趙敏杰

上海市基礎(chǔ)工程集團(tuán)有限公司 上海 200002

超深沉井（下沉深度H≥30 m）由于結(jié)構(gòu)自穩(wěn)性強(qiáng)、空間利用率大、占地面積小且施工簡(jiǎn)易等優(yōu)點(diǎn)，被廣泛應(yīng)用于深基礎(chǔ)、地下油氣庫(kù)、蓄水井、泵站以及盾構(gòu)或頂管始發(fā)井等[1-11]。這些構(gòu)筑物的形成通常需要通過(guò)不斷地開(kāi)挖內(nèi)部土體，從而將現(xiàn)場(chǎng)預(yù)制的井體結(jié)構(gòu)在自重或外力作用下貫入至設(shè)計(jì)深度，不可避免地會(huì)對(duì)土體造成擾動(dòng)。在城市地區(qū)，由開(kāi)挖引起的地層變形控制標(biāo)準(zhǔn)日趨嚴(yán)格。為滿足設(shè)計(jì)要求，準(zhǔn)確預(yù)測(cè)超深沉井施工環(huán)境效應(yīng)顯得格外 重要。

近年來(lái)，針對(duì)沉井施工周邊環(huán)境效應(yīng)，國(guó)內(nèi)外學(xué)者展開(kāi)了廣泛研究。Peng等[12-13]、王海林等[8-9,14]以上海地區(qū)盾構(gòu)接收井為研究對(duì)象，基于平面應(yīng)變條件，建立了二維數(shù)值模型，但其地表沉降計(jì)算精度依賴于施工的力學(xué)邊界條件（側(cè)壁摩阻力與刃腳底部反力）。龔維明等[15]對(duì)某錨碇沉井基礎(chǔ)首次降排水引起附近的大堤沉降進(jìn)行了沉降監(jiān)測(cè)，發(fā)現(xiàn)沉井基礎(chǔ)首次下沉引起的大堤沉降量較小，同時(shí)指出沉井不同下沉階段宜采用不同開(kāi)挖方法，以便于提高下沉精度。穆保崗等[16]結(jié)合現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)結(jié)果對(duì)此進(jìn)行了進(jìn)一步驗(yàn)證。Kumar等[17]開(kāi)展了濱海軟土深埋沉井基礎(chǔ)的室內(nèi)模型試驗(yàn)，研究了沉井基礎(chǔ)在水平靜荷載作用下對(duì)周邊土體變形的影響，指出隨著沉井基礎(chǔ)貫入深度或荷載偏心率的增加，地表沉降逐漸增大。

三維數(shù)值模擬技術(shù)能夠較為準(zhǔn)確地模擬沉井周邊環(huán)境，有效地揭示了沉井在下沉過(guò)程中對(duì)周邊土體的影響。茍聯(lián)盟[18]編制了三維有限元程序，分析了不同施工工況下沉井與周邊土體的變形規(guī)律，建立了地基水平抗力與水平位移間的數(shù)值關(guān)系，提出地基水平抗拉與水平位移之間近似呈線性關(guān)系。朱龍等[19-20]利用FLAC3D軟件計(jì)算了受頂力作用的圓形沉井水平位移分布規(guī)律，分析了巨型深埋式雙沉井先后下沉施工引起的相互作用及規(guī)律。Georgiannou等[21]利用Plaxis2D、3D軟件內(nèi)置的生死單元法，模擬了沉井內(nèi)部土體開(kāi)挖和井壁的安裝，忽略了沉井動(dòng)態(tài)貫入的過(guò)程。類(lèi)似的問(wèn)題也同樣存在于Jiang等[22]提出的數(shù)值模型中。事實(shí)上，沉井下沉安裝是開(kāi)挖與貫入同步耦合的過(guò)程，利用簡(jiǎn)單的生死單元法難以準(zhǔn)確反映施工過(guò)程，因此計(jì)算精度難以保證。

為了更為真實(shí)地反映沉井施工環(huán)境效應(yīng)，基于Abaqus/Explicit模塊中耦合歐拉-拉格朗日（CEL）方法，提出了開(kāi)挖與貫入同步耦合的大變形數(shù)值模擬方法。依托鎮(zhèn)江大港水廠項(xiàng)目，應(yīng)用所提方法建立了精細(xì)化三維數(shù)值模型，分析了超深沉井施工造成的環(huán)境效應(yīng)。此外，考慮超深沉井下沉深度、井-土界面摩阻力、土塞高度等敏感因素，并展開(kāi)了參數(shù)分析，進(jìn)而給出了一系列控制措施。

1 工程背景

1.1 項(xiàng)目概況

江蘇鎮(zhèn)江大港水廠一期取水工程需要安裝超深圓形沉井，項(xiàng)目位于鎮(zhèn)江新區(qū)，地處長(zhǎng)江沿岸，位于江南岸江心汽渡—祝趙路旁。施工場(chǎng)地北接長(zhǎng)江堤岸，東鄰江心汽渡及碼頭道路，采用頂管及水上沉管施工工藝，從江心取水至場(chǎng)內(nèi)泵水房，經(jīng)處理通過(guò)后續(xù)管道輸送供水（圖1）。

圖1 鎮(zhèn)江大港水廠鳥(niǎo)瞰

根據(jù)超深沉井豎向剖面可知，沉井內(nèi)徑為15 m，總高度為41.2 m。超深沉井分6次制作，3次下沉（階段1、階段2、階段3）。井壁采用2次外臺(tái)階結(jié)構(gòu)，變截面寬度20 cm，井壁下部由2節(jié)厚度為1.3 m、高度為6.4m的井段組成，接高后高度為12.8 m；中部由2節(jié)高度分別為6.8、7.2 m，厚度均為1.1 m的井段組成，接高后高度為14 m；上部由2節(jié)高度7.2 m、厚度為0.9 m的井段組成，接高后高度為14.2 m。施工過(guò)程采用不排水下沉工藝，下沉完畢后，對(duì)施工場(chǎng)地進(jìn)行回填。沉井經(jīng)3次下沉后，對(duì)應(yīng)刃腳標(biāo)高分別為－11.8、－25.8、－38.5 m。

1.2 工程地質(zhì)條件

根據(jù)黃海高程，施工場(chǎng)地標(biāo)高分布在2.44～5.38 m范圍內(nèi)。季節(jié)性地下水位分布在地表以下0.5～3.0 m范圍內(nèi)（平均值為地表以下2 m）。場(chǎng)區(qū)勘探深度范圍內(nèi)場(chǎng)地土為第四系全新統(tǒng)、上更新統(tǒng)沖積物。根據(jù)土體物理力學(xué)性質(zhì)差異，將地層劃分為6個(gè)典型土層，其中第①層為雜填土，第②層為粉土，第③層為淤泥質(zhì)粉質(zhì)黏土夾粉土，第④1層為粉砂、第④2層為粉質(zhì)黏土夾粉土，第⑤1層為粉質(zhì)黏土，第⑤2為黏土，第⑥層為強(qiáng)風(fēng)化花崗巖。

獲取土體物理力學(xué)參數(shù)，開(kāi)展了一系列室內(nèi)土體單元試驗(yàn)，試驗(yàn)結(jié)果如表1所示。室內(nèi)試驗(yàn)結(jié)果表明，第③層土為具有蠕變性質(zhì)的超軟土，第⑤2層土為硬黏土（長(zhǎng)江漫灘相黏土），具有超高黏聚力（約86 kPa）和內(nèi)摩擦角（約17.5°），對(duì)應(yīng)土體承載力約為260 kPa。

表1 地基土層主要物理力學(xué)性質(zhì)指標(biāo)

2 數(shù)值模擬

2.1 計(jì)算假定

提出如下計(jì)算假定：

1）沉井施工采用不排水工藝，故不考慮地下水變化的影響和土體固結(jié)效應(yīng)。

2）土體是均勻且各向同性的材料。

3）土體初始地應(yīng)力按照靜止土壓力計(jì)算。

2.2 計(jì)算模型

為提高計(jì)算效率，模型建立為1∶32對(duì)稱模型。沉井按照真實(shí)尺寸進(jìn)行建模。根據(jù)沉井下沉影響范圍研究，為消除邊界效應(yīng)的影響，土體模型取計(jì)算域?qū)挾群透叨葹?0、100 m。同時(shí)，根據(jù)CEL方法的特性，土體模型頂部預(yù)留厚5 m的空穴層，為土體可能的隆起提供空間。

土體模型兩對(duì)稱面約束圓柱坐標(biāo)系切向方向的速度，外部軸向速度，底部所有方向速度，而上表面邊界自由。

地應(yīng)力平衡步約束沉井所有方向速度；下沉分析步對(duì)沉井施加z方向速度（本文為0.5 m/s），使沉井下沉。

網(wǎng)格劃分采用近密遠(yuǎn)疏的原則，水平方向，刃腳附近網(wǎng)格較密，距沉井越遠(yuǎn)，網(wǎng)格密度越疏；豎直方向，下沉深度范圍內(nèi)網(wǎng)格較密，下沉深度以下區(qū)域網(wǎng)格密度隨深度變疏。土體采用三維歐拉網(wǎng)格（EC3D8R）劃分，單元總數(shù)為27 448個(gè)，節(jié)點(diǎn)總數(shù)為37 545個(gè)。沉井采用C3D8R劃分，單元總數(shù)為783個(gè)，節(jié)點(diǎn)總數(shù)為1 396個(gè)。模型的尺寸及網(wǎng)格劃分情況如圖2所示。

為對(duì)井內(nèi)土體開(kāi)挖進(jìn)行模擬，在開(kāi)挖時(shí)，應(yīng)先將待開(kāi)挖土體位于模型對(duì)稱面上的邊界條件撤銷(xiāo)，同時(shí)修改inp文件，利用場(chǎng)變量功能將待開(kāi)挖土體強(qiáng)度參數(shù)降至0，此時(shí)失去強(qiáng)度的土體將會(huì)向模型外部流動(dòng)。根據(jù)CEL方法中歐拉網(wǎng)格的特性，流出歐拉網(wǎng)格的土體將不再參與計(jì)算[25]，即達(dá)成開(kāi)挖效果。

2.3 計(jì)算參數(shù)

2.3.1 土體本構(gòu)

土體采用的本構(gòu)模型為利用Abaqus子程序VUMAT編寫(xiě)的考慮土體小應(yīng)變特性的Mohr-Coulomb模型。表2中列出了不同土層的參數(shù)，其中，土體密度ρ取有效密度；黏土強(qiáng)度參數(shù)取Su，其值根據(jù)固結(jié)快剪參數(shù)及應(yīng)力水平近似值求取，泊松比μ設(shè)置為0.495；雜填土和強(qiáng)風(fēng)化花崗巖的強(qiáng)度參數(shù)取經(jīng)驗(yàn)值[26-27]。

表2 土體參數(shù)匯總

2.3.2 沉井構(gòu)件模擬

對(duì)于沉井模型，由于其形狀為圓桶形，支護(hù)剛度大，自身結(jié)構(gòu)變形極小，因此在數(shù)值模擬中，可將其直接作為剛體[12]。

2.3.3 井-土界面

本工程沉井外壁設(shè)置了2級(jí)減摩臺(tái)階，施工后期，為降低下沉阻力，采用泥漿幕減阻，減摩臺(tái)階被泥漿填滿。注漿時(shí)，施工人員需對(duì)注漿效果進(jìn)行監(jiān)測(cè)，控制泥漿厚度與臺(tái)階保持一致，盡量避免由于注漿不足導(dǎo)致土體向井內(nèi)方向坍塌，或由于注漿過(guò)量導(dǎo)致土體被向外擠。因此，建模時(shí)假設(shè)泥漿厚度在施工過(guò)程中保持不變并和臺(tái)階厚度一致，則可將泥漿和井體作為一個(gè)整體。沉井井壁和泥漿與土體的接觸屬性依據(jù)GB/T 51130—2016《沉井與氣壓沉箱施工規(guī)范》[28]描述，泥漿套側(cè)壁摩阻力極限值取5 kPa，未注漿時(shí)，井-土界面摩擦因數(shù)取0.35[29]。

2.4 計(jì)算過(guò)程

根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)施工實(shí)施情況，第1次下沉階段，沉井下沉僅依靠自重，現(xiàn)場(chǎng)施工采用在井壁內(nèi)側(cè)挖土的方式進(jìn)行。隨著鍋底的形成，刃腳受到土體的端阻力降低，自重超過(guò)下沉阻力，從而得以順利下沉。第2、3次下沉階段，由于土層越來(lái)越硬，沉井需依靠自重和助沉系統(tǒng)的反壓力，再利用高壓水槍破土、吸泥的方式取土來(lái)進(jìn)行下沉。沉井第3次下沉?xí)r，刃腳切入土體一定深度，此時(shí)的開(kāi)挖方式為每次使沉井刃腳斜踏面完全嵌入土體后，再進(jìn)行開(kāi)挖，控制開(kāi)挖后的刃腳切土深度為斜踏面高度的一半。

此外，沉井下沉至約9 m處遇到砂土層，此時(shí)開(kāi)始采用泥漿幕減阻工藝，通過(guò)注漿在沉井外壁減摩臺(tái)階處形成泥漿套。

依據(jù)現(xiàn)場(chǎng)實(shí)際施工情況，有限元分析的實(shí)施過(guò)程具體如下所述：

1）地應(yīng)力平衡，還原地層初始應(yīng)力狀態(tài)。

2）沉井下沉前9 m時(shí)，由于未開(kāi)始注漿，沉井井壁與土體間不設(shè)置極限摩阻力。

3）沉井下沉9 m后開(kāi)始注漿，井體與土體的極限摩阻力設(shè)置為5 kPa。

4）沉井下沉前25 m，保持井內(nèi)形成深約1 m的鍋底。

5）沉井下沉至25 m后，控制刃腳土塞高度約為1.5 m，直至下沉至38.5 m為止。

3 參數(shù)分析

3.1 下沉深度

3.1.1 最大地表沉降與下沉深度關(guān)系

圖3為沉井最大地表沉降δvm與當(dāng)前下沉深度h的關(guān)系?？梢钥闯?，沉井下沉的前10 m左右，最大沉降增長(zhǎng)較快；下沉10 m后由于開(kāi)始注漿，最大沉降增速略有降低；下沉32 m后，沉井遇到較硬土層，最大沉降量幾乎不再增加。

圖3 最大地表沉降與下沉深度關(guān)系

圖2 模型尺寸及網(wǎng)格劃分

3.1.2 地表沉降分布模式與下沉深度關(guān)系

將沉井下沉不同階段的地表沉降計(jì)算結(jié)果進(jìn)行無(wú)量綱化處理，得到不同下沉深度對(duì)應(yīng)的地表沉降分布曲線，如圖4所示?？梢钥闯?，隨著下沉深度h增加，曲線位置逐漸向左上方移動(dòng)。隨著曲線向左上方移動(dòng)，在相同的d/h下，地表沉降δv與最大沉降δvm的比值降低。結(jié)合圖3可以看出，隨著下沉深度h增加，地表沉降不斷加大，但影響程度卻在減弱?？傮w上，沉井下沉主要影響區(qū)域?yàn)榫鄠?cè)壁約0.5h的范圍內(nèi)。

用指數(shù)函數(shù)對(duì)圖中所有階段沉降分布數(shù)據(jù)進(jìn)行擬合，得到地表沉降δv與d/h關(guān)系如式（2）所示：

3.2 井-土界面極限摩阻力

為研究沉井下沉過(guò)程中注漿效果對(duì)環(huán)境效應(yīng)的影響，分別設(shè)置注漿階段井壁與土體間的極限摩阻力為5、10、15、20 kPa及無(wú)極限摩阻力（摩擦因數(shù)設(shè)置為0.35）。此外，沉井井內(nèi)土塞高度設(shè)置為0，土體參數(shù)保持不變。

3.2.1 井-土界面摩阻力對(duì)周邊土體變形影響

圖5和圖6分別表示沉井下沉過(guò)程中不同井-土界面摩阻力對(duì)地表沉降和距側(cè)壁5 m處水平位移的影響。地表沉降最大值發(fā)生在靠近井壁處，距沉井側(cè)壁5 m處最大水平位移位于地表。隨著井-土界面摩阻力增大，沉井下沉引起的土體地表沉降及水平位移均增大。表3總結(jié)了在不同井-土界面摩阻力下，地表沉降和距沉井側(cè)壁5 m處水平位移的最 大值。

圖4 無(wú)量綱化地表沉降 分布曲線

圖5 不同井-土界面摩阻力 對(duì)地表沉降影響

表3 井-土界面摩阻力對(duì)最大位移影響

3.2.2 井-土界面摩阻力對(duì)沉井下沉阻力影響

圖7為在不同井-土界面摩阻力下沉井下沉阻力隨下沉深度的變化情況。隨著下沉深度的增加，沉井下沉阻力逐漸增加，僅在開(kāi)始注漿時(shí)，由于側(cè)壁摩阻力降低導(dǎo)致總下沉阻力略有減小，約1 500 kN。隨著沉井繼續(xù)下沉，當(dāng)進(jìn)入硬土層后，由于土體強(qiáng)度參數(shù)提高，下沉阻力驟然升高。隨著井-土界面摩阻力增高，總下沉阻力也在上升。表4總結(jié)了不同井-土界面摩阻力對(duì)應(yīng)的最大下沉阻力。相比無(wú)極限摩擦力的情況，極限摩擦力為20、15、10、5 kPa時(shí)最大下沉阻力分別降低了12.24%、20.29%、27.31%及33.85%。

圖6 不同井-土界面摩阻力對(duì)距 側(cè)壁5 m處水平位移影響

圖7 不同井-土界面摩阻力 對(duì)沉井下沉阻力影響

表4 井-土界面摩阻力對(duì)最大下沉阻力影響

3.3 井內(nèi)土體高度

為研究沉井下沉過(guò)程中井內(nèi)土體高度對(duì)環(huán)境效應(yīng)的影響，分別設(shè)置井內(nèi)土體高度為2、1、0、－1、－2 m（井內(nèi)土體高度為負(fù)表示超挖形成鍋底）。此外，注漿階段井-土界面摩阻力設(shè)置為5 kPa，土體參數(shù)保持不變。

3.3.1 井內(nèi)土體高度對(duì)周邊土體變形影響

圖8和圖9分別表示沉井在下沉過(guò)程中，不同井內(nèi)土體高度對(duì)地表沉降和距側(cè)壁5 m處水平位移的影響。地表沉降最大值發(fā)生在靠近井壁處，當(dāng)未超挖時(shí)（井內(nèi)土體高度為0、1、2 m），沉降曲線較為一致，沉降值較小，當(dāng)超挖時(shí)（井內(nèi)土體高度為－1、－2 m），沉降值迅速增大。對(duì)于距沉井側(cè)壁5 m處最大水平位移，當(dāng)超挖時(shí)，最大水平位移發(fā)生于地表處，其余情況最大水平位移發(fā)生于深度約20 m處。其原因?yàn)?，井?nèi)土體未超挖時(shí)，沉井下沉擠土效應(yīng)較為明顯，下沉初期上部土體受擠土效應(yīng)影響導(dǎo)致向井外方向移動(dòng)較大，盡管后期受井體拖拽向井內(nèi)方向移動(dòng)，但因?yàn)榍捌诘臄D土效應(yīng)導(dǎo)致向井內(nèi)方向的位移較?。欢畠?nèi)土體超挖形成鍋底時(shí)，由于土體坍落導(dǎo)致周邊土體先是向井內(nèi)方向移動(dòng)（圖10），而非在明顯的擠土效應(yīng)作用下向井外方向移動(dòng)，且隨著井體繼續(xù)下沉，土體受井體拖拽繼續(xù)向井內(nèi)方向移動(dòng)，因此總位移較大。

圖8 不同井內(nèi)土體高度對(duì)地表沉降影響

圖9 不同井內(nèi)土體高度對(duì)距側(cè)壁5 m處水平位移影響

圖10 井內(nèi)鍋底引起的土體坍落

值得注意的是，當(dāng)井內(nèi)未超挖而是形成一定土體高度時(shí)，井內(nèi)土體高度為2 m時(shí)的土體變形最大，井內(nèi)土體高度為0 m和1 m時(shí)的土體變形較為接近。該現(xiàn)象表明，井內(nèi)土體高度的增加不一定總是會(huì)降低環(huán)境效應(yīng)。產(chǎn)生該現(xiàn)象的原因可能為，當(dāng)井內(nèi)土體高度較大時(shí)，端阻力提高導(dǎo)致下沉阻力升高，與此同時(shí)，井體對(duì)土體施加的力也提高，這導(dǎo)致土體受擾動(dòng)程度變大，因此位移變大。表5總結(jié)了不同井內(nèi)土體高度下地表沉降和距沉井側(cè)壁5 m處水平位移最 大值。

表5 井內(nèi)土體高度對(duì)最大位移影響

3.3.2 井內(nèi)土體高度對(duì)沉井下沉阻力影響

圖11為不同井內(nèi)土體高度下沉井下沉阻力隨下沉深度變化示意。從圖中可以看出，下沉阻力隨下沉深度的增加，均呈增大趨勢(shì)，僅在注漿開(kāi)始時(shí)略有降低。值得注意的是，當(dāng)井內(nèi)土體未超挖時(shí)，開(kāi)始注漿后總下沉阻力明顯比土體超挖時(shí)降低更多，這是因?yàn)橥馏w超挖時(shí)，刃腳處的應(yīng)力松弛現(xiàn)象更加明顯，導(dǎo)致沉井下沉總摩阻力處于更低水平，因此注漿時(shí)總摩阻力降低值也更小。隨著井內(nèi)土體高度增高，總下沉阻力急劇上升。表6總結(jié)了不同井內(nèi)土體高度對(duì)應(yīng)的最大下沉阻力。相比井內(nèi)土體高度為2 m的情況，井內(nèi)土體高度為1、0、－1、－2 m時(shí)最大下沉阻力分別降低了9.32%、35.07%、65.75%及66.85%。

圖11 不同井內(nèi)土體高度對(duì)沉井下沉阻力影響

表6 井內(nèi)土體高度對(duì)最大下沉阻力影響

4 控制措施

根據(jù)有限元分析結(jié)果，從加固范圍、注漿以及井內(nèi)土體高度等方面給出沉井下沉控制措施：

4.1 加固范圍

有限元分析結(jié)果表明，沉井下沉影響范圍約為距沉井側(cè)壁0.5倍下沉深度，因此，攪拌樁、旋噴樁等環(huán)境保護(hù)措施應(yīng)設(shè)置在距沉井側(cè)壁0.5倍下沉深度范圍內(nèi)才能有效發(fā)揮作用，否則會(huì)造成浪費(fèi)。根據(jù)計(jì)算結(jié)果，20～30 m深度處的水平位移仍和地表處于同一水平，直至進(jìn)入硬土層后水平位移才顯著降低，因此加固深度應(yīng)貫穿④2粉質(zhì)黏土層，直至硬土層頂部。

4.2 注漿

注漿既可降低周邊土體變形，又可有效減少下沉阻力，是一種兩全其美的施工工藝。根據(jù)本文有限元分析結(jié)果，當(dāng)注漿效果好時(shí)（井-土界面摩阻力為5 kPa），下沉阻力相比未注漿時(shí)可降低約33.84%。另外，由于沉井下沉前期井壁與土體接觸面積較小，且土體應(yīng)力水平不高，井-土界面摩擦力相對(duì)較低，此時(shí)注漿帶來(lái)的收益并不明顯；然而，隨著下沉深度增加，土體應(yīng)力增大，同時(shí)井內(nèi)土體接觸面積增大，井壁與土體間的摩擦力升高，因此注漿收益會(huì)隨下沉深度變大而提高。施工時(shí)應(yīng)盡可能保證注漿效果，提高注漿質(zhì)量。

4.3 井內(nèi)土體高度

若井內(nèi)超挖形成鍋底，下沉阻力急劇降低，但同時(shí)對(duì)環(huán)境影響急劇增大；若井內(nèi)留有一定土體，可有效降低施工環(huán)境效應(yīng)，但下沉阻力增大。當(dāng)周邊環(huán)境較為敏感時(shí)，井內(nèi)可留有一定土體高度，但土體高度不是越大越好，根據(jù)計(jì)算結(jié)果，過(guò)大的土體高度（2 m）不僅會(huì)使下沉難度增加，和較低的土體高度（0～1 m）相比，周邊土體變形可能會(huì)略有加大。盡管大鍋底式開(kāi)挖將顯著降低貫入阻力，但同時(shí)引起的地表沉降亦十分明顯。根據(jù)有限元分析結(jié)果，綜合考慮貫入阻力與施工環(huán)境效應(yīng)，建議取井內(nèi)土塞高度為0～1 m。

5 結(jié)語(yǔ)

1）沉井下沉引起的最大地表沉降與下沉深度呈近似線性關(guān)系，主要影響范圍與下沉深度之比（d/h）隨下沉深度增加而變小，總體上約為0.5，因此加固措施應(yīng)設(shè)置在距沉井側(cè)壁0.5倍下沉深度范圍內(nèi)。

2）井-土界面摩阻力越大，地表沉降和土體側(cè)向位移越大，沉井下沉阻力也越大，下沉?xí)r采取注漿措施既可抑制土體變形又可助沉。

3）井內(nèi)土體超挖可降低下沉阻力，但會(huì)加劇土體變形，井內(nèi)留有一定土塞高度可有效抑制變形，但會(huì)使下沉困難，綜合考慮貫入阻力與施工環(huán)境效應(yīng)，建議取井內(nèi)土塞高度為0～1 m。