超大型沉井首次接高受力及變形規律初探

朱建民，龔維明，穆保崗，米長江

（1.南通大學 交通學院，江蘇 南通 226019；2.東南大學 土木工程學院，南京 210096；3.中交第二公路工程局有限公司，西安 710075）

1 引 言

我國近年來修建了若干平面尺寸在50 m以上、下沉深度從40～60 m不等的超大型陸地沉井作為懸索橋重力式錨碇基礎，如江陰大橋北錨碇，泰州大橋南、北錨碇，南京長江四橋北錨碇，馬鞍山長江大橋南、北錨碇等[1]。

在工程實踐中發現，這類沉井的超大體量造成了它與普通沉井在設計、施工方面的諸多不同：沉井施工前期進行的地基處理需要同時考慮沉降和承載力兩方面因素[2－3]，并且與沉井的首次接高高度密切相關；當沉井底部采用鋼殼結構時，子節段的劃分和拼裝需要進行合理設計[4]；沉井下沉前期若選擇排水開挖，其下沉深度往往受控于降低地下水位給周邊環境帶來的影響[5－6]；當沉井入土深度不大時，結構的安全性（尤其為底部鋼殼）是重點關注對象，需進行必要的應力、應變監測[7]，等等。

我國目前雖然已建造了一批超大型沉井，但總體來說，針對其固有特點進行的專門研究仍然偏少，并且缺乏系統性。為此，本文結合馬鞍山長江大橋南錨碇沉井的施工，對超大型沉井在首次接高期間的受力和變形情況進行了現場測試，并對結果進行了初步的探討。

2 沉井概況和儀器布置

沉井平面尺寸為60.6 m×55.8 m，分為25個井孔；豎向高48 m，分成9節制作；首次接高前4節23 m，包括底節高8 m的鋼殼混凝土沉井和2～4節各高5 m的鋼筋混凝土沉井，如圖1所示。

如果兒童打了人，家長、教師默認、縱容，不制止、不批評的態度就成為兒童打人行為的強化劑，兒童會覺得打人沒有什么不對，以后還打人。所以，當兒童表現出攻擊性行為時，應該即時給予批評教育，并且鮮明地表明自己的態度，使兒童認識到什么行為是錯誤的，怎么做才對。如果兒童有非常嚴重的攻擊行為，如打罵他人、無理頂嘴等，應該給予重罰。當然，重罰并不等于懲罰。重罰包括取消某種特權、不許參加喜歡的活動等。

圖1 前4節沉井半結構圖Fig.1 Semi-structure profile of 1-4 lifts of open caisson

首節鋼殼沉井設置了縱橫各4道隔墻，按其高度分為普通隔墻和分區隔墻兩種，見圖 2；在鋼殼底部（隔墻底板）安裝了48個鋼板計和8個土壓力計；鋼板計為南瑞 NVS振弦式應變計，量程為3000 ×1 0-6，用于測量隔墻底板受力；土壓力計為南瑞NZTY差阻式土壓力計，量程為3000 kPa，用于測量隔墻底部土反力，其布置如圖3所示。

3 地基處理和鋼殼拼裝

3.1 地基處理

由于淺表地基軟弱，不能提供沉井首次接高所需的承載力，故對該場地進行了打砂樁和鋪墊層加固。砂樁為梅花形滿堂布置，樁徑為 0.5 m，間距為1.2 m，長為8.0 m，填料為50%粉砂+50%中粗砂；墊層厚為2.5 m，填料為50%粉砂+50%石屑，見圖4。地基處理完畢后在+4.5 m標高處進行了7組平板載荷試驗，所得荷載-沉降曲線均有明顯陡降段，拐點處沉降在30～50 mm左右，最大一級荷載下的沉降量為60～80 mm，結果見表1。典型曲線（以試驗點4為例）如圖5所示。

由沉井井壁和隔墻相互約束而產生的整體工作性能決定了它能承受較大的豎向變形，即使基底土體破壞，只要是均勻發生的，沉井就會連續向下刺入，而不會像一般的淺基礎那樣出現傾覆，見圖7。

圖2 首節鋼殼沉井井壁和隔墻尺寸（頂部平齊,單位: m）Fig.2 Dimensions of side wall and cross wall of steel skin plate open caisson (the top is at the same height,unit: m)

圖3 儀器位置和編號Fig.3 Positions and numbers of instruments

圖4 地基處理和鋼殼沉井立面圖Fig.4 Ground treatment and the steel skin plate open caisson

表1 平板載荷試驗結果Table1 Results of plate loading test

圖5 4號測點荷載-沉降曲線Fig.5 Load-settlement curve of No. 4

3.2 鋼殼拼裝

式中：qu為極限承載力（kPa）；c為基底持力層土的黏聚力（kPa）；q為基礎底面超載（kPa）；γ為基底持力層土的重度（kN/m3）；B為基礎寬度（m）；Nc、Nq、Nγ均為承載力系數。

鋼殼總重1405 t，拼裝完成后平均沉降42 mm。

4 豎向變形

4.1 現場觀測情況

混凝土采用全斷面分層澆筑，首次澆7.3m高，留出0.7 m與第2節相接；在沉井頂部布置了內外3層共16個沉降觀測點，平均沉降情況見表2。

表2 澆筑混凝土引起的平均沉降Table2 Average settlement caused by concrete pouring

沉井的豎向變形不是在澆筑混凝土后立刻完成的，而是要經過一段時間才能穩定。沉井有不均勻沉降發生，各點中的最大、最小差值一般在 10～25 mm間，最大的一次為35 mm；這與隔墻剛度、地基處理的均勻程度和土體支承強弱等因素有關。

因為儀器進場較遲，所以未能測量鋼殼拼裝期間產生的應力，而是以混凝土澆筑前為初始零點。

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4.2 整體荷載-沉降性能

根據表2中的工程量和累計沉降，按刃腳和隔墻全斷面支承（井壁寬為2.0 m，隔墻寬為1.4 m，面積為1025.3 m2）、僅踏面支承（井壁寬為0.2 m，隔墻寬為0.5 m，面積為273.6 m2）計算，繪制從鋼殼拼裝到沉井下沉前的荷載-沉降曲線，見圖6。

圖6 沉井整體荷載-沉降曲線Fig.6 Overall load-settlement curves of open caisson

拋開地基均勻性和沉井構造上的差別，從平均意義上講，全斷面支承和僅踏面支承是兩種極端情況，沉井所受的平均反力應介于二者之間。但從圖6不難發現，平板載荷試驗結果與沉井的整體荷載-沉降關系出入較大。

在LS-PREPOST中可以即時查看動態碰撞的受力和變形情況，按預先設置好的時間步逐步分析碰撞對移動式壓力容器運輸車造成的整體和關鍵部件的影響。圖4為碰撞結束時的整體狀態圖。

在首次接高期間，超大型沉井有兩個特性，一是類似于條形基礎；二是整體工作。

若單獨取出某井孔孔壁，則可視為豎立的一片墻，基礎斷面最大寬度為1.4 m（或2.0 m），而方形承壓板的邊長為1.12 m，二者尚有可比性；但用平板載荷試驗確定極限荷載，以總沉降量與承壓板寬度之比超過0.06或者測試曲線出現陡降作為控制標準時[8－9]，多考慮基礎變形過大會影響到結構的正常使用；而沉井接高后是要挖土下沉的，并不存在此類問題。

首節混凝土澆筑奠定了隔墻底板受力大的格局，見圖12；在隨后的養護過程中，所有測點應力均下降（拉力減小，壓力增大），變化幅度在 10～20 MPa間，平均16 MPa。

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當接高高度較大時，沉井的自重很大，但它類似于條形基礎的工作性能，又決定了只有井壁和隔墻附近區域的土體受到影響；若是地基均勻并且隔墻間隔較大時，很難出現整體性的傾覆，也不會有地基的整體破壞，如圖8所示。

滴灌工程技術在河西地區大田推廣應用中的問題探討——以勤鋒農場滴灌工程為例 ……………… 石 巖等(11.27)

圖7 基礎傾覆與豎向刺入Fig.7 Overturning and punching of foundation

圖8 區域破壞和整體破壞Fig.8 Local shear failure and general shear failure

從以上分析可知，按淺基礎的概念考慮地基承載力會低估沉井的豎向變形，而從現場觀測情況來看，沉井接高更適合按變形來控制。地基處理的作用一方面體現在土體承載力的提高；另一方面則是改善地基均勻性，減少不均勻沉降。超大型沉井的首次接高高度主要取決于混凝土澆筑和養護過程中可接受的沉降量和差異沉降，當對結構無顯著不利影響時，接高高度可達20 m以上，這在泰州大橋、南京四橋、馬鞍山大橋沉井的建設中都得到了驗證。

5 土壓力

5.1 現場觀測情況

土壓力計安裝在隔墻與井壁相交處附近（具體位置根據現場情況略有調整），如圖3、9所示，并與土體直接接觸；測試結果見圖10。

圖9 土壓力計位置示意Fig.9 Positions of earth pressure cells

圖10 土壓力測試結果Fig.10 Test results of earth pressure cells

造成這種曲線偏離的可能原因是土壓力計的安裝位置與墊塊相接近。對于分區隔墻下的 103，是由于抽取墊塊后的回填不夠密實影響了測試效果；而對于普通隔墻下的 108，則是儀器安裝位置離墊塊過近了，導致開始階段該處土體受力較小，到后期隨著沉降的增加和墊塊的壓斷才逐漸變大。

5.2 測試結果的判別

5.2.1 曲線離散性

從整體上看，按照土壓力大小可把圖10中的曲線分成兩類，即較大的分區隔墻（奇數編號）和較小的普通隔墻（偶數編號）；但在每類中，又有一條曲線偏離其他3條較遠。

我說：“再過幾年，我就長大了，我不知道我長大了干什么。寧國江山被胡人占了一半，我不知道什么時候才能把胡人趕走。”

圖10中的工況與表2相對應，但因土壓力計是在鋼殼拼裝后安裝的，故未計入拼裝期間的變形，而是以首次混凝土澆筑前為沉降零點；土壓力計量程為3000 kPa，在測試過程中，雖超程但仍有穩定讀數的部分也繪制到了曲線中。

5.2.2 土壓力下限值的估計

圖11是按彈性狀態計算的墊塊（1.0 m×0.5 m×0.28 m）沿長度方向的應力S11分布：C20混凝土（彈性模量E=25.5 GPa，泊松比v=0.2）放置在彈性地基上（彈性模量E=50 MPa，泊松比v=0.3），隔墻寬度內承受800 kPa的均布荷載，此時墊塊下部一定高度范圍內的拉應力已超過其軸心抗拉強度標準值（1.54 MPa），這將引起混凝土的開裂，而沉井下沉抽取墊塊時發現的碎裂現象也證明了此結論；反映在測試曲線上，則應有普通隔墻下的土壓力達到或超過800 kPa的量級，這也與測試結果相吻合。

2002年，我在自己的國語專輯中與她“合唱”了一首《我只在乎你》，希望那首歌可以穿越時空，幫我帶去對她永遠的歉意。

5.2.3 土壓力上限值的估計

粗略取寬度為0.5 m，埋深為1.3 m的條形基礎（見圖2、4），按極限承載力一般公式計算

2.3 兩組患者心功能指標改善效果對比 治療前，兩組患者 SV、LVEF、LVESD、LVEDD對比，差異均無統計學意義（P＞0.05）；治療后，兩組患者SV、LVEF均明顯升高，LVESD、LVEDD均明顯下降，且觀察組SV、LVEF明顯高于對照組，LVESD、LVEDD明顯低于對照組，治療后組間及各組組內比較，差異均有統計學意義（P＜0.05）。見表3。

鋼殼以25個井孔為基準，劃分成井壁單元、隔墻單元、節點單元三大類，依次制作拼裝而成。施工時在接縫兩側放置了素混凝土墊塊，位置約在每個井格兩端的1/10邊長處。在鋼殼拼裝完畢和澆筑混凝土前，井壁和分區隔墻下的墊塊已先行抽出，僅在普通隔墻處予以保留。

圖11 墊塊彈性分析結果Fig.11 Elastic stress distribution of concrete block

現場測得潮濕狀態下填料的自然休止角約為40°，今取c=0，φ=40°，γ=20 kN/m3，用 Terzaghi、Meyerhof和 Hansen公式[10]計算的結果分別為2616、2135、2064 kPa；考慮到各公式的計算精度、基礎實際形狀和受力條件的復雜性時，承載力也不會偏離這個量級很遠；另外，加載后期分區隔墻下的4個土壓力計均超過了設計量程，并且2個讀數大的儀器變得不穩定（非無讀數），這表明接觸處的土壓力超過了儀器的承受能力（>3000 kPa），因此，在測試結果中出現較大壓力值的情況也是可能的。

5.3 隔墻荷載（土壓力）-沉降關系

沉井接高時，澆筑首節混凝土產生的荷載直接作用于鋼殼，而澆筑第2、3、4節混凝土的荷載則由其下的節段整體承擔。

在首節混凝土澆筑和養護期間，分區隔墻和普通隔墻自重相差不大，測得的土壓力也較為接近。

澆筑第2節混凝土時，首節沉井作為一個整體承擔頂部荷載；在地基均勻的情況下，剛度大的隔墻分擔的比例大些，相應的土壓力增加也較多，這就使得圖10中的兩類曲線明顯分開。

在第3、4節混凝土澆筑和養護期間，雖然沉降一直增加，但普通隔墻下的土壓力卻開始變小并且相對穩定，說明此時的承載力已達極限，這可作為本文4.2節沉井工作特性分析的例證。分區隔墻的測試數據超過了儀器量程，若其讀數仍可信賴，則土壓力是增加的，并且在澆完第4節混凝土后達到了極限承載力；若該部分數據的準確性難以判斷，則在總荷載增加、普通隔墻提供反力變小的情況下，也可推知分區隔墻（或井壁）的反力增大。只是因條件所限，未能在其他地方布設儀器，不能進一步驗證。

6 隔墻底板應力

在混凝土澆筑期間，隔墻底板中累積起來的應力會對后續施工產生影響，因此，需要了解結構所處的應力水平。應力監控點主要是從保證沉井下沉安全角度選取的，并且以拉應力為控制要素。

6.1 測試結果

在觀測中發現，沉井的中間變形小，周邊變形大。如剛澆完首節混凝土時，鋼殼中部4個測點比井壁8個測點的平均沉降小15.4 mm。其原因一方面在于中間井孔由4道分區隔墻組成，其底部土體的支承強度大于外圍井孔；另一方面則是井壁斷面相對較大，承擔的荷載較多，沉降也會相應大些的緣故。

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圖12 首節混凝土澆完時應力Fig.12 Stress distribution of the bottom steel plate of cross wall after 1stlift concrete pouring

第2節混凝土澆筑時應力有升有降，但總體變動不大，有87.5%的測點平均下降了7 MPa，其余12.5%的測點平均升高了4 MPa；養護時所有測點應力均增大（126鋼板計損壞），主要變動幅值在7～13 MPa間，平均10 MPa。

澆筑第3節混凝土仍未引起應力大的改變，有83%的測點平均下降了 3 MPa，17%的測點平均升高了5 MPa；養護過程中所有測點的應力再次統一增大，幅值在4～9 MPa間，平均為7 MPa。

第4節混凝土澆筑時，隔墻底板受力基本維持在前一水平，有74%的測點平均減小了2 MPa，26%的測點平均增加了3 MPa；到挖土下沉前，除了1個點減小2 MPa，4個點未變外，其他測點受力均略有增大，平均值2 MPa，最終結果見圖13。

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比較圖12、13，發現應力分布的整體趨勢并無太大改變，有70%的測點（33個，不計126點）應力減小，變動最大的是173（減小了32 MPa，從25～-7 MPa），其余測點平均減小了10 MPa；有30%的測點（14個）應力升高，增幅較大的為123（增大了 60 MPa，從 42～102 MPa）和 166（增大了 35 MPa，從-4～31 MPa），其余測點平均變大了5 MPa。

圖13 下沉前應力Fig.13 Stress distribution of the bottom steel plate of cross wall before sinking

6.2 應力變化規律

隔墻底板的應力變化也以首節混凝土澆筑為分界點。在澆筑首節混凝土過程中，鋼殼結構整體尚較軟弱，荷載是由鋼板和地基土共同承擔的，因此，應力多由局部受荷引起，并且分布較為復雜；在隨后的養護過程中，由于混凝土收縮使得鋼板拉應力減小，等到硬化形成強度后就奠定了大的受力格局；澆筑第2、3、4節混凝土是個豎向均勻加載過程，隔墻底板受力變化不大，而在混凝土收縮時，產生的荷載作用于整體剛性沉井的頂部，因此，會使得最底端的隔墻底板再次受拉，應力也有所增大。

6.3 應力分布情況

總體來看，沉井中間區域受力較小，拉應力大值多分布在外圍測點。

沉井中間部分所受拉應力較小有利于保證開挖施工的安全。在兩個相對較大的應力測點中，128測點從混凝土澆筑到下沉初期一直維持在較穩定的數值，而123測點則較特別，在其接高期間應力增加較多，但隨后開挖下沉時又迅速回落到了較低水平；與123測點形成對照的是位置等同的137、163、177測點（沉井為反對稱結構），它們下沉前的應力較之剛澆完首節混凝土均有小幅下降，并且以受壓為主，開挖下沉時的變化也不大，這說明123測點出現異常應是儀器安裝位置離墊塊過近造成的。

在外圍應力較大的測點中，分區隔墻的拉應力大于普通隔墻，并且短邊方向明顯要大。在首節混凝土澆筑過程中，刃腳外撓變形時帶動拉伸隔墻底板是造成171和169等測點受力較大的主要原因，并且由于分區隔墻和井壁相交處斷面大，所受荷載大，產生的拉應力也就大些。長邊方向的測點沒有表現出這一特性，是因為沉井前后兩側安裝了施工塔吊，鋪設軌道前將井壁處回填土體壓得較為密實，阻止了刃腳外撓變形的緣故，而短邊方向只進行了簡單回填處理；這一現象也說明通過壓實回填土體來抑制刃腳變形是有利于結構受力的。

2.5 兩組不良反應情況比較 觀察組發熱、惡心嘔吐、皮疹及腹瀉等總不良反應發生率為8.51%，對照組為17.02%，兩組不良反應發生率比較差異無統計學意義(χ2=1.53，P>0.05)，均經積極對癥處理后緩解。見表5。

7 結 論

（1）在混凝土澆筑和養護期間，沉降是持續發展的；差異沉降與荷載分布、結構自身剛度、地基均勻性和土體支承強弱等因素有關；沉井的整體荷載-沉降曲線表明，它能夠承受較大的豎向變形，僅從承載力角度考慮接高是不全面的，超大型沉井類似于條形基礎的特征和整體工作性能決定了它更適合于按變形控制接高。

（2）首節鋼殼混凝土沉井剛度的形成是墻底土壓力變化的分水嶺，此前主要是局部受力，其后則為結構整體分擔荷載；當沉井繼續接高、沉降進一步加大時，普通隔墻下部土體因承載力弱而先達極限狀態，荷載轉而由分區隔墻（或井壁）來承擔。

專家表示，5～6歲的兒童適宜在晚8點入睡，8歲的兒童適宜在晚9點入睡，11～12歲的少年適合在晚10點入睡。另外，除了入睡覺時間要固定之外，起床的時間也應該形成規律。

（3）隔墻底板受力在澆完首節混凝土后就已基本定型，后續各接高工序雖然會引起應力不同程度的升降，但不會再產生大的改變；隔墻中間部分的拉應力較小，這有利于沉井的開挖下沉安全；隔墻與井壁相接處附近的拉應力雖然較大，但可通過在井壁外壓實回填土體、抑制刃腳變形來控制。

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