黃　迪 ， 朱勁松， 祁海東

(1.天津大學(xué) 建筑工程學(xué)院，天津　300072； 2.懷來縣市政建設(shè)管理處，河北 懷來　075400)

沉井因其斷面尺寸大且承載力很大,大多作為大、重型結(jié)構(gòu)的基礎(chǔ)，在橋梁、水閘和港口等工程中廣泛應(yīng)用。同時(shí)，因其施工方便、對鄰近建筑物影響較小且內(nèi)部空間可利用等特點(diǎn)，已成為工業(yè)建筑物尤其是軟土中地下建筑物的主要基礎(chǔ)類型之一[1]。沉井基礎(chǔ)的初步應(yīng)用始于20世紀(jì)中葉，國內(nèi)、外學(xué)者對沉井基礎(chǔ)的受力特性[2-3]、沉井基礎(chǔ)在施工及運(yùn)營階段的內(nèi)力和變形[4-7]、沉井基礎(chǔ)的設(shè)計(jì)和施工方法[8-10]等進(jìn)行了大量研究。

近年來，大型沉井基礎(chǔ)在中國諸多大型橋梁工程中得到了廣泛的應(yīng)用。泰州長江大橋中塔矩形沉井的平面尺寸58.4 m×44.4 m，高76 m，采用鋼筋混凝土和鋼的組合式結(jié)構(gòu)，底部鋼結(jié)構(gòu)部分高度達(dá)38 m。南京長江四橋北錨碇沉井的平面尺寸69 m×58 m，高52.8 m，沉井豎向共劃分為11節(jié)，第一節(jié)鋼沉井高6 m，其余10節(jié)均為鋼筋混凝土沉井。為減少后期下沉阻力，側(cè)壁從第2節(jié)開始采用凹槽結(jié)構(gòu)。滬通鐵路長江大橋28#橋墩沉井基礎(chǔ)平面尺寸86.9 m×58.7 m，高105 m，總質(zhì)量達(dá)30萬t，是迄今世界最大公、鐵兩用斜拉橋沉井基礎(chǔ)，沉井采用工廠預(yù)制、現(xiàn)場拼裝的鋼結(jié)構(gòu)，沉井分為245個(gè)塊段，塊段中最大質(zhì)量為62.2 t，塊段共有倒圓角、T形及十字形3種類型。但是目前在沉井設(shè)計(jì)和施工過程中所使用的規(guī)范條例都是基于中、小型沉井的，如：現(xiàn)行的《公路橋涵地基與基礎(chǔ)設(shè)計(jì)規(guī)范》[11]。對于大型沉井而言，現(xiàn)有成果應(yīng)用起來有一定的局限性[12]。且國內(nèi)、外有關(guān)大型沉井下沉過程應(yīng)力監(jiān)測及其變化規(guī)律的研究少見，已知的僅有南京長江四橋北錨碇沉井[12-13]、馬鞍山長江公路大橋南錨碇沉井[14-15]等極少數(shù)的相關(guān)監(jiān)測和研究，而且由于地質(zhì)條件、結(jié)構(gòu)尺寸及施工方法等差異，這些文獻(xiàn)測得的沉井應(yīng)力數(shù)值和變化規(guī)律又存在較大的差異。因此，有必要針對大型沉井進(jìn)行現(xiàn)場監(jiān)測，收集必要的數(shù)據(jù)，分析研究沉井下沉過程中應(yīng)力的變化規(guī)律，為大型沉井基礎(chǔ)設(shè)計(jì)和施工積累經(jīng)驗(yàn)。作者以懷來官廳水庫懸索橋南、北兩錨碇沉井為研究對象，通過對沉井首次下沉施工實(shí)時(shí)監(jiān)測數(shù)據(jù)進(jìn)行分析，擬研究沉井下沉過程中的刃腳和分區(qū)隔墻底部應(yīng)力的變化規(guī)律。分析下沉過程中沉井的刃腳和分區(qū)隔墻底部水平鋼筋應(yīng)力、刃腳和分區(qū)隔墻底部豎向鋼筋應(yīng)力及刃腳和分區(qū)隔墻底部鋼板應(yīng)變等的變化規(guī)律，并對沉井下沉過程中可能出現(xiàn)的幾種理論工況進(jìn)行有限元分析，以期為同類工程提供借鑒和參考。

1　沉井基礎(chǔ)及下沉概況

1.1　沉井基礎(chǔ)概況

官廳水庫懸索橋全長1 988 m，其主橋跨度為720 m。兩岸錨碇均采用重力式鋼筋混凝土沉井基礎(chǔ)。沉井標(biāo)準(zhǔn)斷面尺寸為56 m×50 m，分為16個(gè)井孔。北岸沉井頂面標(biāo)高為+475.3 m，底面標(biāo)高為+443.3 m，總高度32 m。沉井共包括6個(gè)節(jié)段，第1節(jié)為刃腳節(jié)段，總高度6 m，刃腳高 2.8 m； 第2節(jié)至第4節(jié)，每個(gè)節(jié)段高度為5 m；第5節(jié)段高6 m；第6節(jié)高度為5 m。北岸錨碇沉井主體結(jié)構(gòu)采用C30混凝土，刃腳底部外包鋼殼，鋼板厚度10～16 cm，高2.8 m，采用Q345鋼材。沉井的構(gòu)造如圖1所示。

圖1　北錨碇沉井構(gòu)造圖(半結(jié)構(gòu))Fig. 1　Structure diagram(semi structure) of the north anchorage caisson

沉井共分2次下沉，初次下沉14 m，第二次下沉18 m。首次下沉采用排水下沉法，取土?xí)r用高壓水槍對井內(nèi)土體進(jìn)行沖刷、切割、攪拌，使之形成泥漿，再由泥漿泵抽吸泥漿排放至預(yù)先開挖的泥漿沉淀池。

工程所處地區(qū)的地表水為官廳水庫內(nèi)蓄水，水量較大。地下水為第四系孔隙潛水,主要受大氣降水和地表水的滲入補(bǔ)給。北錨沉井地下水位高程約為+470.43 m。北錨碇所在區(qū)域覆蓋層厚70～85 m，地勢平坦。詳細(xì)地質(zhì)情況和土體原位測試數(shù)據(jù)分別見表1,2。

1.2　沉井下沉監(jiān)測概況

沉井下沉施工監(jiān)測包括沉井結(jié)構(gòu)安全性監(jiān)測、幾何姿態(tài)監(jiān)測、對周邊環(huán)境和構(gòu)造物的影響監(jiān)測。其中，結(jié)構(gòu)的應(yīng)力和應(yīng)變是反映沉井結(jié)構(gòu)是否處于安全狀態(tài)的最直觀指標(biāo)。應(yīng)力、應(yīng)變監(jiān)測的目的在于實(shí)時(shí)監(jiān)測沉井下沉過程中結(jié)構(gòu)的受力情況，為安全施工提供預(yù)警信息[16]。針對結(jié)構(gòu)的安全，本次下沉監(jiān)測以刃腳處和分區(qū)隔墻底部的鋼筋鋼板應(yīng)力、應(yīng)變?yōu)楸O(jiān)測點(diǎn)，其原因是：①沉井下沉過程中，相比井壁和隔墻上部，刃腳和分區(qū)隔墻底部反復(fù)切入土體及巖石中，承受的荷載較大；②刃腳和分區(qū)隔墻底部相對而言比較“薄弱”，結(jié)構(gòu)截面漸變，容易產(chǎn)生應(yīng)力集中，更容易發(fā)生破壞；③隔墻上部及內(nèi)井壁產(chǎn)生的裂縫可以用人工的方法檢測，而刃腳和分區(qū)隔墻底部外包鋼板且插入土中，難以通過人工方法檢測是否產(chǎn)生裂縫及混凝土是否破壞；④有限元計(jì)算結(jié)果也驗(yàn)證了刃腳和分區(qū)隔墻底部是更容易發(fā)生破壞的位置。

表1　地質(zhì)情況Table 1　Geological conditions

表2　土體原位測試數(shù)據(jù)Table 2　Soil in-situ test data

沉井應(yīng)力、應(yīng)變監(jiān)測點(diǎn)的布置在刃腳和分區(qū)隔墻上：順橋和橫橋向刃腳各布置一支水平和豎直方向的鋼板計(jì)、鋼筋計(jì)；分區(qū)隔墻順橋向布置一支水平向鋼筋計(jì)、豎向鋼板計(jì)，同時(shí)橫橋向布置一支水平向鋼板計(jì)、豎向鋼筋計(jì)。參考《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范(GB 50010-2010)》[17]，本次監(jiān)測取混凝土裂縫寬度為0.1 mm時(shí)換算的鋼筋應(yīng)力52 MPa作為監(jiān)測預(yù)警值。針對結(jié)構(gòu)安全的監(jiān)測點(diǎn)具體布設(shè)位置如圖2所示。

圖2　測點(diǎn)布設(shè)位置示意Fig. 2　Schematic diagram of monitoring points

1.3　沉井下沉概況

基于下沉過程中的幾何姿態(tài)監(jiān)測數(shù)據(jù)，取沉井壁頂?shù)钠骄两盗孔鳛橄鲁辽疃龋L制了沉井首次下沉深度隨時(shí)間的變化曲線，如圖3所示。從圖3中可以看出，沉井首次下沉共歷時(shí)35 d。在下沉過程中，沉井的下沉速度不均勻，且在實(shí)際工程中沉井的下沉速度難以控制。沉井在下沉的前8 d里處于粉土層，該土層中夾雜少量碎石，刃腳阻力較大，下沉比較緩慢，僅下沉約0.6 m，下沉速度為0.075 m/d。當(dāng)沉井穿過第二層粉土后，下沉速度明顯加快，此時(shí)，沉井的平均下沉速度為0.438 m/d。

圖3　下沉曲線Fig. 3　Sinking curve

2　沉井下沉現(xiàn)場監(jiān)測數(shù)據(jù)分析

2.1　刃腳和分區(qū)隔墻底部水平鋼筋應(yīng)力

沉井刃腳和分區(qū)隔墻的受力鋼筋分水平和豎向2種。分區(qū)隔墻底部測點(diǎn)S4水平鋼筋應(yīng)力的變化規(guī)律如圖4所示。從圖4中可以看出，下沉過程中，測點(diǎn)S4處鋼筋應(yīng)力呈現(xiàn)出增加、減小交替變化的趨勢，且“谷峰”和“谷底”處的數(shù)值逐漸減小。表明：①在開挖下沉過程中，分區(qū)隔墻底部的支撐土體逐漸被掏空，隔墻無土體支撐且跨度逐漸增加。當(dāng)大鍋底完全形成時(shí)，分區(qū)隔墻成為了一個(gè)兩端由沉井壁支撐的巨大深梁構(gòu)件[12]。在重力作用下，此時(shí)隔墻底部拉應(yīng)力達(dá)到最大值。鍋底開挖到一定程度時(shí)，沉井下沉，隔墻底部重新切入土中，此時(shí)有土體支撐，隔墻底部的鋼筋拉應(yīng)力減小至“谷底”。②下沉過程中，井壁受到水土環(huán)向壓力，這種環(huán)向箍緊作用會(huì)減小刃腳切土?xí)r向外撓曲變形的趨勢，同時(shí)也對隔墻底部撓曲變

圖4　測點(diǎn)S4處的鋼筋應(yīng)力Fig. 4　Stress of steel bar at measuring point S4

形有一定的約束和抵消作用。開始下沉?xí)r，埋入土體深度較小，側(cè)向壓力較小。隨著入土深度的增加，側(cè)向壓力增加，“谷峰”和“谷底”處的數(shù)值也隨之呈現(xiàn)出減小的趨勢。沉井下沉到位時(shí)，測點(diǎn)S4處的鋼筋應(yīng)力相比下沉前的減小了53.5%。下沉過程中，測點(diǎn)S4處鋼筋應(yīng)力的最大值為 27.8 MPa， 發(fā)生在沉井下沉的初期(第2天，入土深度2.98 m)，其最小值為3.3 MPa，是最大值的11.9%。

刃腳處測點(diǎn)S2水平鋼筋應(yīng)力的變化規(guī)律如圖5所示。從圖5中可以看出，測點(diǎn)S2處的應(yīng)力也呈現(xiàn)出先減小后增加并反復(fù)交替的規(guī)律。理論上測點(diǎn)S2處鋼筋應(yīng)力的變化規(guī)律與側(cè)壁土壓力的變化規(guī)律有一定的關(guān)聯(lián)性。側(cè)壁土壓力增加時(shí)，刃腳處井壁所受的環(huán)向箍緊作用會(huì)增加，環(huán)向鋼筋所受拉力會(huì)減小，甚至?xí)霈F(xiàn)由拉力向壓力的轉(zhuǎn)變；反之，側(cè)壁土壓力減小時(shí)，環(huán)向鋼筋所受拉力會(huì)增加。隨著下沉深度的增加，側(cè)壁土壓力的總體趨勢增加。因此，S2測點(diǎn)處應(yīng)力曲線總體趨勢是減小的。沉井下沉到位后，測點(diǎn)S2處的鋼筋應(yīng)力相比下沉前的減小了97.1%。下沉過程中，測點(diǎn)S2處鋼筋拉應(yīng)力的最大值為21.1 MPa，其最小值為0.2 MPa，最小值是最大值的0.9%；壓應(yīng)力最大值為-3.4 MPa，其最小值為 -0.2 MPa， 最小值是最大值的5.9%。

對比圖4，5可以看出，下沉過程中，刃腳處水平鋼筋(S2)出現(xiàn)了壓應(yīng)力，而分區(qū)隔墻底部水平鋼筋(S4)始終為拉應(yīng)力，分區(qū)隔墻處鋼筋拉應(yīng)力平均值是刃腳處應(yīng)力平均值的1.38倍。該結(jié)果與文獻(xiàn)[14]的研究結(jié)果相近。

圖5　測點(diǎn)S2處的鋼筋應(yīng)力Fig. 5　Stress of steel bar at measuring point S2

2.2　刃腳和分區(qū)隔墻底部豎向鋼筋應(yīng)力

沉井分區(qū)隔墻底部測點(diǎn)S3和刃腳處測點(diǎn)S1和S6處豎向鋼筋應(yīng)力的變化規(guī)律如圖6所示。從圖6中可以看出，各測點(diǎn)處的鋼筋應(yīng)力數(shù)值在下沉過程中變化不大，但還是在局部呈現(xiàn)出增加、減小反復(fù)交替的規(guī)律，而且總的趨勢是絕對值略有減小。增、減交替的原因與鋼筋應(yīng)力的變化原因相同，而總趨勢略有減小則應(yīng)與側(cè)壁摩阻力的增加有關(guān)。從圖6中還可以看出，隔墻處的鋼筋(S3)應(yīng)力遠(yuǎn)大于刃腳處的鋼筋(S1，S6)應(yīng)力，隔墻測點(diǎn)S3處應(yīng)力平均值是刃腳測點(diǎn)S1處應(yīng)力平均值的3.4倍，是刃腳測點(diǎn)S6處應(yīng)力平均值的2.7倍。

圖6　測點(diǎn)S1，S3和S6處的鋼筋應(yīng)力Fig. 6　Stress of steel bars at measuring points S1,S3 and S6

理論上測點(diǎn)S3處的鋼筋應(yīng)力在土體移除后會(huì)變成拉應(yīng)力。監(jiān)測數(shù)據(jù)顯示，刃腳和分區(qū)隔墻底部豎向鋼筋應(yīng)力處于穩(wěn)定狀態(tài)，表明：①沉井在接高過程中底部有土體支撐，隨著沉井每一節(jié)的接高，豎向鋼筋應(yīng)力表現(xiàn)為壓應(yīng)力，且逐漸增加。開挖下沉前，因沉井自重作用，豎向鋼筋儲備了較大壓應(yīng)力。②開挖過程中，施工方先對稱挖取4個(gè)分區(qū)隔艙內(nèi)的泥土，然后挖取順橋向分區(qū)隔墻(即測點(diǎn)S4和DS4所在的隔墻。因?yàn)轫槝蛳蚋魤Φ拈L度和支撐面積均小于橫橋向的，先挖取支撐面積較小的分區(qū)隔墻下泥土，能確保沉井姿態(tài)的穩(wěn)定，避免沉井突沉)下的泥土，最后挖取橫橋向分區(qū)隔墻(即測點(diǎn)S3和DS3所在的隔墻)下的泥土，此時(shí)形成了大鍋底，沉井下沉，隔墻再次插入土中。測點(diǎn)S3處的豎向鋼筋不僅下沉前的初始壓應(yīng)力較大，而且所在隔墻底部無土體支撐的時(shí)間較短，因此，其應(yīng)力處于穩(wěn)定狀態(tài)。這也解釋了為何測點(diǎn)DS4處的鋼板應(yīng)變變化幅度大于DS3處的。測點(diǎn)S1和S6位于沉井井壁，井壁下的土體不會(huì)被取走，因此，S1和S6處豎向鋼筋的應(yīng)力數(shù)值比較穩(wěn)定，這也解釋了S4處鋼筋應(yīng)力交替變化明顯而S2處鋼筋應(yīng)力變化相對不明顯的原因。

2.3　刃腳和分區(qū)隔墻底部鋼板應(yīng)變

鋼板應(yīng)變計(jì)用來測量鋼板沿某個(gè)方向上的應(yīng)變，本次監(jiān)測布置有橫向和豎向2種鋼板計(jì)。鋼板應(yīng)變計(jì)的位置也布設(shè)在刃腳和分區(qū)隔墻底部。DS3,DS4,DS2和DS1處鋼板應(yīng)變的變化規(guī)律分別如圖7，8所示。從圖7，8中可以看出，除DS4

圖7　分區(qū)隔墻底部鋼板應(yīng)變Fig. 7　Strain of steel plate at the bottom of the partition wall

圖8　刃腳處鋼板應(yīng)變Fig. 8　Strain of steel plate at the cutting edge

處的豎向鋼板計(jì)在下沉過程中測得了拉應(yīng)變外，豎向鋼板應(yīng)變計(jì)DS1測得的應(yīng)變均為壓應(yīng)變，水平向鋼板應(yīng)變計(jì)DS2和DS3測得的應(yīng)變均為拉應(yīng)變。所有測點(diǎn)處的應(yīng)變均呈現(xiàn)出增加、減小反復(fù)交替的規(guī)律，這與鋼筋應(yīng)力的變化規(guī)律原因相同。下沉到位后，各測點(diǎn)應(yīng)變均比初始值減小了，這仍與側(cè)壁土壓力和摩阻力的增加有關(guān)。測點(diǎn)DS3,DS4,DS2和DS1處應(yīng)變在下沉過程中的最大值分別為127,-262,108和-303 με，分別是初始值的1.5,1.2,1.3和1.2倍，分別發(fā)生在第7，3，8天和第3天，此時(shí)，沉井入土深度分別為3.16,3.00,3.43和3.00 m(水平向應(yīng)變峰值發(fā)生在第7～8天，入土深度3.16～3.43 m；豎向應(yīng)變峰值發(fā)生在第3天左右，入土深度3.00 m)。

對比刃腳處(DS2)和隔墻處(DS3)鋼板水平方向應(yīng)變，總體數(shù)值上隔墻(DS3)鋼板的水平應(yīng)變要大于刃腳(DS2)鋼板的水平應(yīng)變，表明側(cè)壁土壓力對井壁的箍緊作用要明顯大于對隔墻底部撓曲變形的約束作用。隔墻處(DS4)的鋼板豎向應(yīng)變比刃腳處(DS1)的要小些，這可能與重力和刃腳處豎向土阻力分配不均有關(guān)。

3　有限元分析

3.1　計(jì)算模型及分析工況

采用abaqus有限元分析軟件，建立首次下沉沉井結(jié)構(gòu)模型(56 m×50 m×15 m)，如圖9所示。按照工程數(shù)量表估算，鋼筋混凝土材料的容重取26 kN/m3，彈性模量取30 GPa，泊松比取0.2。刃腳底部鋼板的容重取76.93 kN/m3，彈性模量取206 GPa，泊松比取0.3。沉井結(jié)構(gòu)有限元計(jì)算模型中，鋼筋混凝土部分采用8節(jié)點(diǎn)6面體實(shí)體單元，刃腳鋼板采用殼單元，實(shí)體單元共159 957個(gè)，殼單元共8 504個(gè)，節(jié)點(diǎn)共212 922個(gè)。計(jì)算時(shí)，假設(shè)：刃腳鋼板與鋼筋混凝土沉井協(xié)調(diào)工作，無相對滑移，采用綁定(Tie)約束連接。

圖9　沉井結(jié)構(gòu)有限元模型(首次接高下沉)Fig. 9　Finite element model of caisson structure (lift and sinking for the first time)

沉井首次下沉經(jīng)歷的土層均為粘性土，采用水土合算的方法施加側(cè)壁靜止土壓力。土與沉井的外摩擦角取土體內(nèi)摩擦角的5/12[18]。刃腳處的土體采用文克爾地基模型進(jìn)行模擬。根據(jù)沉井的自重、沉井底部土體支撐面積及下沉前沉井的沉降量[19-20]，確定下沉前刃腳埋置處(水平地面以下2.8 m)地基的基床系數(shù)K1為2.717 MN/m。根據(jù)m法中基床系數(shù)隨深度呈現(xiàn)的線性規(guī)律，分別取首次下沉深度1/2位置處及下沉到位處地基的基床系數(shù)K2=8.735 MN/m，K3=17.471 MN/m。

按照施工順序，對下沉過程中發(fā)生的9種工況(見表3)進(jìn)行了模擬分析。通過改變?nèi)心_支撐土體剛度，研究了最不利工況下土體支撐剛度對沉井應(yīng)力的影響。

表3　計(jì)算工況Table 3　Calculation conditions

3.2　下沉過程有限元計(jì)算結(jié)果

由現(xiàn)場監(jiān)測數(shù)據(jù)可知，在下沉過程中，沉井隔墻的應(yīng)力較刃腳的應(yīng)力更大，更容易進(jìn)入預(yù)警狀態(tài)，而拉應(yīng)力又是引起結(jié)構(gòu)破壞的主要因素，故選取測點(diǎn)S4和DS3處的有限元計(jì)算結(jié)果(如圖10所示)與其實(shí)測值進(jìn)行對比。從圖10中可以看出，隨著沉井的下沉，測點(diǎn)S4處鋼筋應(yīng)力和DS3處鋼板應(yīng)變均呈現(xiàn)出增加、減小反復(fù)交替的規(guī)律，“谷峰”與“谷底”處的數(shù)值逐漸減小，且其最大值均出現(xiàn)在下沉初期，此時(shí)對應(yīng)的工況為“大鍋底”工況，這與現(xiàn)場實(shí)測數(shù)值的變化規(guī)律一致。因此，在進(jìn)行沉井下沉設(shè)計(jì)計(jì)算時(shí)，可以將下沉初期的“大鍋底”工況作為控制工況。

有限元計(jì)算結(jié)果與現(xiàn)場實(shí)測數(shù)值不同的是，當(dāng)沉井處于工況7和8時(shí)，分區(qū)隔墻底部鋼筋(S4)的應(yīng)力為壓應(yīng)力，而在現(xiàn)場實(shí)測中隔墻底部鋼筋(S4)應(yīng)力始終為拉應(yīng)力。導(dǎo)致這一差異產(chǎn)生的原因是：①下沉過程中，沉井姿態(tài)總會(huì)產(chǎn)生一定程度的傾斜，并且隔墻和刃腳下土體的實(shí)際支撐狀態(tài)較為復(fù)雜；②已有研究[21]表明：沉井的側(cè)壁土壓力實(shí)際分布形式為兩頭小、中間大，靠近沉井底部的側(cè)壁土壓力要小于模型計(jì)算時(shí)采用的靜止土壓力，實(shí)際土壓力產(chǎn)生的箍緊和抵消隔墻撓曲作用要小。

圖10　有限元計(jì)算結(jié)果Fig. 10　Finite element calculation results

從圖10中還可以看出，現(xiàn)場實(shí)測的結(jié)構(gòu)應(yīng)力總是大于有限元模擬得到的結(jié)構(gòu)應(yīng)力。S4處鋼筋應(yīng)力實(shí)測峰值為27.8 MPa，是有限元計(jì)算峰值8.91 MPa的3.12倍；DS3處鋼板實(shí)測峰值應(yīng)變?yōu)?27 με，是有限元計(jì)算峰值37.73 με的3.37倍。

根據(jù)文獻(xiàn)[17]，考慮裂縫寬度分布不均勻系數(shù)和長期作用效應(yīng)的最大裂縫寬度計(jì)算公式為：

(1)

式中：ωmax為最大裂縫寬度；αcr為構(gòu)件受力特征系數(shù)；ψ為裂縫間鋼筋應(yīng)變不均勻系數(shù)；σs為縱向受拉鋼筋應(yīng)力；Es為鋼筋的彈性模量；cs為最外層縱向受拉鋼筋外邊緣至受拉區(qū)底邊的距離；deq為受拉區(qū)縱向受拉鋼筋的直徑；ρte為縱向受拉鋼筋的配筋率。

式(1)中，αcr=αcτsτl,τs為考慮裂縫寬度分布不均勻影響的擴(kuò)大系數(shù)，τl為考慮荷載長期作用影響的擴(kuò)大系數(shù)，取1.5。由于本次監(jiān)測中，所涉及的裂縫寬度計(jì)算不考慮荷載的長期作用影響，故取αcr=αc=0.77。將監(jiān)測過程中的鋼筋應(yīng)力最大值27.8 MPa及相關(guān)參數(shù)代入式(1)中可得，下沉過程中的裂縫寬度最大值為0.053 mm，小于0.1 mm。

根據(jù)監(jiān)測數(shù)據(jù)估算，實(shí)際下沉過程中刃腳鋼板內(nèi)包的混凝土處于帶裂縫工作狀態(tài)(裂縫寬度小于0.1 mm)，鋼板與鋼筋混凝土也不是協(xié)調(diào)工作，有相對滑移，此時(shí)沉井整體結(jié)構(gòu)處于非線彈性狀態(tài)，而有限元計(jì)算很難準(zhǔn)確模擬沉井下沉過程中的實(shí)際受力狀態(tài)，因此，針對大型沉井的結(jié)構(gòu)安全進(jìn)行下沉施工監(jiān)測是十分有必要的。

3.3　最不利工況下刃腳土體支撐剛度的影響

沉井需要在首節(jié)預(yù)制時(shí)對地基進(jìn)行加固，以減小接高過程中的沉降，保證沉井的結(jié)構(gòu)安全和整體穩(wěn)定性。由現(xiàn)場監(jiān)測數(shù)據(jù)和有限元計(jì)算結(jié)果可知，下沉開始的“大鍋底”工況是下沉過程中的最不利工況。在最不利工況下，通過改變?nèi)心_土體支撐剛度得到的沉井應(yīng)力見表4。從表4中可以看出，隨著土體支撐剛度的降低，刃腳鋼板處的最大Mises應(yīng)力和鋼筋混凝土沉井的最大主拉應(yīng)力都在逐漸減小，且始終分別發(fā)生在分區(qū)隔墻的中心底部和普通隔墻與刃腳的交界處，兩者的區(qū)別是分區(qū)隔墻的中心底部對剛度變化更加敏感，且減小的絕對值更大。表4中，刃腳鋼板最大Mises應(yīng)力為9.298 MPa，遠(yuǎn)小于鋼板的屈服強(qiáng)度，鋼筋混凝土的最大主拉應(yīng)力為1.247 MPa，也小于C30的抗拉強(qiáng)度設(shè)計(jì)值。表明：在沉井預(yù)制前對地基進(jìn)行加固時(shí)，加固后的地基強(qiáng)度增加雖可以減小接高過程中沉井的整體沉降，保證接高過程中基礎(chǔ)的整體穩(wěn)定性，但對下沉期結(jié)構(gòu)的應(yīng)力不利，因此，在滿足沉降等要求的情況下，可適當(dāng)對地基進(jìn)行加固。同時(shí)，從固結(jié)到剛度K1，兩者應(yīng)力的變化分別為17.3%和28.5%左右。因此，在進(jìn)行沉井結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)時(shí)，可以偏安全地按刃腳豎向固結(jié)處理。

表4　刃腳土體不同支撐剛度下應(yīng)力的計(jì)算結(jié)果Table 4　Calculation results of internal forces under different soil bracing stiffness

4　結(jié)論

在沉井基礎(chǔ)下沉過程中，應(yīng)力變化規(guī)律的研究對于指導(dǎo)大型沉井基礎(chǔ)的設(shè)計(jì)、施工及監(jiān)控具有重要意義。通過對沉井基礎(chǔ)施工過程現(xiàn)場監(jiān)測數(shù)據(jù)進(jìn)行收集分析和對沉井下沉過程中可能出現(xiàn)的幾種理論工況進(jìn)行有限元模擬分析，研究了沉井基礎(chǔ)下沉過程中刃腳和分區(qū)隔墻底部應(yīng)力的變化規(guī)律，得到的結(jié)論為：

1) 沉井基礎(chǔ)在下沉過程中，刃腳和分區(qū)隔墻底部處的水平(豎向)鋼筋應(yīng)力、刃腳和分區(qū)隔墻底部處的鋼板水平(豎向)應(yīng)變均呈現(xiàn)出局部增加和減小反復(fù)交替的變化規(guī)律，且最終值比初始值都有所減??；分區(qū)隔墻的鋼筋應(yīng)力和鋼板水平應(yīng)變均大于刃腳處的，而其鋼板豎向應(yīng)變小于刃腳處的。這些都與沉井下沉過程中刃腳土阻力、側(cè)壁土壓力、側(cè)壁摩阻力及隔墻底部土體支撐長度的變化相關(guān)；側(cè)壁土壓力對井壁的箍緊作用要明顯大于對隔墻底部撓曲變形的約束作用。

2) 沉井下沉的初期(入土深度2.98～3.43 m)是最不利結(jié)構(gòu)安全的時(shí)期。在這個(gè)時(shí)期，沉井分區(qū)隔墻底部水平鋼筋應(yīng)力、分區(qū)隔墻底部拉壓應(yīng)變、刃腳環(huán)向鋼筋應(yīng)力及刃腳鋼板拉壓應(yīng)變均處于下沉過程中的最大值。因此，沉井下沉初期是沉井下沉過程中結(jié)構(gòu)安全監(jiān)測的重點(diǎn)時(shí)期。

3) 根據(jù)監(jiān)測數(shù)據(jù)估算，實(shí)際下沉過程中刃腳鋼板內(nèi)包的混凝土處于帶裂縫工作狀態(tài)(裂縫寬度小于0.1 mm)，鋼板與鋼筋混凝土也不是協(xié)調(diào)工作，有相對滑移，沉井整體結(jié)構(gòu)處于非線彈性狀態(tài)，而有限元計(jì)算結(jié)果很難準(zhǔn)確模擬沉井下沉過程中的實(shí)際受力狀態(tài)。因此，針對大型沉井的結(jié)構(gòu)安全進(jìn)行下沉施工監(jiān)測是十分有必要的。

4) 在沉井預(yù)制前對地基進(jìn)行加固時(shí)，加固后的地基強(qiáng)度的增加雖然可以減小接高過程中沉井的整體沉降，保證接高過程中基礎(chǔ)的整體穩(wěn)定性，但對下沉期結(jié)構(gòu)的應(yīng)力不利。因此，在滿足沉降等要求的情況下，可適當(dāng)對地基進(jìn)行加固。在進(jìn)行沉井結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)時(shí)，可取“大鍋底”且刃腳土體固結(jié)作為控制工況。在最不利工況下，刃腳鋼板應(yīng)變對土體剛度變化相比鋼筋應(yīng)力更加敏感。

參考文獻(xiàn)(References)：

[1]顧曉魯,錢鴻縉,劉惠珊,等.地基與基礎(chǔ)[M].北京:中國建筑工業(yè)出版社,2003.(GU Xiao-lu,QIAN Hong-jin,LIU Hui-shan,et al.Subgrade and foundation[M].Beijing:China Construction Industry Press,2003.(in Chinese))

[2]Solov’ev N B.Use of limiting-equilibrium theory to determine the bearing capacity of soil beneath the blades of caissons[J].Soil Mechanics and Foundation Engineering,2008,45(2):39-45.

[3]Ouyang X,Zhao W,Li J,et al.Calculation mode of side friction for large open caisson[J].Journal of Southeast University,2015,31(1):130-136.

[4]Varun,Assimaki D,Gazetas G.A simplified model for lateral response of large diameter caisson foundations-linear elastic formulation[J].Soil Dynamics and Earthquake Engineering,2009,29(2):268-291.

[5]Chiou J,Ko Y,Hsu S,et a1.Testing and analysis of a laterally loaded bridge caisson foundation in gravel[J].Soils and Foundations,2012,52(3):562-573.

[6]Zhong R,Huang M.Winkler model for dynamic response of composite caisson-piles foundations:Lateral response[J].Soil Dynamics and Earthquake Engineering,2013,55:182-194.

[7]Zafeirakos A,Gerolymos N,Drosos V.Incremental dynamic analysis of caisson-pier interaction[J].Soil Dynamics and Earthquake Engineering,2013,48: 71-88.

[8]Chakrabarti S K.Design,construction,and installation of a floating caisson used as a bridge pier[J].Journal of Waterway,Port,Coastal and Ocean Engineering,2006,132(3):143-156.

[9]Katsutoshi T, Shigeo T.Design and construction of caisson breakwaters-the Japanese experience[J].Coastal Engineering,1994,22(1):55-57.

[10]Pantouvakis J,Panas A.Computer simulation and analysis framework for floating caisson construction operations[J].Automation in Construction,2013,36:196-207.

[11]中交公路規(guī)劃設(shè)計(jì)院有限公司.JTG D63-2007,公路橋涵地基與基礎(chǔ)設(shè)計(jì)規(guī)范[S].北京:人民交通出版社,2007.(CCCC Highway Consultants Co.,Ltd..JTG D63-2007,Code for design of ground base and foundation of highway bridges and culverts[S].Beijing:China Communications Press,2007.(in Chinese))

[12]穆保崗,朱建民,牛亞洲.南京長江四橋北錨錠沉井監(jiān)控方案及成果分析[J].巖土工程學(xué)報(bào),2011, 33(2):269-274.(MU Bao-gang,ZHU Jian-min,NIU Ya-zhou.Monitoring and analysis on north anchorage caisson of Fourth Nanjing Yangtze River Bridge[J].Chinese Journal of Geotechnical Engineering,2011,33(2):269-274.(in Chinese))

[13]朱建民,龔維明,穆保崗,等.南京長江四橋北錨碇沉井下沉安全監(jiān)控研究[J].建筑結(jié)構(gòu)學(xué)報(bào),2010, 31(8):112-117.(ZHU Jian-min,GONG Wei-ming,MU Bao-gang,et al.Sinking safety monitoring research on north anchorage caisson of the Forth Nanjing Yangtze-River Bridge[J].Journal of Building Structures,2010,31(8):112-117.(in Chinese))

[14]穆保崗,肖強(qiáng),張立聰,等.土體支承剛度對下沉期沉井內(nèi)力的影響分析[J].東南大學(xué)學(xué)報(bào):自然科學(xué)版,2012,42(5):981-987.(MU Bao-gan,XIAO Qiang,ZHANG Li-cong,et al.Effect of supporting soil stiffness on internal force of caisson during sinking [J].Journal of Southeast University:Natural Science Edition,2012,42(5):981-987.(in Chinese))

[15]朱建民,龔維明,穆保崗,等.馬鞍山長江大橋南錨碇沉井鋼殼底板應(yīng)力監(jiān)測[A].第十一屆全國土力學(xué)及巖土工程學(xué)術(shù)會(huì)議論文集[C].蘭州:[s.n.],2011:255-258.(ZHU Jian-min,GONG Wei-ming,MU Bao-gang,et al.Stress monitoring of bottom steel plate for the south anchorage caisson of Ma’anshan Yangtze-River Bridge[A].Proceedings of Eleventh National Symposium on Soil Mechanics and Geotechnical Engineering[C].Lanzhou:[s.n.],2011: 255-258.(in Chinese))

[16]趙有明,李冰,牛亞洲,等.南京長江第四大橋北錨碇沉井基礎(chǔ)施工監(jiān)控技術(shù)[J].橋梁建設(shè),2009(S1): 66-69.(ZHAO You-ming, LI Bin,NIU Ya-zhou,et al.Construction monitoring techniques for north anchorage caisson foundation of the Fourth Nanjing Yangtze River Bridge[J].Bridge Construction, 2009(S1):66-69.(in Chinese))

[17]中華人民共和國住房和城鄉(xiāng)建設(shè)部.GB 50010-2010,混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范[S].北京:中國建筑工業(yè)出版,2010.(Ministry of Housing and Urban-Rual Development of the People’s Republic of China.GB 50010-2010,Code for design of concrete structures[S].Beijing:China Construction Industry Press,2010.(in Chinese))

[18]李昕睿.考慮位移效應(yīng)剛性擋土墻被動(dòng)土壓力計(jì)算方法研究[D].杭州:浙江大學(xué),2010.(LI Xin-rui.Calculation methods of passive earth pressure against rigid retaining wall related to displacement effects[D].Hangzhou:Zhejiang University,2010.(in Chinese))

[19]黃昌乾,李國強(qiáng),潘啟輝.基床系數(shù)取值方法相關(guān)問題分析[J].建筑結(jié)構(gòu),2010,40(S1):298-302.(HUANG Chang-qian,LI Guo-qiang,PAN Qi-hui.Problems analysis related to the coefficient of subgrade[J].Architectural Structure,2010,40(S1): 298-302.(in Chinese))

[20]莫海鴻,楊小平.基礎(chǔ)工程[M].北京:中國建筑工業(yè)出版社,2003.(MO Hai-hong,YANG Xiao-ping.Foundation works[M].Beijing: China Construction Industry Press,2003.(in Chinese))

[21]陳曉平,茜平一,張志勇.沉井基礎(chǔ)下沉阻力分布特征研究[J].巖土工程學(xué)報(bào),2005,27(2):148-152.(CHEN Xiao-ping,QIAN Ping-yi,ZHANG Zhi-yong.Study on penetration resistance distribution characteristics of sunk shaft foundation[J].Chinese Journal of Geotechnical Engineering,2005,27(2):148-152.(in Chinese))