超大型沉井首次接高受力及变形规律初探

朱建民，龚维明，穆保岗，米长江

（1.南通大学 交通学院，江苏 南通 226019；2.东南大学 土木工程学院，南京 210096；3.中交第二公路工程局有限公司，西安 710075）

1 引 言

我国近年来修建了若干平面尺寸在50 m以上、下沉深度从40～60 m不等的超大型陆地沉井作为悬索桥重力式锚碇基础，如江阴大桥北锚碇，泰州大桥南、北锚碇，南京长江四桥北锚碇，马鞍山长江大桥南、北锚碇等[1]。

在工程实践中发现，这类沉井的超大体量造成了它与普通沉井在设计、施工方面的诸多不同：沉井施工前期进行的地基处理需要同时考虑沉降和承载力两方面因素[2－3]，并且与沉井的首次接高高度密切相关；当沉井底部采用钢壳结构时，子节段的划分和拼装需要进行合理设计[4]；沉井下沉前期若选择排水开挖，其下沉深度往往受控于降低地下水位给周边环境带来的影响[5－6]；当沉井入土深度不大时，结构的安全性（尤其为底部钢壳）是重点关注对象，需进行必要的应力、应变监测[7]，等等。

我国目前虽然已建造了一批超大型沉井，但总体来说，针对其固有特点进行的专门研究仍然偏少，并且缺乏系统性。为此，本文结合马鞍山长江大桥南锚碇沉井的施工，对超大型沉井在首次接高期间的受力和变形情况进行了现场测试，并对结果进行了初步的探讨。

2 沉井概况和仪器布置

沉井平面尺寸为60.6 m×55.8 m，分为25个井孔；竖向高48 m，分成9节制作；首次接高前4节23 m，包括底节高8 m的钢壳混凝土沉井和2～4节各高5 m的钢筋混凝土沉井，如图1所示。

如果儿童打了人，家长、教师默认、纵容，不制止、不批评的态度就成为儿童打人行为的强化剂，儿童会觉得打人没有什么不对，以后还打人。所以，当儿童表现出攻击性行为时，应该即时给予批评教育，并且鲜明地表明自己的态度，使儿童认识到什么行为是错误的，怎么做才对。如果儿童有非常严重的攻击行为，如打骂他人、无理顶嘴等，应该给予重罚。当然，重罚并不等于惩罚。重罚包括取消某种特权、不许参加喜欢的活动等。

图1 前4节沉井半结构图Fig.1 Semi-structure profile of 1-4 lifts of open caisson

首节钢壳沉井设置了纵横各4道隔墙，按其高度分为普通隔墙和分区隔墙两种，见图 2；在钢壳底部（隔墙底板）安装了48个钢板计和8个土压力计；钢板计为南瑞 NVS振弦式应变计，量程为3000 ×1 0-6，用于测量隔墙底板受力；土压力计为南瑞NZTY差阻式土压力计，量程为3000 kPa，用于测量隔墙底部土反力，其布置如图3所示。

3 地基处理和钢壳拼装

3.1 地基处理

由于浅表地基软弱，不能提供沉井首次接高所需的承载力，故对该场地进行了打砂桩和铺垫层加固。砂桩为梅花形满堂布置，桩径为 0.5 m，间距为1.2 m，长为8.0 m，填料为50%粉砂+50%中粗砂；垫层厚为2.5 m，填料为50%粉砂+50%石屑，见图4。地基处理完毕后在+4.5 m标高处进行了7组平板载荷试验，所得荷载-沉降曲线均有明显陡降段，拐点处沉降在30～50 mm左右，最大一级荷载下的沉降量为60～80 mm，结果见表1。典型曲线（以试验点4为例）如图5所示。

由沉井井壁和隔墙相互约束而产生的整体工作性能决定了它能承受较大的竖向变形，即使基底土体破坏，只要是均匀发生的，沉井就会连续向下刺入，而不会像一般的浅基础那样出现倾覆，见图7。

图2 首节钢壳沉井井壁和隔墙尺寸（顶部平齐,单位: 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)

图3 仪器位置和编号Fig.3 Positions and numbers of instruments

图4 地基处理和钢壳沉井立面图Fig.4 Ground treatment and the steel skin plate open caisson

表1 平板载荷试验结果Table1 Results of plate loading test

图5 4号测点荷载-沉降曲线Fig.5 Load-settlement curve of No. 4

3.2 钢壳拼装

式中：qu为极限承载力（kPa）；c为基底持力层土的黏聚力（kPa）；q为基础底面超载（kPa）；γ为基底持力层土的重度（kN/m3）；B为基础宽度（m）；Nc、Nq、Nγ均为承载力系数。

钢壳总重1405 t，拼装完成后平均沉降42 mm。

4 竖向变形

4.1 现场观测情况

混凝土采用全断面分层浇筑，首次浇7.3m高，留出0.7 m与第2节相接；在沉井顶部布置了内外3层共16个沉降观测点，平均沉降情况见表2。

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

沉井的竖向变形不是在浇筑混凝土后立刻完成的，而是要经过一段时间才能稳定。沉井有不均匀沉降发生，各点中的最大、最小差值一般在 10～25 mm间，最大的一次为35 mm；这与隔墙刚度、地基处理的均匀程度和土体支承强弱等因素有关。

因为仪器进场较迟，所以未能测量钢壳拼装期间产生的应力，而是以混凝土浇筑前为初始零点。

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4.2 整体荷载-沉降性能

根据表2中的工程量和累计沉降，按刃脚和隔墙全断面支承（井壁宽为2.0 m，隔墙宽为1.4 m，面积为1025.3 m2）、仅踏面支承（井壁宽为0.2 m，隔墙宽为0.5 m，面积为273.6 m2）计算，绘制从钢壳拼装到沉井下沉前的荷载-沉降曲线，见图6。

图6 沉井整体荷载-沉降曲线Fig.6 Overall load-settlement curves of open caisson

抛开地基均匀性和沉井构造上的差别，从平均意义上讲，全断面支承和仅踏面支承是两种极端情况，沉井所受的平均反力应介于二者之间。但从图6不难发现，平板载荷试验结果与沉井的整体荷载-沉降关系出入较大。

在LS-PREPOST中可以即时查看动态碰撞的受力和变形情况，按预先设置好的时间步逐步分析碰撞对移动式压力容器运输车造成的整体和关键部件的影响。图4为碰撞结束时的整体状态图。

在首次接高期间，超大型沉井有两个特性，一是类似于条形基础；二是整体工作。

若单独取出某井孔孔壁，则可视为竖立的一片墙，基础断面最大宽度为1.4 m（或2.0 m），而方形承压板的边长为1.12 m，二者尚有可比性；但用平板载荷试验确定极限荷载，以总沉降量与承压板宽度之比超过0.06或者测试曲线出现陡降作为控制标准时[8－9]，多考虑基础变形过大会影响到结构的正常使用；而沉井接高后是要挖土下沉的，并不存在此类问题。

首节混凝土浇筑奠定了隔墙底板受力大的格局，见图12；在随后的养护过程中，所有测点应力均下降（拉力减小，压力增大），变化幅度在 10～20 MPa间，平均16 MPa。

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当接高高度较大时，沉井的自重很大，但它类似于条形基础的工作性能，又决定了只有井壁和隔墙附近区域的土体受到影响；若是地基均匀并且隔墙间隔较大时，很难出现整体性的倾覆，也不会有地基的整体破坏，如图8所示。

滴灌工程技术在河西地区大田推广应用中的问题探讨——以勤锋农场滴灌工程为例 ……………… 石 岩等(11.27)

图7 基础倾覆与竖向刺入Fig.7 Overturning and punching of foundation

图8 区域破坏和整体破坏Fig.8 Local shear failure and general shear failure

从以上分析可知，按浅基础的概念考虑地基承载力会低估沉井的竖向变形，而从现场观测情况来看，沉井接高更适合按变形来控制。地基处理的作用一方面体现在土体承载力的提高；另一方面则是改善地基均匀性，减少不均匀沉降。超大型沉井的首次接高高度主要取决于混凝土浇筑和养护过程中可接受的沉降量和差异沉降，当对结构无显著不利影响时，接高高度可达20 m以上，这在泰州大桥、南京四桥、马鞍山大桥沉井的建设中都得到了验证。

5 土压力

5.1 现场观测情况

土压力计安装在隔墙与井壁相交处附近（具体位置根据现场情况略有调整），如图3、9所示，并与土体直接接触；测试结果见图10。

图9 土压力计位置示意Fig.9 Positions of earth pressure cells

图10 土压力测试结果Fig.10 Test results of earth pressure cells

造成这种曲线偏离的可能原因是土压力计的安装位置与垫块相接近。对于分区隔墙下的 103，是由于抽取垫块后的回填不够密实影响了测试效果；而对于普通隔墙下的 108，则是仪器安装位置离垫块过近了，导致开始阶段该处土体受力较小，到后期随着沉降的增加和垫块的压断才逐渐变大。

5.2 测试结果的判别

5.2.1 曲线离散性

从整体上看，按照土压力大小可把图10中的曲线分成两类，即较大的分区隔墙（奇数编号）和较小的普通隔墙（偶数编号）；但在每类中，又有一条曲线偏离其他3条较远。

我说：“再过几年，我就长大了，我不知道我长大了干什么。宁国江山被胡人占了一半，我不知道什么时候才能把胡人赶走。”

图10中的工况与表2相对应，但因土压力计是在钢壳拼装后安装的，故未计入拼装期间的变形，而是以首次混凝土浇筑前为沉降零点；土压力计量程为3000 kPa，在测试过程中，虽超程但仍有稳定读数的部分也绘制到了曲线中。

5.2.2 土压力下限值的估计

图11是按弹性状态计算的垫块（1.0 m×0.5 m×0.28 m）沿长度方向的应力S11分布：C20混凝土（弹性模量E=25.5 GPa，泊松比v=0.2）放置在弹性地基上（弹性模量E=50 MPa，泊松比v=0.3），隔墙宽度内承受800 kPa的均布荷载，此时垫块下部一定高度范围内的拉应力已超过其轴心抗拉强度标准值（1.54 MPa），这将引起混凝土的开裂，而沉井下沉抽取垫块时发现的碎裂现象也证明了此结论；反映在测试曲线上，则应有普通隔墙下的土压力达到或超过800 kPa的量级，这也与测试结果相吻合。

2002年，我在自己的国语专辑中与她“合唱”了一首《我只在乎你》，希望那首歌可以穿越时空，帮我带去对她永远的歉意。

5.2.3 土压力上限值的估计

粗略取宽度为0.5 m，埋深为1.3 m的条形基础（见图2、4），按极限承载力一般公式计算

2.3 两组患者心功能指标改善效果对比 治疗前，两组患者 SV、LVEF、LVESD、LVEDD对比，差异均无统计学意义（P＞0.05）；治疗后，两组患者SV、LVEF均明显升高，LVESD、LVEDD均明显下降，且观察组SV、LVEF明显高于对照组，LVESD、LVEDD明显低于对照组，治疗后组间及各组组内比较，差异均有统计学意义（P＜0.05）。见表3。

钢壳以25个井孔为基准，划分成井壁单元、隔墙单元、节点单元三大类，依次制作拼装而成。施工时在接缝两侧放置了素混凝土垫块，位置约在每个井格两端的1/10边长处。在钢壳拼装完毕和浇筑混凝土前，井壁和分区隔墙下的垫块已先行抽出，仅在普通隔墙处予以保留。

图11 垫块弹性分析结果Fig.11 Elastic stress distribution of concrete block

现场测得潮湿状态下填料的自然休止角约为40°，今取c=0，φ=40°，γ=20 kN/m3，用 Terzaghi、Meyerhof和 Hansen公式[10]计算的结果分别为2616、2135、2064 kPa；考虑到各公式的计算精度、基础实际形状和受力条件的复杂性时，承载力也不会偏离这个量级很远；另外，加载后期分区隔墙下的4个土压力计均超过了设计量程，并且2个读数大的仪器变得不稳定（非无读数），这表明接触处的土压力超过了仪器的承受能力（>3000 kPa），因此，在测试结果中出现较大压力值的情况也是可能的。

5.3 隔墙荷载（土压力）-沉降关系

沉井接高时，浇筑首节混凝土产生的荷载直接作用于钢壳，而浇筑第2、3、4节混凝土的荷载则由其下的节段整体承担。

在首节混凝土浇筑和养护期间，分区隔墙和普通隔墙自重相差不大，测得的土压力也较为接近。

浇筑第2节混凝土时，首节沉井作为一个整体承担顶部荷载；在地基均匀的情况下，刚度大的隔墙分担的比例大些，相应的土压力增加也较多，这就使得图10中的两类曲线明显分开。

在第3、4节混凝土浇筑和养护期间，虽然沉降一直增加，但普通隔墙下的土压力却开始变小并且相对稳定，说明此时的承载力已达极限，这可作为本文4.2节沉井工作特性分析的例证。分区隔墙的测试数据超过了仪器量程，若其读数仍可信赖，则土压力是增加的，并且在浇完第4节混凝土后达到了极限承载力；若该部分数据的准确性难以判断，则在总荷载增加、普通隔墙提供反力变小的情况下，也可推知分区隔墙（或井壁）的反力增大。只是因条件所限，未能在其他地方布设仪器，不能进一步验证。

6 隔墙底板应力

在混凝土浇筑期间，隔墙底板中累积起来的应力会对后续施工产生影响，因此，需要了解结构所处的应力水平。应力监控点主要是从保证沉井下沉安全角度选取的，并且以拉应力为控制要素。

6.1 测试结果

在观测中发现，沉井的中间变形小，周边变形大。如刚浇完首节混凝土时，钢壳中部4个测点比井壁8个测点的平均沉降小15.4 mm。其原因一方面在于中间井孔由4道分区隔墙组成，其底部土体的支承强度大于外围井孔；另一方面则是井壁断面相对较大，承担的荷载较多，沉降也会相应大些的缘故。

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图12 首节混凝土浇完时应力Fig.12 Stress distribution of the bottom steel plate of cross wall after 1stlift concrete pouring

第2节混凝土浇筑时应力有升有降，但总体变动不大，有87.5%的测点平均下降了7 MPa，其余12.5%的测点平均升高了4 MPa；养护时所有测点应力均增大（126钢板计损坏），主要变动幅值在7～13 MPa间，平均10 MPa。

浇筑第3节混凝土仍未引起应力大的改变，有83%的测点平均下降了 3 MPa，17%的测点平均升高了5 MPa；养护过程中所有测点的应力再次统一增大，幅值在4～9 MPa间，平均为7 MPa。

第4节混凝土浇筑时，隔墙底板受力基本维持在前一水平，有74%的测点平均减小了2 MPa，26%的测点平均增加了3 MPa；到挖土下沉前，除了1个点减小2 MPa，4个点未变外，其他测点受力均略有增大，平均值2 MPa，最终结果见图13。

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比较图12、13，发现应力分布的整体趋势并无太大改变，有70%的测点（33个，不计126点）应力减小，变动最大的是173（减小了32 MPa，从25～-7 MPa），其余测点平均减小了10 MPa；有30%的测点（14个）应力升高，增幅较大的为123（增大了 60 MPa，从 42～102 MPa）和 166（增大了 35 MPa，从-4～31 MPa），其余测点平均变大了5 MPa。

图13 下沉前应力Fig.13 Stress distribution of the bottom steel plate of cross wall before sinking

6.2 应力变化规律

隔墙底板的应力变化也以首节混凝土浇筑为分界点。在浇筑首节混凝土过程中，钢壳结构整体尚较软弱，荷载是由钢板和地基土共同承担的，因此，应力多由局部受荷引起，并且分布较为复杂；在随后的养护过程中，由于混凝土收缩使得钢板拉应力减小，等到硬化形成强度后就奠定了大的受力格局；浇筑第2、3、4节混凝土是个竖向均匀加载过程，隔墙底板受力变化不大，而在混凝土收缩时，产生的荷载作用于整体刚性沉井的顶部，因此，会使得最底端的隔墙底板再次受拉，应力也有所增大。

6.3 应力分布情况

总体来看，沉井中间区域受力较小，拉应力大值多分布在外围测点。

沉井中间部分所受拉应力较小有利于保证开挖施工的安全。在两个相对较大的应力测点中，128测点从混凝土浇筑到下沉初期一直维持在较稳定的数值，而123测点则较特别，在其接高期间应力增加较多，但随后开挖下沉时又迅速回落到了较低水平；与123测点形成对照的是位置等同的137、163、177测点（沉井为反对称结构），它们下沉前的应力较之刚浇完首节混凝土均有小幅下降，并且以受压为主，开挖下沉时的变化也不大，这说明123测点出现异常应是仪器安装位置离垫块过近造成的。

在外围应力较大的测点中，分区隔墙的拉应力大于普通隔墙，并且短边方向明显要大。在首节混凝土浇筑过程中，刃脚外挠变形时带动拉伸隔墙底板是造成171和169等测点受力较大的主要原因，并且由于分区隔墙和井壁相交处断面大，所受荷载大，产生的拉应力也就大些。长边方向的测点没有表现出这一特性，是因为沉井前后两侧安装了施工塔吊，铺设轨道前将井壁处回填土体压得较为密实，阻止了刃脚外挠变形的缘故，而短边方向只进行了简单回填处理；这一现象也说明通过压实回填土体来抑制刃脚变形是有利于结构受力的。

2.5 两组不良反应情况比较 观察组发热、恶心呕吐、皮疹及腹泻等总不良反应发生率为8.51%，对照组为17.02%，两组不良反应发生率比较差异无统计学意义(χ2=1.53，P>0.05)，均经积极对症处理后缓解。见表5。

7 结 论

（1）在混凝土浇筑和养护期间，沉降是持续发展的；差异沉降与荷载分布、结构自身刚度、地基均匀性和土体支承强弱等因素有关；沉井的整体荷载-沉降曲线表明，它能够承受较大的竖向变形，仅从承载力角度考虑接高是不全面的，超大型沉井类似于条形基础的特征和整体工作性能决定了它更适合于按变形控制接高。

（2）首节钢壳混凝土沉井刚度的形成是墙底土压力变化的分水岭，此前主要是局部受力，其后则为结构整体分担荷载；当沉井继续接高、沉降进一步加大时，普通隔墙下部土体因承载力弱而先达极限状态，荷载转而由分区隔墙（或井壁）来承担。

专家表示，5～6岁的儿童适宜在晚8点入睡，8岁的儿童适宜在晚9点入睡，11～12岁的少年适合在晚10点入睡。另外，除了入睡觉时间要固定之外，起床的时间也应该形成规律。

（3）隔墙底板受力在浇完首节混凝土后就已基本定型，后续各接高工序虽然会引起应力不同程度的升降，但不会再产生大的改变；隔墙中间部分的拉应力较小，这有利于沉井的开挖下沉安全；隔墙与井壁相接处附近的拉应力虽然较大，但可通过在井壁外压实回填土体、抑制刃脚变形来控制。

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