zhang Feng.Treatment of problems encountered in a steel cofferdam construction[J].Railway Standard Design,2005(2):53-55.(in Chinese)

[6] 余允锋,崔淮宇.单壁钢套箱围堰在浅海区桥梁施工中的应用[J].世界桥梁,2008,(S1),55-57.

Yu Yunfeng,Cui Huaiyu.Application of single-wall steel boxed cofferdams to construction of a bridge over shallow sea area[J].World Bridges,2008,(S1),55-57.(in Chinese)

[7] 刘晓妍.有底单壁钢套箱围堰施工有限元仿真研究及应用[D].吉林:吉林大学,2010.

Liu Xiaoyan.The finite element simulation research and application of a single wall steel boxed cofferdam construction[D].Jilin:Jilin University,2010.(in Chinese)

[8] 黄剑飞.单双壁组合型钢围堰结构在桥梁深水基础施工中的应用[D].上海:上海交通大学,2009.

Huang Jianfei.Application of single and double wall structure combined steel cofferdam in deep-water foundation construction[D].Shanghai:Shanghai Jiao Tong University,2009.(in Chinese)

[9] 塔拉.特大型桥梁双壁钢吊箱施工阶段有限单元分析[D].上海:同济大学,2008.

Ta La.Finite element analysis on the construction stage of double wall steel hanging box for extra large bridge[D].Shanghai:Tongji University,2008.(in Chinese)