易 瓊， 廖少明, *， 朱繼文， 徐偉忠

(1. 同濟(jì)大學(xué)地下建筑與工程系， 上海 200092； 2. 上海城建市政工程(集團(tuán))有限公司， 上海 200065)

0 引言

由于地層的差異分布，傳統(tǒng)沉井下沉施工中會(huì)出現(xiàn)突沉、下沉困難、沉井姿態(tài)偏斜等問題。為解決豎向地層差異性給沉井下沉帶來的困難，壓入式沉井這一改良沉井工法出現(xiàn)并得到應(yīng)用。該工法通過由千斤頂組成的反力控制裝置提供下壓力，在適當(dāng)取土的情況下將沉井平穩(wěn)地壓入土層內(nèi)，從而保證下沉全過程的穩(wěn)定。

壓入法最早應(yīng)用于沉箱法施工橋梁基礎(chǔ)中，早在1989年于日本西高島平高架橋下部工程施工時(shí)為解決場(chǎng)地狹小的問題就采用了壓入開口沉箱法[1]。近年來，隨著施工機(jī)械設(shè)備的發(fā)展，一些市政工程也采用了壓入式沉井工法，其規(guī)模和深度呈不斷增大趨勢(shì)。國(guó)外方面，D.Allenby等[2]介紹了蘇格蘭某污水處理工程中4個(gè)采用壓入法施工的沉井案例。T.G.Newman等[3]介紹了倫敦泰晤士環(huán)城水道延伸工程中隧道兩端采用壓入式沉井工法施工的工作井案例。國(guó)內(nèi)直到近幾年才出現(xiàn)了采用壓入式沉井施工的工程。臺(tái)北捷運(yùn)系統(tǒng)蘆洲線CL700A標(biāo)聯(lián)絡(luò)通道的豎井受限于施工空間狹小,引進(jìn)了壓入沉箱工法進(jìn)行施工[4]。采用頂管法施工的上海市污水處理白龍港片區(qū)南線東段輸送管道工程，也在其中1個(gè)工作井采用了壓入式沉井工法[5]。

與靜壓管樁施工相類似，壓入式沉井在下沉過程中會(huì)產(chǎn)生一定的擠土效應(yīng)，這是不同于普通沉井的一個(gè)較大區(qū)別。施工中若處理不當(dāng)，沉井下沉過程中擠土造成的擾動(dòng)甚至?xí)鹬苓叺孛婧徒ㄖ锏钠茐摹Ｈ绾卧u(píng)估與預(yù)測(cè)壓入式沉井下沉過程中的擠土效應(yīng)將是施工中的一個(gè)重點(diǎn)問題。當(dāng)前壓入式沉井在國(guó)內(nèi)外的工程應(yīng)用仍較少，相關(guān)的理論研究尤其是與擠土效應(yīng)有關(guān)的研究不夠成熟，目前的研究主要集中為對(duì)沉井施工過程的現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)分析。如徐鵬飛等[6]結(jié)合上海市污水處理工程中的壓沉法工作井實(shí)例，通過分析沉井壓沉過程中周邊土體及管線的監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)探討了其對(duì)周邊環(huán)境的影響；黃丁等[7]針對(duì)同一工程實(shí)例，重點(diǎn)對(duì)側(cè)摩阻力進(jìn)行了現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)控。至于有關(guān)沉井下沉過程中所產(chǎn)生的擠土效應(yīng)則可參考靜壓管樁的相關(guān)研究，主要分為數(shù)值模擬、試驗(yàn)及現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)。數(shù)值模擬方面，由于涉及到大變形，傳統(tǒng)的有限元方法不再適用，取而代之的是離散元、任意拉格朗日歐拉法(ALE)、耦合的歐拉-拉格朗日法(CEL)等方法。葉建忠等[8]通過二次開發(fā)二維顆粒流程序PFC2D對(duì)靜壓沉樁過程進(jìn)行模擬，細(xì)觀上揭示了樁端、樁周土體在樁土相互作用過程中的運(yùn)動(dòng)規(guī)律；周健等[9]通過對(duì)靜壓開口管樁沉樁全過程進(jìn)行離散元數(shù)值模擬并與模型試驗(yàn)進(jìn)行對(duì)比，研究了土塞形成規(guī)律及砂土變形機(jī)制；張明義等[10]采用位移貫入法模擬靜力壓樁，在數(shù)值模擬中考慮了彈塑性本構(gòu)關(guān)系、大變形及樁-土滑動(dòng)摩擦等問題；章文姣等[11]基于LS-DYNA，采用ALE方法模擬了開口混凝土管樁連續(xù)貫入粉土的全過程，得到沉樁過程中樁周土體應(yīng)力、位移及沉樁阻力的變化規(guī)律；王建華等[12]采用CEL方法模擬鉆井船插樁過程對(duì)鄰近樁影響，通過與離心模型試驗(yàn)結(jié)果比較驗(yàn)證了利用CEL有限元數(shù)值方法分析鉆井船插樁對(duì)鄰近樁影響的可行性；J.Ko等[13]運(yùn)用CEL法對(duì)開口鋼管樁沉入砂土的過程進(jìn)行了數(shù)值模擬，研究了管樁直徑、沖擊能量、土層彈性模量及沉樁深度等因素對(duì)土塞高度和最大徑向應(yīng)力的影響；閆澍旺等[14]應(yīng)用CEL有限元法模擬了桶形基礎(chǔ)自重下沉和液壓下沉的過程，得到不同強(qiáng)度黏土中的下沉阻力和下沉深度的關(guān)系及土塞高度。試驗(yàn)方面主要分為室內(nèi)模型試驗(yàn)和現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)，雷華陽(yáng)等[15]通過對(duì)PHC管樁沉樁過程進(jìn)行現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試，研究了在沉樁過程中的樁周孔壓變化和土體位移分布規(guī)律。綜上所述，數(shù)值模擬結(jié)合試驗(yàn)與現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)是目前研究貫入問題的主流手段。

盡管目前已有大量關(guān)于樁體壓入問題的研究，但由于沉井在尺寸規(guī)模上與樁有很大不同，相關(guān)結(jié)論不能簡(jiǎn)單照搬，故對(duì)壓入式沉井下沉過程的擠土效應(yīng)進(jìn)行研究仍十分有必要。本文以壓入式沉井為研究對(duì)象，依托溫州市區(qū)某超深壓入式沉井工程，分析沉井壓入過程中土體運(yùn)動(dòng)的力學(xué)機(jī)制，并采用耦合歐拉-拉格朗日(CEL)法對(duì)沉井下沉擠土過程進(jìn)行數(shù)值模擬，重點(diǎn)分析下沉速度、土體壓縮性及隔離樁對(duì)擠土效應(yīng)的影響。

1 工程背景

1.1 項(xiàng)目概況

浙江省溫州市鹿城區(qū)南塘街北入口改造工程中采用壓入式沉井工法施工一地下16層立體停車庫(kù)，為國(guó)內(nèi)首次采用該工法進(jìn)行地下車庫(kù)施工。其中沉井結(jié)構(gòu)采用矩形斷面，尺寸為21.125 m×17.200 m，高度為34.05 m。長(zhǎng)短邊各設(shè)1道中隔墻將沉井分為4個(gè)井隔艙。此外，井壁外1.5 m處還設(shè)有一圈隔離樁用以減小沉井下沉對(duì)周圍土體的擾動(dòng)。沉井結(jié)構(gòu)示意見圖1。施工場(chǎng)地緊鄰眾多建(構(gòu))筑物，環(huán)境保護(hù)要求嚴(yán)格。周邊環(huán)境示意如圖2所示。

施工場(chǎng)地附近為古河道,根據(jù)地質(zhì)勘察結(jié)果，場(chǎng)地自上而下主要為①1雜填土層、②1淤泥層、②2淤泥層、④11粉質(zhì)黏土層、④12粉質(zhì)黏土層、④2黏土層、⑤2黏土層等工程地質(zhì)層。其中，②1、②2淤泥層厚度近25 m，是沉井下沉穿越的主要地層，且其呈流塑狀，壓縮性、靈敏度高，承載能力差，地基承載力僅40 kPa，屬典型的軟弱地基土，將給沉井下沉施工帶來許多挑戰(zhàn)。根據(jù)勘察報(bào)告，各土層的地質(zhì)剖面及物理力學(xué)參數(shù)變化情況如圖3所示。

(a) 沉井三維示意圖(單位： m)

(b) 沉井平面圖(單位： mm)

(c) 沉井豎向剖面圖(單位： mm)

圖1沉井結(jié)構(gòu)圖

Fig. 1 Structure sketches of caisson

圖2 沉井周邊環(huán)境示意圖(單位： m)

1.2 壓入式沉井施工工藝

壓入式沉井工法的特點(diǎn)在于有一套施加下壓力的反力系統(tǒng)，主要包括穿心千斤頂、承壓牛腿、反力拉桿、反力油缸、樁承臺(tái)及反力地錨等。本工程沉井外側(cè)4角對(duì)稱布置16根直徑為1 m的鉆孔灌注樁作為反力地錨(2根1組，共8組)，每組反力地錨分別與1個(gè)反力油缸相連，最大可提供3 000 kN的頂力。同時(shí)對(duì)稱布置4對(duì)反力梁，每對(duì)反力梁由2個(gè)外伸承壓牛腿組成。另外圈梁與沉井之間對(duì)稱布置8個(gè)導(dǎo)向塊，用以防止沉井下沉過程中發(fā)生過大偏斜。反力系統(tǒng)的平面布置如圖4所示。

圖3 地質(zhì)剖面及地層參數(shù)示意圖

圖4 反力系統(tǒng)平面布置圖(單位： mm)

壓入式沉井的施工流程為： 安裝反力拉桿，將反力油缸與承壓牛腿相連；反力油缸千斤頂將拉桿頂升一個(gè)行程(約80 cm)后錨固螺母將拉桿鎖緊；反力油缸千斤頂帶動(dòng)反力拉桿縮回，將拉力傳遞至承壓牛腿，使沉井受到壓力下沉；當(dāng)沉井下沉一個(gè)行程后，松開錨固螺母開始下一個(gè)行程的壓入，重復(fù)上述步驟直至沉井下沉至牛腿接近圈梁時(shí)結(jié)束這一次壓沉循環(huán)；拆除反力拉桿，切割牛腿，待下一節(jié)沉井結(jié)構(gòu)施工完成后，再次安裝反力拉桿將反力油缸與下一節(jié)的承壓牛腿相連，開始下一次壓沉循環(huán)。施工流程示意如圖5所示。

(a) 安裝反力拉桿

(b) 加壓下沉到位

圖5壓入式沉井施工流程

Fig. 5 Construction process of press-in caisson

壓入式下沉施工的原則是“先壓入后取土”，即通過理論分析在井內(nèi)預(yù)留適當(dāng)高度的土塞后，進(jìn)行主動(dòng)壓入下沉，直到千斤頂所提供的壓入力無法繼續(xù)將沉井壓入下沉?xí)r，再進(jìn)行井內(nèi)取土調(diào)整井內(nèi)土塞至合適高度后進(jìn)行下一階段壓入。在下沉過程中，應(yīng)盡量避免取土過多導(dǎo)致沉井下沉，確保每一次下沉都是壓入力主導(dǎo)的主動(dòng)下沉而不是自重引起的被動(dòng)下沉。

每次下沉?xí)r沉井所需的壓入力可通過下沉系數(shù)K1反算得到，下沉系數(shù)

K1=(N+G)/(Rf+Rr+Qr)。

(1)

式中：N為壓入力；G為沉井自重；Rf為總側(cè)摩阻力；Rr為刃腳阻力；Qr為浮力。

由此推導(dǎo)得到壓入力

N=K1·(Rf+Rr+Qr)-G。

(2)

根據(jù)地層的物理力學(xué)參數(shù)及沉井結(jié)構(gòu)尺寸可以得到沉井自重、側(cè)摩阻力、刃腳阻力和浮力，將這些參數(shù)代入式(2)便能預(yù)估出給定下沉系數(shù)所需的壓入力，為下沉施工提供參考。一般下沉系數(shù)為1.05～1.25時(shí)，沉井能夠較為平穩(wěn)地下沉。

2 沉井壓入擠土引起的土體位移機(jī)制

對(duì)于壓入式沉井而言，在沉井下沉過程中，周邊土體受到擠壓會(huì)發(fā)生隆起變形，其大致形狀可參考Meyerholf[16]提出的深層貫入所引起的土體位移模式。如圖6所示，土體的變形情況表現(xiàn)為靠近沉井處的土體受到井壁摩擦力作用向下運(yùn)動(dòng)，稍遠(yuǎn)一點(diǎn)的土體由于擠壓發(fā)生隆起變形，隨著距離不斷增大，隆起變形增大至最大值后逐漸減小。而由于沉井內(nèi)部的隔艙尺寸較小，其內(nèi)部的土塞會(huì)形成拱起狀的土拱。根據(jù)地層變形情況可以將壓入式沉井下沉的影響區(qū)域分為沉降區(qū)、主要隆起區(qū)、次要隆起區(qū)以及井內(nèi)的土塞區(qū)。

一般來說，初始地層處于平衡狀態(tài)，由沉井下沉引起土體的位移則可歸結(jié)于土體中應(yīng)力場(chǎng)的改變，即應(yīng)力的增量。為探究壓入式沉井下沉引起的土體位移的影響機(jī)制，需首先分析沉井下沉過程中不同部位的應(yīng)力狀態(tài)。

(a) Meyerholf位移模式

(b) 壓入式沉井下沉擠土的地層變形

為明確沉井下沉產(chǎn)生的擠土效應(yīng)的主要影響因素，這里僅考慮沉井下沉擠壓土體引起的應(yīng)力增量，忽略周邊土體對(duì)擠壓運(yùn)動(dòng)的約束作用。在壓入下沉的過程中，沉井對(duì)土體的影響可分為4種情形： 淺層豎向剪切、深層水平擠壓、底部豎向擠壓及刃腳斜面擠壓。不同情形引起的應(yīng)力改變模式不同，如圖7所示。

(a) 淺層豎向剪切

(b) 深層水平擠壓

(c) 底部豎向擠壓

(d) 刃腳斜面擠壓

圖7不同影響情形下的典型應(yīng)力改變模式

Fig. 7 Typical stress variation patterns under different influences

下文分別具體分析圖7所示幾種情形下的應(yīng)力應(yīng)變情況。

2.1 淺層豎向剪切

當(dāng)沉井下沉至一定深度時(shí)，淺部地層內(nèi)的結(jié)構(gòu)對(duì)周圍土體的作用主要表現(xiàn)為以摩擦力為主的豎向剪切作用，而幾乎無水平向的擠壓作用。這種作用在宏觀上體現(xiàn)為鄰近土體被沉井帶動(dòng)共同下沉，將其作用下的應(yīng)力改變模式定義為淺層豎向剪切，其應(yīng)力應(yīng)變情形如圖7(a)所示。

2.2 深層水平擠壓

沉井底部的刃腳在下沉過程中會(huì)對(duì)土體產(chǎn)生顯著的擠壓作用，體現(xiàn)為土體被結(jié)構(gòu)擠開產(chǎn)生塑性變形甚至剪切破壞，其位移模式可以簡(jiǎn)要看作是豎向擠壓和水平擠壓在不同程度上的疊加。其中水平擠壓可類比孔擴(kuò)張，其應(yīng)力應(yīng)變情形如圖7(b)所示。

一般來說，水平向的應(yīng)力增量會(huì)產(chǎn)生水平位移和豎向位移，當(dāng)所需的豎向約束應(yīng)力大于上覆土體自重應(yīng)力時(shí),該處土體就會(huì)產(chǎn)生向上隆起。

2.3 底部豎向擠壓

刃腳一般由水平踏面和斜面組成，踏面的主要作用是在沉井停止下沉?xí)r提供承載力。正因如此,沉井下沉?xí)r對(duì)土體擠壓最劇烈的位置便是在刃腳踏面正下方，主要是對(duì)土體產(chǎn)生豎向擠壓作用，其應(yīng)力應(yīng)變情形如圖7(c)所示。

豎向擠壓導(dǎo)致的應(yīng)力增量與自重應(yīng)力不同，其大小主要與下沉速度有關(guān)。假定在下沉過程中的任意小的時(shí)間增量Δt內(nèi)，沉井下沉使得刃腳踏面以下體積為V的微元土體由靜止變?yōu)橐韵嗤鲁了俣葀向下運(yùn)動(dòng)，則根據(jù)動(dòng)量定理有

F·Δt=mv。

(3)

其中微元土體的質(zhì)量

m=ρV=ρvAΔt。

(4)

式(3)和式(4)中：F為刃腳對(duì)微元土體的豎向擠壓力；v為下沉速度；ρ為土體密度；A為刃腳與微元土體的接觸面積。

將式(4)代入式(3)可得

F=ρv2A。

(5)

于是有

(6)

式中Δσ豎向?yàn)樨Q向擠壓應(yīng)力增量。

式(6)表明，豎向下沉中刃腳踏面對(duì)土體的豎向擠壓應(yīng)力與土體密度及下沉速度的平方呈正比。

2.4 刃腳斜面擠壓

相比于踏面，刃腳斜面處的土體位移情況較為復(fù)雜，簡(jiǎn)要的應(yīng)力應(yīng)變情形如圖7(d)所示。

為分析壓入式沉井下沉擠土效應(yīng)的影響因素，下文對(duì)壓入式沉井下沉中范圍最廣的典型影響模式，即淺層豎向剪切進(jìn)行分析，其應(yīng)力應(yīng)變變化情況的相關(guān)公式如下。

Δσ1=Δτ；

(7)

Δσ3=-Δτ；

(8)

(9)

(10)

式(7)—(10)中： Δσ1為最大主應(yīng)力增量； Δσ3為最小主應(yīng)力增量； Δτ為切應(yīng)力增量； Δε1為最大主應(yīng)變?cè)隽浚?Δε3為最小主應(yīng)變?cè)隽?；E為土體彈性模量；ν為土體泊松比。

Δσ水平=KΔσ豎向=Kρv2；

(11)

Δτ=μΔσ水平=μKρv2；

(12)

(13)

式(11)—(13)中：Δσ水平為水平擠壓應(yīng)力增量；K為側(cè)向土壓力系數(shù)；μ為沉井側(cè)壁與土體的滑動(dòng)摩擦系數(shù)。

綜上可知，壓入式沉井下沉擠土影響下的土體位移規(guī)律主要與土體彈性模量E、泊松比ν、側(cè)摩擦因數(shù)μ、側(cè)向土壓力系數(shù)K、土體密度ρ及下沉速度v等參數(shù)有關(guān)。

3 壓入式沉井?dāng)D土效應(yīng)的數(shù)值分析

3.1 有限元模型建立

為分析壓入式沉井在淤泥地層中下沉所引起的擠土效應(yīng)，采用ABAQUS有限元軟件中的耦合歐拉-拉格朗日(CEL)方法對(duì)沉井的壓入下沉過程進(jìn)行數(shù)值模擬，重點(diǎn)分析下沉速度v、土體壓縮模量Es以及隔離樁布設(shè)情況對(duì)壓入式沉井下沉擠土效應(yīng)的影響。

針對(duì)本工程特點(diǎn)和地質(zhì)條件，采用如下簡(jiǎn)化假定和模擬方法：

1)由于沉井剛度一般遠(yuǎn)大于周邊土體，可將其假定為剛體，并采用拉格朗日網(wǎng)格建模，單元類型為R3D4；

2)模型中僅考慮單一淤泥地層，采用Drucker-Prager彈塑性本構(gòu)模型及歐拉網(wǎng)格建模，單元類型為EC3D8R；

3)采用耦合歐拉-拉格朗日方法(CEL)考慮土體的大變形問題，并采用罰函數(shù)約束來控制沉井與土體的接觸耦合；

4)CEL方法的計(jì)算收斂性對(duì)網(wǎng)格密度的依賴較大，參考文獻(xiàn)[11-14]，歐拉網(wǎng)格尺寸選為沉井壁厚/6；

5)采用位移貫入法在沉井上施加勻速變化的位移曲線模擬整個(gè)下沉過程，下沉速度基準(zhǔn)設(shè)置為0.2 m/d，下沉過程中井內(nèi)不挖土，并假定整個(gè)下沉過程中結(jié)構(gòu)保持垂直姿態(tài)。

建立的壓入式沉井下沉模型如圖8所示，沉井尺寸同圖1。模型長(zhǎng)150 m，寬120 m，高70 m。采用歐拉網(wǎng)格模擬土體，歐拉土體上方設(shè)置一個(gè)厚度為10 m的空物質(zhì)層，以容納地表土體可能發(fā)生的隆起變形。沉井初始位置位于模型表面正中心。

圖8 有限元模型示意圖(單位： m)

淤泥層的物理力學(xué)參數(shù)按實(shí)際土層厚度加權(quán)得到。鑒于溫州淤泥層的特殊性，土體彈性模量E根據(jù)文獻(xiàn)[17]并經(jīng)試算后取E=5Es，泊松比ν取0.49，沉井結(jié)構(gòu)的基準(zhǔn)側(cè)摩擦系數(shù)μ取0.3。由此得到的土體計(jì)算參數(shù)如表1所示。

表1 土體計(jì)算參數(shù)

根據(jù)第2節(jié)的分析，土體受沉井下沉擠土所產(chǎn)生的位移主要與下沉速度、土體壓縮模量等因素有關(guān)。通過獨(dú)立改變這些參數(shù)的大小進(jìn)行多次計(jì)算，可得到擠土效應(yīng)對(duì)這些參數(shù)的敏感性。主要以地表變形、深層土體水平位移及刃腳擠壓應(yīng)力作為判別擠土效應(yīng)大小的指標(biāo)，并與實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比。其中背景工程的壓入式沉井已下沉3.77 m，下沉?xí)r長(zhǎng)18 d，平均下沉速度約為0.21 m/d。下沉期間，地表最大隆起為9.6 mm，發(fā)生在井外4.5 m處；最大沉降為0.9 mm，發(fā)生在井外27 m處；周邊地表變形以隆起為主；地下污水管線最大沉降為16.9 mm；鄰近建筑物的最大沉降為15.4 mm，最大差異沉降為5.5 mm，對(duì)應(yīng)傾斜僅為0.000 6。從實(shí)際施工來看，壓入下沉對(duì)周邊管線及建筑物的影響較小，對(duì)環(huán)境的影響主要體現(xiàn)在擠土效應(yīng)引起的地表不均勻變形。

3.2 有限元模型驗(yàn)證

文獻(xiàn)[18]以上海地鐵7號(hào)線某采用氣壓沉箱法施工的盾構(gòu)隧道豎井為研究對(duì)象，通過現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)和數(shù)值模擬探討了施工對(duì)周邊地層環(huán)境的影響。該氣壓沉箱長(zhǎng)25.24 m、寬15.6 m、深29.06 m，與本文的壓入式沉井在尺寸上較為接近。該工程整個(gè)施工過程的平均下沉速度約為0.2 m/d。同時(shí)，氣壓沉箱通過設(shè)置高氣壓限制周邊土體進(jìn)入井內(nèi)，壓入式沉井通過井內(nèi)留土限制周邊土體進(jìn)入井內(nèi)，二者施工引起的周邊土體位移機(jī)制也比較類似。為驗(yàn)證本文數(shù)值模型的正確性，將下沉速度為0.2 m/d時(shí)數(shù)值模擬所得的地表變形曲線與文獻(xiàn)[18]的研究成果進(jìn)行對(duì)比,結(jié)果如圖9所示。這里僅對(duì)比長(zhǎng)邊方向，并以各自的沉井長(zhǎng)度為基準(zhǔn)對(duì)橫坐標(biāo)的離井壁邊距離進(jìn)行歸一化處理。

圖9 壓入式沉井與氣壓沉箱引起的地表變形比較

Fig. 9 Comparison between ground deformation induced by press-in caisson and that induced by pneumatic caisson

由圖9可以看出： 本文模擬得到的地表變形曲線與文獻(xiàn)[18]研究得到的地表變形曲線在變形趨勢(shì)上擬合得較好，均為近處地表發(fā)生沉降而遠(yuǎn)處地表稍有隆起。不同點(diǎn)主要在于氣壓沉箱施工引起的地表沉降在影響范圍和數(shù)值大小上都更大。這可能是因?yàn)闅鈮撼料渲饕ㄟ^高氣壓來平衡水壓從而限制地下水進(jìn)入井內(nèi)，但仍會(huì)有部分土體在下沉?xí)r進(jìn)入井內(nèi)，進(jìn)而造成周邊地表有比較明顯的沉降；而壓入式沉井一是可以借由土塞自重平衡井外土壓，二是由于沉井無底使得井內(nèi)外地下水存在滲流通道，無論地層滲透系數(shù)如何最終井內(nèi)外地下水位總會(huì)趨于一致從而平衡井外水壓，因此能夠大大減小周邊地表沉降。盡管如此，本文模擬結(jié)果與文獻(xiàn)[18]研究結(jié)果在數(shù)量級(jí)上是較為接近的，由此可認(rèn)為本文所采用的有限元模型計(jì)算得到的結(jié)果是合理的。

3.3 下沉速度對(duì)擠土效應(yīng)的影響

僅改變下沉速度，其他條件仍同標(biāo)準(zhǔn)情況一致，分別取下沉速度v=0.02、0.05、0.1、0.2、0.5、1 m/d進(jìn)行計(jì)算分析，得到的地表變形、深層土體水平位移及刃腳擠壓應(yīng)力變化情況如圖10—12所示。

(a) 不同下沉速度的地表變形

(b) 不同下沉速度的地表最大隆起及對(duì)應(yīng)位置

圖10下沉速度對(duì)地表變形的影響

Fig. 10 Effect of sinking velocity on ground deformation

(a) 不同下沉速度的累計(jì)深層水平位移

(b) 不同下沉速度的最大向外水平位移

圖11下沉速度對(duì)累計(jì)深層水平位移的影響

Fig. 11 Effect of sinking velocity on horizontal displacement along depth of soil

(b) 不同下沉速度的最大刃腳正面擠壓應(yīng)力

圖12下沉速度對(duì)刃腳正面擠壓應(yīng)力的影響

Fig. 12 Effect of sinking velocity on vertical press stress of blade feet

1)由圖10可知，隨著下沉速度的增大，沉井下沉擠土引起的地表變形逐漸增大。地表最大隆起普遍為0.5～1.0 cm，且大多位于距離井壁邊15～26 m(為0.4～0.8倍的下沉深度)處。而與實(shí)測(cè)相比，由于未考慮隔離樁影響，數(shù)值模擬所得的地表隆起偏小且離井壁偏遠(yuǎn)，即地表變形更為平緩。隨著下沉速度的加快，地表的最大隆起逐漸增大，而最大隆起點(diǎn)離井壁的距離則逐漸減小。其中，當(dāng)下沉速度為0.2～0.3 m/d時(shí)，地表的最大隆起最小且離井壁最遠(yuǎn)，即擠土引起的地表變形最平緩。因此，可以認(rèn)為0.2～0.3 m/d是最優(yōu)的壓入下沉速度。

2)由圖11可知，井壁邊土體的深層水平位移隨深度的增加而增大，在沉井設(shè)計(jì)下沉深度34.05 m附近達(dá)到最大值后逐漸減小，可見刃腳處水平擠土效應(yīng)最大。然而下沉速度越大，最大水平位移反而越小。結(jié)合地表變形規(guī)律后可以發(fā)現(xiàn)，大于0.3 m/d后，下沉速度越大，豎向擠土效應(yīng)越大，水平擠土效應(yīng)越小。

3)由圖12可知，刃腳正面擠壓應(yīng)力隨下沉深度的增加呈拋物線增長(zhǎng)，且在下沉速度為0.2～0.3 m/d時(shí)達(dá)到最小值。此時(shí)，刃腳擠壓應(yīng)力在1～3倍的地基承載力范圍內(nèi)，沉井可較為穩(wěn)定地下沉。而當(dāng)下沉速度為0.5 m/d以上時(shí)，刃腳擠壓應(yīng)力急劇增大，土體被嚴(yán)重破壞，此時(shí)沉井極易發(fā)生突沉。由于無法考慮土體破壞后的強(qiáng)度降低，數(shù)值模擬所得刃腳正面擠壓應(yīng)力仍在增長(zhǎng)，實(shí)際工程中土體破壞后應(yīng)力不可能繼續(xù)增大。

3.4 土體壓縮模量對(duì)擠土效應(yīng)的影響

(a) 不同壓縮模量的地表變形

(b) 不同壓縮模量的地表最大隆起及對(duì)應(yīng)位置

圖13土體壓縮模量對(duì)地表變形的影響

Fig. 13 Effect of compression modulus of soil on ground deformation

(a) 不同壓縮模量的累計(jì)深層水平位移

(b) 不同壓縮模量的最大向外水平位移

圖14土體壓縮模量對(duì)累計(jì)深層水平位移的影響

Fig. 14 Effect of compression modulus of soil on horizontal displacement along depth of soil

(a) 不同壓縮模量的刃腳正面擠壓應(yīng)力

(b) 不同壓縮模量的最大刃腳正面擠壓應(yīng)力

圖15土體壓縮模量對(duì)刃腳正面擠壓應(yīng)力的影響

Fig. 15 Effect of compression modulus of soil on vertical press stress of blade feet

1)由圖13可知，隨著土體壓縮模量的增大，下沉擠土引起的地表變形整體上逐漸增大，而最大隆起點(diǎn)離井壁的距離則逐漸減小。其中，當(dāng)壓縮模量小于1.2Es0(約2.03 MPa)時(shí)，地表的最大隆起最小且離井壁最遠(yuǎn)，即擠土引起的地表變形最平緩。大于1.2Es0后，壓縮模量越大，擠土效應(yīng)引起的土體位移越大。

2)由圖14可知，從井壁邊土體的最大水平位移來看，最大水平位移隨著壓縮模量的增大近似線性增長(zhǎng)，壓縮模量增長(zhǎng)2倍，水平位移增長(zhǎng)約8.5%。結(jié)合地表變形規(guī)律可以發(fā)現(xiàn)，土體壓縮模量增大，豎向和水平擠土效應(yīng)都會(huì)增大。

3)由圖15可知，刃腳面擠壓應(yīng)力隨著土體壓縮模量的增大呈拋物線增長(zhǎng)，且在下沉深度較大時(shí)增大趨勢(shì)更明顯。這是因?yàn)樯疃仍酱笸馏w可進(jìn)一步壓縮的體積越少，壓縮模量的影響越顯著。其中，壓縮模量小于1.2Es0(約2.03 MPa)時(shí)，刃腳擠壓應(yīng)力為1～3倍的地基承載力，地層較為穩(wěn)定。

3.5 隔離樁對(duì)擠土效應(yīng)的影響

為減小沉井下沉對(duì)環(huán)境的影響，在沉井四周距井壁1.5 m處布設(shè)φ600 mm@900 mm灌注樁作為隔離樁，樁長(zhǎng)45 m。為分析隔離樁對(duì)擠土效應(yīng)的影響，分別取隔離樁與沉井外壁距離d=1.5、3.0 m，隔離樁長(zhǎng)度l=15、30、45、60 m，共8種組合工況進(jìn)行計(jì)算分析，得到地表變形、深層土體水平位移、隔離樁變形及刃腳擠壓應(yīng)力變化情況，如圖16—19所示。

(a) 不同隔離樁工況的地表變形

(b) 不同隔離樁工況的地表最大隆起及對(duì)應(yīng)位置

圖16隔離樁對(duì)地表變形的影響

Fig. 16 Effect of isolation piles on ground deformation

(a) 不同隔離樁工況的累計(jì)深層水平位移

(b) 不同隔離樁工況的最大向外水平位移

圖17隔離樁對(duì)累計(jì)深層水平位移的影響

Fig. 17 Effect of isolation piles on horizontal displacement along depth of soil

(a) 不同隔離樁工況的樁身水平變形

(b) 不同隔離樁工況的樁身最大水平變形

圖18隔離樁變形情況

Fig. 18 Deformation of isolation piles

(a) 不同隔離樁工況的刃腳正面擠壓應(yīng)力

(b) 不同隔離樁工況的最大刃腳正面擠壓應(yīng)力

圖19隔離樁對(duì)刃腳正面擠壓應(yīng)力的影響

Fig. 19 Effect of isolation piles on vertical press stress of blade feet

1)由圖16可知，從地表變形來看，隔離樁對(duì)擠土效應(yīng)引起的土體位移起到了一定的遮攔作用，使得靠近井壁的沉降和遠(yuǎn)處的地表隆起都大大減少。其中當(dāng)距井壁較近時(shí)，數(shù)值模擬與實(shí)測(cè)所得的地表變形較為吻合。另外，隔離樁距離井壁越近、長(zhǎng)度越大，近處的地表隆起越大而遠(yuǎn)處的地表變形越小，即擠土引起的地表變形越陡峭。因此，若場(chǎng)地內(nèi)較為空曠，應(yīng)將隔離樁布置得較近以減小遠(yuǎn)處地表變形；若場(chǎng)地內(nèi)有重要管線及構(gòu)筑物，則應(yīng)將隔離樁布置得較遠(yuǎn)以減小場(chǎng)地內(nèi)的地表差異變形。

2)由圖17可知，從井壁邊土體的深層水平位移來看，只有當(dāng)隔離樁長(zhǎng)度大于沉井最終下沉深度時(shí)，土體的最大水平位移才會(huì)有所減小，比起無隔離樁情況減小約20%。

3)由圖18可知，從隔離樁的變形情況來看，上部向內(nèi)變形而下部則向外變形，最終變形最大的部位則是在對(duì)應(yīng)最終設(shè)計(jì)下沉深度即34.05 m左右。因此，隔離樁只有在樁長(zhǎng)大于沉井下沉深度時(shí)才會(huì)對(duì)擠土效應(yīng)起到較好的遮攔效果。

4)由圖19可知，由于隔離樁的遮攔作用，受到擠壓的土體難以發(fā)生向外的變形和位移，導(dǎo)致土體中增加的應(yīng)力無法釋放。以刃腳正面擠壓應(yīng)力為例，隔離樁距井壁越近、長(zhǎng)度越大，沉井壓入下沉對(duì)土體的擠壓應(yīng)力就越大。

4 結(jié)論與建議

針對(duì)壓入式沉井下沉特點(diǎn)，分析了沉井下沉擠壓對(duì)周邊土體應(yīng)力狀態(tài)的影響，并采用耦合歐拉-拉格朗日(CEL)法對(duì)沉井的壓入下沉過程進(jìn)行模擬，研究壓入下沉在淤泥地層引起的擠土效應(yīng)，得到的結(jié)論與建議如下。

1)壓入式沉井下沉產(chǎn)生的擠土效應(yīng)使得周邊地層發(fā)生4種典型變形，分別是井內(nèi)土塞區(qū)的土體兩邊被井壁帶動(dòng)向下而中間稍有拱起；井外沉降區(qū)的土體由于靠近井壁被帶動(dòng)向下運(yùn)動(dòng)從而引起地表沉降，范圍為0～0.4倍的下沉深度；稍遠(yuǎn)一點(diǎn)的主要隆起區(qū)的土體受到擠壓向上隆起，范圍為0.4～1.2倍的下沉深度；再遠(yuǎn)一點(diǎn)的次要隆起區(qū)的土體則向上小幅隆起。

2)下沉速度越快，豎向擠土效應(yīng)越大而水平擠土效應(yīng)越小，體現(xiàn)為地表隆起越大而深層水平位移越小。由于擠土效應(yīng)增大，沉井刃腳對(duì)土體的擠壓應(yīng)力也會(huì)顯著增大。從減小地層變形及控制刃腳擠壓應(yīng)力的角度來看，最優(yōu)的壓入下沉速度為0.2～0.3 m/d。

3)土體壓縮模量增大，豎向和水平的擠土效應(yīng)都會(huì)增大，體現(xiàn)為地表隆起和深層水平位移的相應(yīng)增大，且刃腳正面擠壓應(yīng)力也大大增加。為減小壓入下沉中擠土效應(yīng)的不利影響，壓入下沉適用地層的壓縮模量應(yīng)小于2.03 MPa。

4)隔離樁對(duì)擠土效應(yīng)引起的土體位移可以起到一定的遮攔效果，距井壁越近、樁長(zhǎng)越大，效果越好。從控制地層變形方面來考慮，場(chǎng)地內(nèi)空曠時(shí)應(yīng)將隔離樁較近布置；而場(chǎng)地內(nèi)有重要管線時(shí)則需將隔離樁較遠(yuǎn)布置。

5)為控制擠土效應(yīng)，建議壓入式沉井施工在遇到高壓縮性的軟弱地層(如淤泥層)時(shí)以壓入為主，而在遇到較堅(jiān)硬的地層時(shí)則應(yīng)更多進(jìn)行井內(nèi)取土輔助壓入。

6)本文采用CEL法模擬壓入式沉井下沉過程，可以較為準(zhǔn)確地得到擠土效應(yīng)所引起的地層變形情況；但沒有考慮周邊既有建筑物的影響，且CEL法對(duì)于地層應(yīng)力及接觸應(yīng)力的計(jì)算并不準(zhǔn)確，還需進(jìn)一步與現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)進(jìn)行對(duì)比分析。