大型沉井下沉過程的應力變化規律

黃　迪 ， 朱勁松， 祁海東

(1.天津大學 建筑工程學院，天津　300072； 2.懷來縣市政建設管理處，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、重型結構的基礎，在橋梁、水閘和港口等工程中廣泛應用。同時，因其施工方便、對鄰近建筑物影響較小且內部空間可利用等特點，已成為工業建筑物尤其是軟土中地下建筑物的主要基礎類型之一[1]。沉井基礎的初步應用始于20世紀中葉，國內、外學者對沉井基礎的受力特性[2-3]、沉井基礎在施工及運營階段的內力和變形[4-7]、沉井基礎的設計和施工方法[8-10]等進行了大量研究。

近年來，大型沉井基礎在中國諸多大型橋梁工程中得到了廣泛的應用。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構，底部鋼結構部分高度達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，第一節鋼沉井高6 m，其余10節均為鋼筋混凝土沉井。為減少后期下沉阻力，側壁從第2節開始采用凹槽結構。滬通鐵路長江大橋28#橋墩沉井基礎平面尺寸86.9 m×58.7 m，高105 m，總質量達30萬t，是迄今世界最大公、鐵兩用斜拉橋沉井基礎，沉井采用工廠預制、現場拼裝的鋼結構，沉井分為245個塊段，塊段中最大質量為62.2 t，塊段共有倒圓角、T形及十字形3種類型。但是目前在沉井設計和施工過程中所使用的規范條例都是基于中、小型沉井的，如：現行的《公路橋涵地基與基礎設計規范》[11]。對于大型沉井而言，現有成果應用起來有一定的局限性[12]。且國內、外有關大型沉井下沉過程應力監測及其變化規律的研究少見，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]等極少數的相關監測和研究，而且由于地質條件、結構尺寸及施工方法等差異，這些文獻測得的沉井應力數值和變化規律又存在較大的差異。因此，有必要針對大型沉井進行現場監測，收集必要的數據，分析研究沉井下沉過程中應力的變化規律，為大型沉井基礎設計和施工積累經驗。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時監測數據進行分析，擬研究沉井下沉過程中的刃腳和分區隔墻底部應力的變化規律。分析下沉過程中沉井的刃腳和分區隔墻底部水平鋼筋應力、刃腳和分區隔墻底部豎向鋼筋應力及刃腳和分區隔墻底部鋼板應變等的變化規律，并對沉井下沉過程中可能出現的幾種理論工況進行有限元分析，以期為同類工程提供借鑒和參考。

1　沉井基礎及下沉概況

1.1　沉井基礎概況

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。沉井標準斷面尺寸為56 m×50 m，分為16個井孔。北岸沉井頂面標高為+475.3 m，底面標高為+443.3 m，總高度32 m。沉井共包括6個節段，第1節為刃腳節段，總高度6 m，刃腳高 2.8 m； 第2節至第4節，每個節段高度為5 m；第5節段高6 m；第6節高度為5 m。北岸錨碇沉井主體結構采用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。沉井的構造如圖1所示。

圖1　北錨碇沉井構造圖(半結構)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，取土時用高壓水槍對井內土體進行沖刷、切割、攪拌，使之形成泥漿，再由泥漿泵抽吸泥漿排放至預先開挖的泥漿沉淀池。

工程所處地區的地表水為官廳水庫內蓄水，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給。北錨沉井地下水位高程約為+470.43 m。北錨碇所在區域覆蓋層厚70～85 m，地勢平坦。詳細地質情況和土體原位測試數據分別見表1,2。

1.2　沉井下沉監測概況

沉井下沉施工監測包括沉井結構安全性監測、幾何姿態監測、對周邊環境和構造物的影響監測。其中，結構的應力和應變是反映沉井結構是否處于安全狀態的最直觀指標。應力、應變監測的目的在于實時監測沉井下沉過程中結構的受力情況，為安全施工提供預警信息[16]。針對結構的安全，本次下沉監測以刃腳處和分區隔墻底部的鋼筋鋼板應力、應變為監測點，其原因是：①沉井下沉過程中，相比井壁和隔墻上部，刃腳和分區隔墻底部反復切入土體及巖石中，承受的荷載較大；②刃腳和分區隔墻底部相對而言比較“薄弱”，結構截面漸變，容易產生應力集中，更容易發生破壞；③隔墻上部及內井壁產生的裂縫可以用人工的方法檢測，而刃腳和分區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生裂縫及混凝土是否破壞；④有限元計算結果也驗證了刃腳和分區隔墻底部是更容易發生破壞的位置。

表1　地質情況Table 1　Geological conditions

表2　土體原位測試數據Table 2　Soil in-situ test data

沉井應力、應變監測點的布置在刃腳和分區隔墻上：順橋和橫橋向刃腳各布置一支水平和豎直方向的鋼板計、鋼筋計；分區隔墻順橋向布置一支水平向鋼筋計、豎向鋼板計，同時橫橋向布置一支水平向鋼板計、豎向鋼筋計。參考《混凝土結構設計規范(GB 50010-2010)》[17]，本次監測取混凝土裂縫寬度為0.1 mm時換算的鋼筋應力52 MPa作為監測預警值。針對結構安全的監測點具體布設位置如圖2所示。

圖2　測點布設位置示意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監測數據，取沉井壁頂的平均沉降量作為下沉深度，繪制了沉井首次下沉深度隨時間的變化曲線，如圖3所示。從圖3中可以看出，沉井首次下沉共歷時35 d。在下沉過程中，沉井的下沉速度不均勻，且在實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。當沉井穿過第二層粉土后，下沉速度明顯加快，此時，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　沉井下沉現場監測數據分析

2.1　刃腳和分區隔墻底部水平鋼筋應力

沉井刃腳和分區隔墻的受力鋼筋分水平和豎向2種。分區隔墻底部測點S4水平鋼筋應力的變化規律如圖4所示。從圖4中可以看出，下沉過程中，測點S4處鋼筋應力呈現出增加、減小交替變化的趨勢，且“谷峰”和“谷底”處的數值逐漸減小。表明：①在開挖下沉過程中，分區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。當大鍋底完全形成時，分區隔墻成為了一個兩端由沉井壁支撐的巨大深梁構件[12]。在重力作用下，此時隔墻底部拉應力達到最大值。鍋底開挖到一定程度時，沉井下沉，隔墻底部重新切入土中，此時有土體支撐，隔墻底部的鋼筋拉應力減小至“谷底”。②下沉過程中，井壁受到水土環向壓力，這種環向箍緊作用會減小刃腳切土時向外撓曲變形的趨勢，同時也對隔墻底部撓曲變

圖4　測點S4處的鋼筋應力Fig. 4　Stress of steel bar at measuring point S4

形有一定的約束和抵消作用。開始下沉時，埋入土體深度較小，側向壓力較小。隨著入土深度的增加，側向壓力增加，“谷峰”和“谷底”處的數值也隨之呈現出減小的趨勢。沉井下沉到位時，測點S4處的鋼筋應力相比下沉前的減小了53.5%。下沉過程中，測點S4處鋼筋應力的最大值為 27.8 MPa， 發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S2水平鋼筋應力的變化規律如圖5所示。從圖5中可以看出，測點S2處的應力也呈現出先減小后增加并反復交替的規律。理論上測點S2處鋼筋應力的變化規律與側壁土壓力的變化規律有一定的關聯性。側壁土壓力增加時，刃腳處井壁所受的環向箍緊作用會增加，環向鋼筋所受拉力會減小，甚至會出現由拉力向壓力的轉變；反之，側壁土壓力減小時，環向鋼筋所受拉力會增加。隨著下沉深度的增加，側壁土壓力的總體趨勢增加。因此，S2測點處應力曲線總體趨勢是減小的。沉井下沉到位后，測點S2處的鋼筋應力相比下沉前的減小了97.1%。下沉過程中，測點S2處鋼筋拉應力的最大值為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)出現了壓應力，而分區隔墻底部水平鋼筋(S4)始終為拉應力，分區隔墻處鋼筋拉應力平均值是刃腳處應力平均值的1.38倍。該結果與文獻[14]的研究結果相近。

圖5　測點S2處的鋼筋應力Fig. 5　Stress of steel bar at measuring point S2

2.2　刃腳和分區隔墻底部豎向鋼筋應力

沉井分區隔墻底部測點S3和刃腳處測點S1和S6處豎向鋼筋應力的變化規律如圖6所示。從圖6中可以看出，各測點處的鋼筋應力數值在下沉過程中變化不大，但還是在局部呈現出增加、減小反復交替的規律，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力的變化原因相同，而總趨勢略有減小則應與側壁摩阻力的增加有關。從圖6中還可以看出，隔墻處的鋼筋(S3)應力遠大于刃腳處的鋼筋(S1，S6)應力，隔墻測點S3處應力平均值是刃腳測點S1處應力平均值的3.4倍，是刃腳測點S6處應力平均值的2.7倍。

圖6　測點S1，S3和S6處的鋼筋應力Fig. 6　Stress of steel bars at measuring points S1,S3 and S6

理論上測點S3處的鋼筋應力在土體移除后會變成拉應力。監測數據顯示，刃腳和分區隔墻底部豎向鋼筋應力處于穩定狀態，表明：①沉井在接高過程中底部有土體支撐，隨著沉井每一節的接高，豎向鋼筋應力表現為壓應力，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力。②開挖過程中，施工方先對稱挖取4個分區隔艙內的泥土，然后挖取順橋向分區隔墻(即測點S4和DS4所在的隔墻。因為順橋向隔墻的長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隔墻下泥土，能確保沉井姿態的穩定，避免沉井突沉)下的泥土，最后挖取橫橋向分區隔墻(即測點S3和DS3所在的隔墻)下的泥土，此時形成了大鍋底，沉井下沉，隔墻再次插入土中。測點S3處的豎向鋼筋不僅下沉前的初始壓應力較大，而且所在隔墻底部無土體支撐的時間較短，因此，其應力處于穩定狀態。這也解釋了為何測點DS4處的鋼板應變變化幅度大于DS3處的。測點S1和S6位于沉井井壁，井壁下的土體不會被取走，因此，S1和S6處豎向鋼筋的應力數值比較穩定，這也解釋了S4處鋼筋應力交替變化明顯而S2處鋼筋應力變化相對不明顯的原因。

2.3　刃腳和分區隔墻底部鋼板應變

鋼板應變計用來測量鋼板沿某個方向上的應變，本次監測布置有橫向和豎向2種鋼板計。鋼板應變計的位置也布設在刃腳和分區隔墻底部。DS3,DS4,DS2和DS1處鋼板應變的變化規律分別如圖7，8所示。從圖7，8中可以看出，除DS4

圖7　分區隔墻底部鋼板應變Fig. 7　Strain of steel plate at the bottom of the partition wall

圖8　刃腳處鋼板應變Fig. 8　Strain of steel plate at the cutting edge

處的豎向鋼板計在下沉過程中測得了拉應變外，豎向鋼板應變計DS1測得的應變均為壓應變，水平向鋼板應變計DS2和DS3測得的應變均為拉應變。所有測點處的應變均呈現出增加、減小反復交替的規律，這與鋼筋應力的變化規律原因相同。下沉到位后，各測點應變均比初始值減小了，這仍與側壁土壓力和摩阻力的增加有關。測點DS3,DS4,DS2和DS1處應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，分別發生在第7，3，8天和第3天，此時，沉井入土深度分別為3.16,3.00,3.43和3.00 m(水平向應變峰值發生在第7～8天，入土深度3.16～3.43 m；豎向應變峰值發生在第3天左右，入土深度3.00 m)。

對比刃腳處(DS2)和隔墻處(DS3)鋼板水平方向應變，總體數值上隔墻(DS3)鋼板的水平應變要大于刃腳(DS2)鋼板的水平應變，表明側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。

3　有限元分析

3.1　計算模型及分析工況

采用abaqus有限元分析軟件，建立首次下沉沉井結構模型(56 m×50 m×15 m)，如圖9所示。按照工程數量表估算，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。沉井結構有限元計算模型中，鋼筋混凝土部分采用8節點6面體實體單元，刃腳鋼板采用殼單元，實體單元共159 957個，殼單元共8 504個，節點共212 922個。計算時，假設：刃腳鋼板與鋼筋混凝土沉井協調工作，無相對滑移，采用綁定(Tie)約束連接。

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

沉井首次下沉經歷的土層均為粘性土，采用水土合算的方法施加側壁靜止土壓力。土與沉井的外摩擦角取土體內摩擦角的5/12[18]。刃腳處的土體采用文克爾地基模型進行模擬。根據沉井的自重、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K1為2.717 MN/m。根據m法中基床系數隨深度呈現的線性規律，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K2=8.735 MN/m，K3=17.471 MN/m。

按照施工順序，對下沉過程中發生的9種工況(見表3)進行了模擬分析。通過改變刃腳支撐土體剛度，研究了最不利工況下土體支撐剛度對沉井應力的影響。

表3　計算工況Table 3　Calculation conditions

3.2　下沉過程有限元計算結果

由現場監測數據可知，在下沉過程中，沉井隔墻的應力較刃腳的應力更大，更容易進入預警狀態，而拉應力又是引起結構破壞的主要因素，故選取測點S4和DS3處的有限元計算結果(如圖10所示)與其實測值進行對比。從圖10中可以看出，隨著沉井的下沉，測點S4處鋼筋應力和DS3處鋼板應變均呈現出增加、減小反復交替的規律，“谷峰”與“谷底”處的數值逐漸減小，且其最大值均出現在下沉初期，此時對應的工況為“大鍋底”工況，這與現場實測數值的變化規律一致。因此，在進行沉井下沉設計計算時，可以將下沉初期的“大鍋底”工況作為控制工況。

有限元計算結果與現場實測數值不同的是，當沉井處于工況7和8時，分區隔墻底部鋼筋(S4)的應力為壓應力，而在現場實測中隔墻底部鋼筋(S4)應力始終為拉應力。導致這一差異產生的原因是：①下沉過程中，沉井姿態總會產生一定程度的傾斜，并且隔墻和刃腳下土體的實際支撐狀態較為復雜；②已有研究[21]表明：沉井的側壁土壓力實際分布形式為兩頭小、中間大，靠近沉井底部的側壁土壓力要小于模型計算時采用的靜止土壓力，實際土壓力產生的箍緊和抵消隔墻撓曲作用要小。

圖10　有限元計算結果Fig. 10　Finite element calculation results

從圖10中還可以看出，現場實測的結構應力總是大于有限元模擬得到的結構應力。S4處鋼筋應力實測峰值為27.8 MPa，是有限元計算峰值8.91 MPa的3.12倍；DS3處鋼板實測峰值應變為127 με，是有限元計算峰值37.73 με的3.37倍。

根據文獻[17]，考慮裂縫寬度分布不均勻系數和長期作用效應的最大裂縫寬度計算公式為：

(1)

式中：ωmax為最大裂縫寬度；αcr為構件受力特征系數；ψ為裂縫間鋼筋應變不均勻系數；σs為縱向受拉鋼筋應力；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底邊的距離；deq為受拉區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大系數，τl為考慮荷載長期作用影響的擴大系數，取1.5。由于本次監測中，所涉及的裂縫寬度計算不考慮荷載的長期作用影響，故取αcr=αc=0.77。將監測過程中的鋼筋應力最大值27.8 MPa及相關參數代入式(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。

根據監測數據估算，實際下沉過程中刃腳鋼板內包的混凝土處于帶裂縫工作狀態(裂縫寬度小于0.1 mm)，鋼板與鋼筋混凝土也不是協調工作，有相對滑移，此時沉井整體結構處于非線彈性狀態，而有限元計算很難準確模擬沉井下沉過程中的實際受力狀態，因此，針對大型沉井的結構安全進行下沉施工監測是十分有必要的。

3.3　最不利工況下刃腳土體支撐剛度的影響

沉井需要在首節預制時對地基進行加固，以減小接高過程中的沉降，保證沉井的結構安全和整體穩定性。由現場監測數據和有限元計算結果可知，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，通過改變刃腳土體支撐剛度得到的沉井應力見表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應力和鋼筋混凝土沉井的最大主拉應力都在逐漸減小，且始終分別發生在分區隔墻的中心底部和普通隔墻與刃腳的交界處，兩者的區別是分區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應力為9.298 MPa，遠小于鋼板的屈服強度，鋼筋混凝土的最大主拉應力為1.247 MPa，也小于C30的抗拉強度設計值。表明：在沉井預制前對地基進行加固時，加固后的地基強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的整體穩定性，但對下沉期結構的應力不利，因此，在滿足沉降等要求的情況下，可適當對地基進行加固。同時，從固結到剛度K1，兩者應力的變化分別為17.3%和28.5%左右。因此，在進行沉井結構設計時，可以偏安全地按刃腳豎向固結處理。

表4　刃腳土體不同支撐剛度下應力的計算結果Table 4　Calculation results of internal forces under different soil bracing stiffness

4　結論

在沉井基礎下沉過程中，應力變化規律的研究對于指導大型沉井基礎的設計、施工及監控具有重要意義。通過對沉井基礎施工過程現場監測數據進行收集分析和對沉井下沉過程中可能出現的幾種理論工況進行有限元模擬分析，研究了沉井基礎下沉過程中刃腳和分區隔墻底部應力的變化規律，得到的結論為：

1) 沉井基礎在下沉過程中，刃腳和分區隔墻底部處的水平(豎向)鋼筋應力、刃腳和分區隔墻底部處的鋼板水平(豎向)應變均呈現出局部增加和減小反復交替的變化規律，且最終值比初始值都有所減小；分區隔墻的鋼筋應力和鋼板水平應變均大于刃腳處的，而其鋼板豎向應變小于刃腳處的。這些都與沉井下沉過程中刃腳土阻力、側壁土壓力、側壁摩阻力及隔墻底部土體支撐長度的變化相關；側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)是最不利結構安全的時期。在這個時期，沉井分區隔墻底部水平鋼筋應力、分區隔墻底部拉壓應變、刃腳環向鋼筋應力及刃腳鋼板拉壓應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構安全監測的重點時期。

3) 根據監測數據估算，實際下沉過程中刃腳鋼板內包的混凝土處于帶裂縫工作狀態(裂縫寬度小于0.1 mm)，鋼板與鋼筋混凝土也不是協調工作，有相對滑移，沉井整體結構處于非線彈性狀態，而有限元計算結果很難準確模擬沉井下沉過程中的實際受力狀態。因此，針對大型沉井的結構安全進行下沉施工監測是十分有必要的。

4) 在沉井預制前對地基進行加固時，加固后的地基強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的整體穩定性，但對下沉期結構的應力不利。因此，在滿足沉降等要求的情況下，可適當對地基進行加固。在進行沉井結構設計時，可取“大鍋底”且刃腳土體固結作為控制工況。在最不利工況下，刃腳鋼板應變對土體剛度變化相比鋼筋應力更加敏感。

參考文獻(References)：

[1]顧曉魯,錢鴻縉,劉惠珊,等.地基與基礎[M].北京:中國建筑工業出版社,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]中交公路規劃設計院有限公司.JTG D63-2007,公路橋涵地基與基礎設計規范[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控方案及成果分析[J].巖土工程學報,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控研究[J].建筑結構學報,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,張立聰,等.土體支承剛度對下沉期沉井內力的影響分析[J].東南大學學報:自然科學版,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力監測[A].第十一屆全國土力學及巖土工程學術會議論文集[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施工監控技術[J].橋梁建設,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建設部.GB 50010-2010,混凝土結構設計規范[S].北京:中國建筑工業出版,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.考慮位移效應剛性擋土墻被動土壓力計算方法研究[D].杭州:浙江大學,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,潘啟輝.基床系數取值方法相關問題分析[J].建筑結構,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.基礎工程[M].北京:中國建筑工業出版社,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.沉井基礎下沉阻力分布特征研究[J].巖土工程學報,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))