大型沉井下沉过程的应力变化规律

沉井因其断面尺寸大且承载力很大,大多作为大、重型结构的基础，在桥梁、水闸和港口等工程中广泛应用。同时，因其施工方便、对邻近建筑物影响较小且内部空间可利用等特点，已成为工业建筑物尤其是软土中地下建筑物的主要基础类型之一[1]。沉井基础的初步应用始于20世纪中叶，国内、外学者对沉井基础的受力特性[2-3]、沉井基础在施工及运营阶段的内力和变形[4-7]、沉井基础的设计和施工方法[8-10]等进行了大量研究。

近年来，大型沉井基础在中国诸多大型桥梁工程中得到了广泛的应用。泰州长江大桥中塔矩形沉井的平面尺寸58.4 m×44.4 m，高76 m，采用钢筋混凝土和钢的组合式结构，底部钢结构部分高度达38 m。南京长江四桥北锚碇沉井的平面尺寸69 m×58 m，高52.8 m，沉井竖向共划分为11节，第一节钢沉井高6 m，其余10节均为钢筋混凝土沉井。为减少后期下沉阻力，侧壁从第2节开始采用凹槽结构。沪通铁路长江大桥28#桥墩沉井基础平面尺寸86.9 m×58.7 m，高105 m，总质量达30万t，是迄今世界最大公、铁两用斜拉桥沉井基础，沉井采用工厂预制、现场拼装的钢结构，沉井分为245个块段，块段中最大质量为62.2 t，块段共有倒圆角、T形及十字形3种类型。但是目前在沉井设计和施工过程中所使用的规范条例都是基于中、小型沉井的，如：现行的《公路桥涵地基与基础设计规范》[11]。对于大型沉井而言，现有成果应用起来有一定的局限性[12]。且国内、外有关大型沉井下沉过程应力监测及其变化规律的研究少见，已知的仅有南京长江四桥北锚碇沉井[12-13]、马鞍山长江公路大桥南锚碇沉井[14-15]等极少数的相关监测和研究，而且由于地质条件、结构尺寸及施工方法等差异，这些文献测得的沉井应力数值和变化规律又存在较大的差异。因此，有必要针对大型沉井进行现场监测，收集必要的数据，分析研究沉井下沉过程中应力的变化规律，为大型沉井基础设计和施工积累经验。作者以怀来官厅水库悬索桥南、北两锚碇沉井为研究对象，通过对沉井首次下沉施工实时监测数据进行分析，拟研究沉井下沉过程中的刃脚和分区隔墙底部应力的变化规律。分析下沉过程中沉井的刃脚和分区隔墙底部水平钢筋应力、刃脚和分区隔墙底部竖向钢筋应力及刃脚和分区隔墙底部钢板应变等的变化规律，并对沉井下沉过程中可能出现的几种理论工况进行有限元分析，以期为同类工程提供借鉴和参考。

针对脆性特厚煤层矿压显现强烈条件下的巷道支护方式，对“强护表高韧性整体支护法”支护与普通高强锚杆锚索支护方式进行了对比分析。

教无定法，只要得法。在习作教学中只要能培养学生写作的兴趣和热情，为孩子一生的语言能力奠定坚实的基础，就是成功的习作教学。

1　沉井基础及下沉概况

1.1　沉井基础概况

官厅水库悬索桥全长1 988 m，其主桥跨度为720 m。两岸锚碇均采用重力式钢筋混凝土沉井基础。沉井标准断面尺寸为56 m×50 m，分为16个井孔。北岸沉井顶面标高为+475.3 m，底面标高为+443.3 m，总高度32 m。沉井共包括6个节段，第1节为刃脚节段，总高度6 m，刃脚高 2.8 m； 第2节至第4节，每个节段高度为5 m；第5节段高6 m；第6节高度为5 m。北岸锚碇沉井主体结构采用C30混凝土，刃脚底部外包钢壳，钢板厚度10～16 cm，高2.8 m，采用Q345钢材。沉井的构造如图1所示。

  

图1　北锚碇沉井构造图(半结构)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，取土时用高压水枪对井内土体进行冲刷、切割、搅拌，使之形成泥浆，再由泥浆泵抽吸泥浆排放至预先开挖的泥浆沉淀池。

工程所处地区的地表水为官厅水库内蓄水，水量较大。地下水为第四系孔隙潜水,主要受大气降水和地表水的渗入补给。北锚沉井地下水位高程约为+470.43 m。北锚碇所在区域覆盖层厚70～85 m，地势平坦。详细地质情况和土体原位测试数据分别见表1,2。

1.2　沉井下沉监测概况

沉井下沉施工监测包括沉井结构安全性监测、几何姿态监测、对周边环境和构造物的影响监测。其中，结构的应力和应变是反映沉井结构是否处于安全状态的最直观指标。应力、应变监测的目的在于实时监测沉井下沉过程中结构的受力情况，为安全施工提供预警信息[16]。针对结构的安全，本次下沉监测以刃脚处和分区隔墙底部的钢筋钢板应力、应变为监测点，其原因是：①沉井下沉过程中，相比井壁和隔墙上部，刃脚和分区隔墙底部反复切入土体及岩石中，承受的荷载较大；②刃脚和分区隔墙底部相对而言比较“薄弱”，结构截面渐变，容易产生应力集中，更容易发生破坏；③隔墙上部及内井壁产生的裂缝可以用人工的方法检测，而刃脚和分区隔墙底部外包钢板且插入土中，难以通过人工方法检测是否产生裂缝及混凝土是否破坏；④有限元计算结果也验证了刃脚和分区隔墙底部是更容易发生破坏的位置。

 

表1　地质情况Table 1　Geological conditions

  

土层名称岩土状态平均厚度/m填筑土黄褐色,中密,由粉土、粘性土夹碎石组成1.20粉土黄褐色,稍密,含粘性土夹层,夹少量碎石2.85粉质粘土灰黄色,可塑,土质较纯,局部含粉土夹层21.20粉质粘土黄褐色,软塑,土质较纯,含粉土夹层4.87粉质粘土黄褐色,可塑～硬塑,韧性较好,局部含粉土夹层,呈透镜体分布1.48细砂黄褐色,饱和,中密,局部含粉土及粘性土夹层,含少量圆砾1.08粗砂黄褐色,饱和,密实,含少量圆砾,粘性土及粉土充填6.62卵石土黄褐色,饱和,密实,最大粒径10～15cm,一般粒径2～5cm,亚圆形,砂类土充填,20%～30%粉细砂,粘性土含量较少0.97

 

表2　土体原位测试数据Table 2　Soil in-situ test data

  

土层名称容重/(kN·m-3)内摩擦角/(°)凝聚力/kPa压缩模量/MPa承载力基本容许值/kPa粉土18.513.416.06.4170粉质粘土19.514.717.38.0180粉质粘土1911.920.56.7150粉质粘土19.912.512.610.0200细砂21242.022.0200粗砂2135036.0500卵石土2141065.0550

沉井分区隔墙底部测点S3和刃脚处测点S1和S6处竖向钢筋应力的变化规律如图6所示。从图6中可以看出，各测点处的钢筋应力数值在下沉过程中变化不大，但还是在局部呈现出增加、减小反复交替的规律，而且总的趋势是绝对值略有减小。增、减交替的原因与钢筋应力的变化原因相同，而总趋势略有减小则应与侧壁摩阻力的增加有关。从图6中还可以看出，隔墙处的钢筋(S3)应力远大于刃脚处的钢筋(S1，S6)应力，隔墙测点S3处应力平均值是刃脚测点S1处应力平均值的3.4倍，是刃脚测点S6处应力平均值的2.7倍。

  

图2　测点布设位置示意Fig. 2　Schematic diagram of monitoring points

1.3　沉井下沉概况

基于下沉过程中的几何姿态监测数据，取沉井壁顶的平均沉降量作为下沉深度，绘制了沉井首次下沉深度随时间的变化曲线，如图3所示。从图3中可以看出，沉井首次下沉共历时35 d。在下沉过程中，沉井的下沉速度不均匀，且在实际工程中沉井的下沉速度难以控制。沉井在下沉的前8 d里处于粉土层，该土层中夹杂少量碎石，刃脚阻力较大，下沉比较缓慢，仅下沉约0.6 m，下沉速度为0.075 m/d。当沉井穿过第二层粉土后，下沉速度明显加快，此时，沉井的平均下沉速度为0.438 m/d。

  

图3　下沉曲线Fig. 3　Sinking curve

2　沉井下沉现场监测数据分析

2.1　刃脚和分区隔墙底部水平钢筋应力

沉井刃脚和分区隔墙的受力钢筋分水平和竖向2种。分区隔墙底部测点S4水平钢筋应力的变化规律如图4所示。从图4中可以看出，下沉过程中，测点S4处钢筋应力呈现出增加、减小交替变化的趋势，且“谷峰”和“谷底”处的数值逐渐减小。表明：①在开挖下沉过程中，分区隔墙底部的支撑土体逐渐被掏空，隔墙无土体支撑且跨度逐渐增加。当大锅底完全形成时，分区隔墙成为了一个两端由沉井壁支撑的巨大深梁构件[12]。在重力作用下，此时隔墙底部拉应力达到最大值。锅底开挖到一定程度时，沉井下沉，隔墙底部重新切入土中，此时有土体支撑，隔墙底部的钢筋拉应力减小至“谷底”。②下沉过程中，井壁受到水土环向压力，这种环向箍紧作用会减小刃脚切土时向外挠曲变形的趋势，同时也对隔墙底部挠曲变

  

图4　测点S4处的钢筋应力Fig. 4　Stress of steel bar at measuring point S4

形有一定的约束和抵消作用。开始下沉时，埋入土体深度较小，侧向压力较小。随着入土深度的增加，侧向压力增加，“谷峰”和“谷底”处的数值也随之呈现出减小的趋势。沉井下沉到位时，测点S4处的钢筋应力相比下沉前的减小了53.5%。下沉过程中，测点S4处钢筋应力的最大值为 27.8 MPa， 发生在沉井下沉的初期(第2天，入土深度2.98 m)，其最小值为3.3 MPa，是最大值的11.9%。

4) 在沉井预制前对地基进行加固时，加固后的地基强度的增加虽然可以减小接高过程中沉井的整体沉降，保证接高过程中基础的整体稳定性，但对下沉期结构的应力不利。因此，在满足沉降等要求的情况下，可适当对地基进行加固。在进行沉井结构设计时，可取“大锅底”且刃脚土体固结作为控制工况。在最不利工况下，刃脚钢板应变对土体刚度变化相比钢筋应力更加敏感。

对比图4，5可以看出，下沉过程中，刃脚处水平钢筋(S2)出现了压应力，而分区隔墙底部水平钢筋(S4)始终为拉应力，分区隔墙处钢筋拉应力平均值是刃脚处应力平均值的1.38倍。该结果与文献[14]的研究结果相近。

  

图5　测点S2处的钢筋应力Fig. 5　Stress of steel bar at measuring point S2

2.2　刃脚和分区隔墙底部竖向钢筋应力

沉井应力、应变监测点的布置在刃脚和分区隔墙上：顺桥和横桥向刃脚各布置一支水平和竖直方向的钢板计、钢筋计；分区隔墙顺桥向布置一支水平向钢筋计、竖向钢板计，同时横桥向布置一支水平向钢板计、竖向钢筋计。参考《混凝土结构设计规范(GB 50010-2010)》[17]，本次监测取混凝土裂缝宽度为0.1 mm时换算的钢筋应力52 MPa作为监测预警值。针对结构安全的监测点具体布设位置如图2所示。

  

图6　测点S1，S3和S6处的钢筋应力Fig. 6　Stress of steel bars at measuring points S1,S3 and S6

理论上测点S3处的钢筋应力在土体移除后会变成拉应力。监测数据显示，刃脚和分区隔墙底部竖向钢筋应力处于稳定状态，表明：①沉井在接高过程中底部有土体支撑，随着沉井每一节的接高，竖向钢筋应力表现为压应力，且逐渐增加。开挖下沉前，因沉井自重作用，竖向钢筋储备了较大压应力。②开挖过程中，施工方先对称挖取4个分区隔舱内的泥土，然后挖取顺桥向分区隔墙(即测点S4和DS4所在的隔墙。因为顺桥向隔墙的长度和支撑面积均小于横桥向的，先挖取支撑面积较小的分区隔墙下泥土，能确保沉井姿态的稳定，避免沉井突沉)下的泥土，最后挖取横桥向分区隔墙(即测点S3和DS3所在的隔墙)下的泥土，此时形成了大锅底，沉井下沉，隔墙再次插入土中。测点S3处的竖向钢筋不仅下沉前的初始压应力较大，而且所在隔墙底部无土体支撑的时间较短，因此，其应力处于稳定状态。这也解释了为何测点DS4处的钢板应变变化幅度大于DS3处的。测点S1和S6位于沉井井壁，井壁下的土体不会被取走，因此，S1和S6处竖向钢筋的应力数值比较稳定，这也解释了S4处钢筋应力交替变化明显而S2处钢筋应力变化相对不明显的原因。

2.3　刃脚和分区隔墙底部钢板应变

钢板应变计用来测量钢板沿某个方向上的应变，本次监测布置有横向和竖向2种钢板计。钢板应变计的位置也布设在刃脚和分区隔墙底部。DS3,DS4,DS2和DS1处钢板应变的变化规律分别如图7，8所示。从图7，8中可以看出，除DS4

  

图7　分区隔墙底部钢板应变Fig. 7　Strain of steel plate at the bottom of the partition wall

  

图8　刃脚处钢板应变Fig. 8　Strain of steel plate at the cutting edge

处的竖向钢板计在下沉过程中测得了拉应变外，竖向钢板应变计DS1测得的应变均为压应变，水平向钢板应变计DS2和DS3测得的应变均为拉应变。所有测点处的应变均呈现出增加、减小反复交替的规律，这与钢筋应力的变化规律原因相同。下沉到位后，各测点应变均比初始值减小了，这仍与侧壁土压力和摩阻力的增加有关。测点DS3,DS4,DS2和DS1处应变在下沉过程中的最大值分别为127,-262,108和-303 με，分别是初始值的1.5,1.2,1.3和1.2倍，分别发生在第7，3，8天和第3天，此时，沉井入土深度分别为3.16,3.00,3.43和3.00 m(水平向应变峰值发生在第7～8天，入土深度3.16～3.43 m；竖向应变峰值发生在第3天左右，入土深度3.00 m)。

(4)若实际安全支出较计划安全成本节支，且安全保障实际水平小于计划水平，说明获得当前安全保障水平是以牺牲安全成本投入获得的，项目经理部应严格执行项目安全成本支出计划，确保项目安全。

对比刃脚处(DS2)和隔墙处(DS3)钢板水平方向应变，总体数值上隔墙(DS3)钢板的水平应变要大于刃脚(DS2)钢板的水平应变，表明侧壁土压力对井壁的箍紧作用要明显大于对隔墙底部挠曲变形的约束作用。隔墙处(DS4)的钢板竖向应变比刃脚处(DS1)的要小些，这可能与重力和刃脚处竖向土阻力分配不均有关。

3　有限元分析

3.1　计算模型及分析工况

采用abaqus有限元分析软件，建立首次下沉沉井结构模型(56 m×50 m×15 m)，如图9所示。按照工程数量表估算，钢筋混凝土材料的容重取26 kN/m3，弹性模量取30 GPa，泊松比取0.2。刃脚底部钢板的容重取76.93 kN/m3，弹性模量取206 GPa，泊松比取0.3。沉井结构有限元计算模型中，钢筋混凝土部分采用8节点6面体实体单元，刃脚钢板采用壳单元，实体单元共159 957个，壳单元共8 504个，节点共212 922个。计算时，假设：刃脚钢板与钢筋混凝土沉井协调工作，无相对滑移，采用绑定(Tie)约束连接。

这种方法主要应用在软土地基顶面铺砂垫层结构中，可以将该部分作为持力层，以提升整个地基结构部分的强度、降低变形，砂垫层通常也可以作为软土层固结所需要的上部排水结构，经过加速沉降处理以达到缩短固结的效果，从而提升工程的质量[3]。

  

图9　沉井结构有限元模型(首次接高下沉)Fig. 9　Finite element model of caisson structure (lift and sinking for the first time)

2) 沉井下沉的初期(入土深度2.98～3.43 m)是最不利结构安全的时期。在这个时期，沉井分区隔墙底部水平钢筋应力、分区隔墙底部拉压应变、刃脚环向钢筋应力及刃脚钢板拉压应变均处于下沉过程中的最大值。因此，沉井下沉初期是沉井下沉过程中结构安全监测的重点时期。

按照施工顺序，对下沉过程中发生的9种工况(见表3)进行了模拟分析。通过改变刃脚支撑土体刚度，研究了最不利工况下土体支撑刚度对沉井应力的影响。

 

表3　计算工况Table 3　Calculation conditions

  

序号工况1下沉开始,全断面支撑2下沉开始,分区隔墙和刃脚共同支撑3下沉开始,大锅底41/2位置,全断面支撑51/2位置,分区隔墙和刃脚共同支撑61/2位置,大锅底7下沉到位,全断面支撑8下沉到位,分区隔墙和刃脚共同支撑9下沉到位,大锅底

3.2　下沉过程有限元计算结果

由现场监测数据可知，在下沉过程中，沉井隔墙的应力较刃脚的应力更大，更容易进入预警状态，而拉应力又是引起结构破坏的主要因素，故选取测点S4和DS3处的有限元计算结果(如图10所示)与其实测值进行对比。从图10中可以看出，随着沉井的下沉，测点S4处钢筋应力和DS3处钢板应变均呈现出增加、减小反复交替的规律，“谷峰”与“谷底”处的数值逐渐减小，且其最大值均出现在下沉初期，此时对应的工况为“大锅底”工况，这与现场实测数值的变化规律一致。因此，在进行沉井下沉设计计算时，可以将下沉初期的“大锅底”工况作为控制工况。

有限元计算结果与现场实测数值不同的是，当沉井处于工况7和8时，分区隔墙底部钢筋(S4)的应力为压应力，而在现场实测中隔墙底部钢筋(S4)应力始终为拉应力。导致这一差异产生的原因是：①下沉过程中，沉井姿态总会产生一定程度的倾斜，并且隔墙和刃脚下土体的实际支撑状态较为复杂；②已有研究[21]表明：沉井的侧壁土压力实际分布形式为两头小、中间大，靠近沉井底部的侧壁土压力要小于模型计算时采用的静止土压力，实际土压力产生的箍紧和抵消隔墙挠曲作用要小。

  

图10　有限元计算结果Fig. 10　Finite element calculation results

从图10中还可以看出，现场实测的结构应力总是大于有限元模拟得到的结构应力。S4处钢筋应力实测峰值为27.8 MPa，是有限元计算峰值8.91 MPa的3.12倍；DS3处钢板实测峰值应变为127 με，是有限元计算峰值37.73 με的3.37倍。

根据文献[17]，考虑裂缝宽度分布不均匀系数和长期作用效应的最大裂缝宽度计算公式为：

 

(1)

式中：ωmax为最大裂缝宽度；αcr为构件受力特征系数；ψ为裂缝间钢筋应变不均匀系数；σs为纵向受拉钢筋应力；Es为钢筋的弹性模量；cs为最外层纵向受拉钢筋外边缘至受拉区底边的距离；deq为受拉区纵向受拉钢筋的直径；ρte为纵向受拉钢筋的配筋率。

图2中柱形图从左向右分别代表有很大改进、有改进、无变化。三个图形分别表示理论联系实际、现代教育技术的应用、上课方式的改变。

式(1)中，αcr=αcτsτl,τs为考虑裂缝宽度分布不均匀影响的扩大系数，τl为考虑荷载长期作用影响的扩大系数，取1.5。由于本次监测中，所涉及的裂缝宽度计算不考虑荷载的长期作用影响，故取αcr=αc=0.77。将监测过程中的钢筋应力最大值27.8 MPa及相关参数代入式(1)中可得，下沉过程中的裂缝宽度最大值为0.053 mm，小于0.1 mm。

在高等教育阶段，确保家庭经济困难学生报到时可通过学校“绿色通道”直接办理入学手续，缓交学费和住宿费。入学后，所在学校将根据学生实际情况采取不同方式予以资助。

[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.

3.3　最不利工况下刃脚土体支撑刚度的影响

沉井需要在首节预制时对地基进行加固，以减小接高过程中的沉降，保证沉井的结构安全和整体稳定性。由现场监测数据和有限元计算结果可知，下沉开始的“大锅底”工况是下沉过程中的最不利工况。在最不利工况下，通过改变刃脚土体支撑刚度得到的沉井应力见表4。从表4中可以看出，随着土体支撑刚度的降低，刃脚钢板处的最大Mises应力和钢筋混凝土沉井的最大主拉应力都在逐渐减小，且始终分别发生在分区隔墙的中心底部和普通隔墙与刃脚的交界处，两者的区别是分区隔墙的中心底部对刚度变化更加敏感，且减小的绝对值更大。表4中，刃脚钢板最大Mises应力为9.298 MPa，远小于钢板的屈服强度，钢筋混凝土的最大主拉应力为1.247 MPa，也小于C30的抗拉强度设计值。表明：在沉井预制前对地基进行加固时，加固后的地基强度增加虽可以减小接高过程中沉井的整体沉降，保证接高过程中基础的整体稳定性，但对下沉期结构的应力不利，因此，在满足沉降等要求的情况下，可适当对地基进行加固。同时，从固结到刚度K1，两者应力的变化分别为17.3%和28.5%左右。因此，在进行沉井结构设计时，可以偏安全地按刃脚竖向固结处理。

 

表4　刃脚土体不同支撑刚度下应力的计算结果Table 4　Calculation results of internal forces under different soil bracing stiffness

  

刃脚处支撑土体刚度刃脚钢板最大Mises应力/MPa最大Mises应力位置钢筋混凝土最大主拉应力/MPa最大主拉应力位置固结9.298分区隔墙中心底部1.247普通隔墙与刃脚交界处4K17.699分区隔墙中心底部0.893普通隔墙与刃脚交界处2K17.693分区隔墙中心底部0.892普通隔墙与刃脚交界处K17.690分区隔墙中心底部0.892普通隔墙与刃脚交界处

4　结论

在沉井基础下沉过程中，应力变化规律的研究对于指导大型沉井基础的设计、施工及监控具有重要意义。通过对沉井基础施工过程现场监测数据进行收集分析和对沉井下沉过程中可能出现的几种理论工况进行有限元模拟分析，研究了沉井基础下沉过程中刃脚和分区隔墙底部应力的变化规律，得到的结论为：

1) 沉井基础在下沉过程中，刃脚和分区隔墙底部处的水平(竖向)钢筋应力、刃脚和分区隔墙底部处的钢板水平(竖向)应变均呈现出局部增加和减小反复交替的变化规律，且最终值比初始值都有所减小；分区隔墙的钢筋应力和钢板水平应变均大于刃脚处的，而其钢板竖向应变小于刃脚处的。这些都与沉井下沉过程中刃脚土阻力、侧壁土压力、侧壁摩阻力及隔墙底部土体支撑长度的变化相关；侧壁土压力对井壁的箍紧作用要明显大于对隔墙底部挠曲变形的约束作用。

沉井首次下沉经历的土层均为粘性土，采用水土合算的方法施加侧壁静止土压力。土与沉井的外摩擦角取土体内摩擦角的5/12[18]。刃脚处的土体采用文克尔地基模型进行模拟。根据沉井的自重、沉井底部土体支撑面积及下沉前沉井的沉降量[19-20]，确定下沉前刃脚埋置处(水平地面以下2.8 m)地基的基床系数K1为2.717 MN/m。根据m法中基床系数随深度呈现的线性规律，分别取首次下沉深度1/2位置处及下沉到位处地基的基床系数K2=8.735 MN/m， K3=17.471 MN/m。

3) 根据监测数据估算，实际下沉过程中刃脚钢板内包的混凝土处于带裂缝工作状态(裂缝宽度小于0.1 mm)，钢板与钢筋混凝土也不是协调工作，有相对滑移，沉井整体结构处于非线弹性状态，而有限元计算结果很难准确模拟沉井下沉过程中的实际受力状态。因此，针对大型沉井的结构安全进行下沉施工监测是十分有必要的。

刃脚处测点S2水平钢筋应力的变化规律如图5所示。从图5中可以看出，测点S2处的应力也呈现出先减小后增加并反复交替的规律。理论上测点S2处钢筋应力的变化规律与侧壁土压力的变化规律有一定的关联性。侧壁土压力增加时，刃脚处井壁所受的环向箍紧作用会增加，环向钢筋所受拉力会减小，甚至会出现由拉力向压力的转变；反之，侧壁土压力减小时，环向钢筋所受拉力会增加。随着下沉深度的增加，侧壁土压力的总体趋势增加。因此，S2测点处应力曲线总体趋势是减小的。沉井下沉到位后，测点S2处的钢筋应力相比下沉前的减小了97.1%。下沉过程中，测点S2处钢筋拉应力的最大值为21.1 MPa，其最小值为0.2 MPa，最小值是最大值的0.9%；压应力最大值为-3.4 MPa，其最小值为 -0.2 MPa， 最小值是最大值的5.9%。

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美国相当一部分医疗机构每年有数百个小时花在盘存和寻找设备上，近15%的高价值资产遗失、被偷或放错位置。有的医疗人员为了自己取用设备方便，将其临时放置在自己熟悉的地方，给其他医疗人员的使用造成困难。

根据监测数据估算，实际下沉过程中刃脚钢板内包的混凝土处于带裂缝工作状态(裂缝宽度小于0.1 mm)，钢板与钢筋混凝土也不是协调工作，有相对滑移，此时沉井整体结构处于非线弹性状态，而有限元计算很难准确模拟沉井下沉过程中的实际受力状态，因此，针对大型沉井的结构安全进行下沉施工监测是十分有必要的。

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以病理检查结果为依据，常规超声检查诊断准确率为78.33%（47/60），实超声弹性成像检查诊断准确率为80.00%（48/60），常规超声检查实超声弹性成像联合常规超声检查诊断准确率为93.33%（56/60），其中联合检查诊断准确率远远高于常规超声检查、实超声弹性成像检查，差异有显著性（P＜0.05）。

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1.3.1 菌种和疫苗扩繁。以上供试品种菌种扩繁均按1份菌种、30份麦麸、30份水的重量比混合均匀；疫苗扩繁均按1份疫苗、40份麦麸、40份水的重量比混合均匀。菌种和疫苗配好后分别堆积在预先准备好的1块塑料薄膜上，在配制好的菌种和疫苗反应堆上，每隔20 cm左右打1个直径4 cm左右的孔，以利于有氧发酵[2]。

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运用AMOS软件运算分析，对收集的766份问卷的假设进行结构方程模型拟合，其结果显示，各测度项估计参数显著性良好（P＜0.001，显示为***的水平，P＜0.01，显示为**的水平），其模型拟合路径如图2，其模型主要拟配度检验指标如表4。

[16]　赵有明,李冰,牛亚洲,等.南京长江第四大桥北锚碇沉井基础施工监控技术[J].桥梁建设,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))

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选取某渡槽采用槽身粘贴碳纤维加固提高槽身结构承受能力方案。该工期（1期）实施四跨渡槽补强加固，工程（2期）实施四跨渡槽补强加固，施工包括粘贴碳纤维材料补强加固、裂缝渗漏修补等内容。工程（1期）于2016年7月开始施工至2016年8月完工，施工工期65d。工程（2期）于2017年7月开始施工至2017年9月完成，施工工期70d。工期投资（1、2期）274万元。工程处理前后渡槽槽身细裂缝情况如表2。

除了革命资历不够的因素以外，蒋介石凭借军事实力跻身高位，并用暴力手段压制党内各派势力，这样的军事领袖形象限制了其在党义问题上发挥的空间。在老同志眼中，“他仍被认为军事的，而非政治的人物”⑦;而对于基层的许多信仰孙中山主义且怀有革命理想的年轻党员，蒋介石的言论没有任何吸引力。

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注浆结束30 min后进行拆模，各模拟试验方案的试块拆模效果见图4。由图4可知：试验1的试块整体固结效果较差，呈不规律状；试验2和试验3的固结效果明显，除个别部位未固结，绝大多数部位全部固结；试验4的试块固结呈不规律状，固结效果明显优于试验1。