超深沉井下沉周邊環(huán)境效應與控制措施

趙敏杰

上海市基礎工程集團有限公司 上海 200002

超深沉井（下沉深度H≥30 m）由于結構自穩(wěn)性強、空間利用率大、占地面積小且施工簡易等優(yōu)點，被廣泛應用于深基礎、地下油氣庫、蓄水井、泵站以及盾構或頂管始發(fā)井等[1-11]。這些構筑物的形成通常需要通過不斷地開挖內部土體，從而將現(xiàn)場預制的井體結構在自重或外力作用下貫入至設計深度，不可避免地會對土體造成擾動。在城市地區(qū)，由開挖引起的地層變形控制標準日趨嚴格。為滿足設計要求，準確預測超深沉井施工環(huán)境效應顯得格外 重要。

近年來，針對沉井施工周邊環(huán)境效應，國內外學者展開了廣泛研究。Peng等[12-13]、王海林等[8-9,14]以上海地區(qū)盾構接收井為研究對象，基于平面應變條件，建立了二維數(shù)值模型，但其地表沉降計算精度依賴于施工的力學邊界條件（側壁摩阻力與刃腳底部反力）。龔維明等[15]對某錨碇沉井基礎首次降排水引起附近的大堤沉降進行了沉降監(jiān)測，發(fā)現(xiàn)沉井基礎首次下沉引起的大堤沉降量較小，同時指出沉井不同下沉階段宜采用不同開挖方法，以便于提高下沉精度。穆保崗等[16]結合現(xiàn)場監(jiān)測結果對此進行了進一步驗證。Kumar等[17]開展了濱海軟土深埋沉井基礎的室內模型試驗，研究了沉井基礎在水平靜荷載作用下對周邊土體變形的影響，指出隨著沉井基礎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)值模擬技術能夠較為準確地模擬沉井周邊環(huán)境，有效地揭示了沉井在下沉過程中對周邊土體的影響。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)值關系，提出地基水平抗拉與水平位移之間近似呈線性關系。朱龍等[19-20]利用FLAC3D軟件計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軟件內置的生死單元法，模擬了沉井內部土體開挖和井壁的安裝，忽略了沉井動態(tài)貫入的過程。類似的問題也同樣存在于Jiang等[22]提出的數(shù)值模型中。事實上，沉井下沉安裝是開挖與貫入同步耦合的過程，利用簡單的生死單元法難以準確反映施工過程，因此計算精度難以保證。

為了更為真實地反映沉井施工環(huán)境效應，基于Abaqus/Explicit模塊中耦合歐拉-拉格朗日（CEL）方法，提出了開挖與貫入同步耦合的大變形數(shù)值模擬方法。依托鎮(zhèn)江大港水廠項目，應用所提方法建立了精細化三維數(shù)值模型，分析了超深沉井施工造成的環(huán)境效應。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，并展開了參數(shù)分析，進而給出了一系列控制措施。

1 工程背景

1.1 項目概況

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，項目位于鎮(zhèn)江新區(qū)，地處長江沿岸，位于江南岸江心汽渡—祝趙路旁。施工場地北接長江堤岸，東鄰江心汽渡及碼頭道路，采用頂管及水上沉管施工工藝，從江心取水至場內泵水房，經處理通過后續(xù)管道輸送供水（圖1）。

圖1 鎮(zhèn)江大港水廠鳥瞰

根據(jù)超深沉井豎向剖面可知，沉井內徑為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次外臺階結構，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。施工過程采用不排水下沉工藝，下沉完畢后，對施工場地進行回填。沉井經3次下沉后，對應刃腳標高分別為－11.8、－25.8、－38.5 m。

1.2 工程地質條件

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

獲取土體物理力學參數(shù)，開展了一系列室內土體單元試驗，試驗結果如表1所示。室內試驗結果表明，第③層土為具有蠕變性質的超軟土，第⑤2層土為硬黏土（長江漫灘相黏土），具有超高黏聚力（約86 kPa）和內摩擦角（約17.5°），對應土體承載力約為260 kPa。

表1 地基土層主要物理力學性質指標

2 數(shù)值模擬

2.1 計算假定

提出如下計算假定：

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效應。

2）土體是均勻且各向同性的材料。

3）土體初始地應力按照靜止土壓力計算。

2.2 計算模型

為提高計算效率，模型建立為1∶32對稱模型。沉井按照真實尺寸進行建模。根據(jù)沉井下沉影響范圍研究，為消除邊界效應的影響，土體模型取計算域寬度和高度為80、100 m。同時，根據(jù)CEL方法的特性，土體模型頂部預留厚5 m的空穴層，為土體可能的隆起提供空間。

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

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

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

為對井內土體開挖進行模擬，在開挖時，應先將待開挖土體位于模型對稱面上的邊界條件撤銷，同時修改inp文件，利用場變量功能將待開挖土體強度參數(shù)降至0，此時失去強度的土體將會向模型外部流動。根據(jù)CEL方法中歐拉網格的特性，流出歐拉網格的土體將不再參與計算[25]，即達成開挖效果。

2.3 計算參數(shù)

2.3.1 土體本構

土體采用的本構模型為利用Abaqus子程序VUMAT編寫的考慮土體小應變特性的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；黏土強度參數(shù)取Su，其值根據(jù)固結快剪參數(shù)及應力水平近似值求取，泊松比μ設置為0.495；雜填土和強風化花崗巖的強度參數(shù)取經驗值[26-27]。

表2 土體參數(shù)匯總

2.3.2 沉井構件模擬

對于沉井模型，由于其形狀為圓桶形，支護剛度大，自身結構變形極小，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

本工程沉井外壁設置了2級減摩臺階，施工后期，為降低下沉阻力，采用泥漿幕減阻，減摩臺階被泥漿填滿。注漿時，施工人員需對注漿效果進行監(jiān)測，控制泥漿厚度與臺階保持一致，盡量避免由于注漿不足導致土體向井內方向坍塌，或由于注漿過量導致土體被向外擠。因此，建模時假設泥漿厚度在施工過程中保持不變并和臺階厚度一致，則可將泥漿和井體作為一個整體。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，泥漿套側壁摩阻力極限值取5 kPa，未注漿時，井-土界面摩擦因數(shù)取0.35[29]。

2.4 計算過程

根據(jù)現(xiàn)場施工實施情況，第1次下沉階段，沉井下沉僅依靠自重，現(xiàn)場施工采用在井壁內側挖土的方式進行。隨著鍋底的形成，刃腳受到土體的端阻力降低，自重超過下沉阻力，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、吸泥的方式取土來進行下沉。沉井第3次下沉時，刃腳切入土體一定深度，此時的開挖方式為每次使沉井刃腳斜踏面完全嵌入土體后，再進行開挖，控制開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，此時開始采用泥漿幕減阻工藝，通過注漿在沉井外壁減摩臺階處形成泥漿套。

依據(jù)現(xiàn)場實際施工情況，有限元分析的實施過程具體如下所述：

1）地應力平衡，還原地層初始應力狀態(tài)。

2）沉井下沉前9 m時，由于未開始注漿，沉井井壁與土體間不設置極限摩阻力。

3）沉井下沉9 m后開始注漿，井體與土體的極限摩阻力設置為5 kPa。

4）沉井下沉前25 m，保持井內形成深約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系

圖3為沉井最大地表沉降δvm與當前下沉深度h的關系。可以看出，沉井下沉的前10 m左右，最大沉降增長較快；下沉10 m后由于開始注漿，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系

圖2 模型尺寸及網格劃分

3.1.2 地表沉降分布模式與下沉深度關系

將沉井下沉不同階段的地表沉降計算結果進行無量綱化處理，得到不同下沉深度對應的地表沉降分布曲線，如圖4所示。可以看出，隨著下沉深度h增加，曲線位置逐漸向左上方移動。隨著曲線向左上方移動，在相同的d/h下，地表沉降δv與最大沉降δvm的比值降低。結合圖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。總體上，沉井下沉主要影響區(qū)域為距側壁約0.5h的范圍內。

用指數(shù)函數(shù)對圖中所有階段沉降分布數(shù)據(jù)進行擬合，得到地表沉降δv與d/h關系如式（2）所示：

3.2 井-土界面極限摩阻力

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

3.2.1 井-土界面摩阻力對周邊土體變形影響

圖5和圖6分別表示沉井下沉過程中不同井-土界面摩阻力對地表沉降和距側壁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總結了在不同井-土界面摩阻力下，地表沉降和距沉井側壁5 m處水平位移的最 大值。

圖4 無量綱化地表沉降 分布曲線

圖5 不同井-土界面摩阻力 對地表沉降影響

表3 井-土界面摩阻力對最大位移影響

3.2.2 井-土界面摩阻力對沉井下沉阻力影響

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，僅在開始注漿時，由于側壁摩阻力降低導致總下沉阻力略有減小，約1 500 kN。隨著沉井繼續(xù)下沉，當進入硬土層后，由于土體強度參數(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總結了不同井-土界面摩阻力對應的最大下沉阻力。相比無極限摩擦力的情況，極限摩擦力為20、15、10、5 kPa時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-土界面摩阻力對距 側壁5 m處水平位移影響

圖7 不同井-土界面摩阻力 對沉井下沉阻力影響

表4 井-土界面摩阻力對最大下沉阻力影響

3.3 井內土體高度

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

3.3.1 井內土體高度對周邊土體變形影響

圖8和圖9分別表示沉井在下沉過程中，不同井內土體高度對地表沉降和距側壁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，當未超挖時（井內土體高度為0、1、2 m），沉降曲線較為一致，沉降值較小，當超挖時（井內土體高度為－1、－2 m），沉降值迅速增大。對于距沉井側壁5 m處最大水平位移，當超挖時，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。其原因為，井內土體未超挖時，沉井下沉擠土效應較為明顯，下沉初期上部土體受擠土效應影響導致向井外方向移動較大，盡管后期受井體拖拽向井內方向移動，但因為前期的擠土效應導致向井內方向的位移較小；而井內土體超挖形成鍋底時，由于土體坍落導致周邊土體先是向井內方向移動（圖10），而非在明顯的擠土效應作用下向井外方向移動，且隨著井體繼續(xù)下沉，土體受井體拖拽繼續(xù)向井內方向移動，因此總位移較大。

圖8 不同井內土體高度對地表沉降影響

圖9 不同井內土體高度對距側壁5 m處水平位移影響

圖10 井內鍋底引起的土體坍落

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

表5 井內土體高度對最大位移影響

3.3.2 井內土體高度對沉井下沉阻力影響

圖11為不同井內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，僅在注漿開始時略有降低。值得注意的是，當井內土體未超挖時，開始注漿后總下沉阻力明顯比土體超挖時降低更多，這是因為土體超挖時，刃腳處的應力松弛現(xiàn)象更加明顯，導致沉井下沉總摩阻力處于更低水平，因此注漿時總摩阻力降低值也更小。隨著井內土體高度增高，總下沉阻力急劇上升。表6總結了不同井內土體高度對應的最大下沉阻力。相比井內土體高度為2 m的情況，井內土體高度為1、0、－1、－2 m時最大下沉阻力分別降低了9.32%、35.07%、65.75%及66.85%。

圖11 不同井內土體高度對沉井下沉阻力影響

表6 井內土體高度對最大下沉阻力影響

4 控制措施

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

4.1 加固范圍

有限元分析結果表明，沉井下沉影響范圍約為距沉井側壁0.5倍下沉深度，因此，攪拌樁、旋噴樁等環(huán)境保護措施應設置在距沉井側壁0.5倍下沉深度范圍內才能有效發(fā)揮作用，否則會造成浪費。根據(jù)計算結果，20～30 m深度處的水平位移仍和地表處于同一水平，直至進入硬土層后水平位移才顯著降低，因此加固深度應貫穿④2粉質黏土層，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)本文有限元分析結果，當注漿效果好時（井-土界面摩阻力為5 kPa），下沉阻力相比未注漿時可降低約33.84%。另外，由于沉井下沉前期井壁與土體接觸面積較小，且土體應力水平不高，井-土界面摩擦力相對較低，此時注漿帶來的收益并不明顯；然而，隨著下沉深度增加，土體應力增大，同時井內土體接觸面積增大，井壁與土體間的摩擦力升高，因此注漿收益會隨下沉深度變大而提高。施工時應盡可能保證注漿效果，提高注漿質量。

4.3 井內土體高度

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

5 結語

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，因此加固措施應設置在距沉井側壁0.5倍下沉深度范圍內。

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

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