1. 引言
陆地沉井在城市地下空间工程中使用越来越广泛，常被用做大型建筑物的基础或构筑物结构本体 [1] [2] [3]。沉井通过挖除沉井下部土体，依靠沉井自重和荷载下沉。合理的挖土下沉工序能够有效的控制沉井几何姿态及其结构应力，对周围环境影响也能得到合理的控制。
诸多学者对沉井相关问题进行了研究，并取得诸多成果。邓友生 [4] 等结合现场监测数据与有限元数值模型，分析了沉井在下沉与封底过程中其结构自身的应力分布与变形情况，并探索了沉井在下沉过程中对周边邻近高层建筑与堤岸构筑物的影响。Yan [5] 等基于滑移线理论，推导了刃脚极限土阻力的计算公式。Chavda [6] 等通过模型试验，研究了不同刃口锥度对沉井抗侵彻能力的影响。梁穑稼 [7] 等基于极限平衡状态和平面滑裂面假定，推导出单一非黏性土层中沉井下沉时的土压力和侧壁摩阻力计算公式，并采用等效内摩擦角和等效自重应力的方法将其推广至成层黏性土层中。徐鹏飞 [8] 等结合工程实例，研究了软土中压入式沉井对周围环境的影响。钟永新 [9] 等为控制沉井下沉底部拉应力，采用预留核心土滞后开挖下沉工艺，取得较好效果。对于多室沉井的挖土下沉，理论上往往只注重对称、同时、均匀挖土，而实际工程中又难以准确实现。目前，关于多室沉井各室下部土体挖土顺序的影响规律尚无系统的研究成果，而不同挖土顺序对沉井结构及周围环境影响规律不同。
本文以深圳市固戍水质净化厂二期沉井工程为背景，通过设计不同的挖土下沉方案，采用数值模拟方法来研究不同挖土下沉方案对沉井几何姿态控制、沉井应力变化规律以及对周边管道的影响规律。以期为类似工程提供参考。
2. 工程问题分析
固戍水质净化厂二期工程位于填海区，土层上至下依次为素填土，淤泥，粘土质粗砂，残积土，全风化混合花岗岩等，各土层厚度不均匀，具有各向异性，地下水埋深1 m。距沉井东侧5.4 m处埋有一期工程回水管，管道直径为1 m，壁厚0.1 m，埋深3.8 m。
沉井结构尺寸为33.4 × 25 × 22.15 m，平面分为六室。采用三次制作两次下沉，三节沉井高度分别为12.2 m、6.15 m、3.8 m，下沉高度分别为12.2 m，6.15 m。沉井浇筑前会在底部预浇筑0.3 m厚的素混凝土底板，并在第一节沉井浇筑完成后破除下沉。沉井首次下沉前会在沉井四周进行培土，培土高度10 m，培土底宽15 m，培土顶宽5 m。沉井采用井内挖土下沉，每次挖土下沉深度为1 m。随着沉井下沉深度增加，井外需进行同步降土。
由于地层条件的不均匀性，且沉井周围存在管线，不同的挖土方式会对沉井和管道产生不同的影响。针对此工程问题，结合现场施工条件及地质情况，通过设计12个挖土下沉方案，综合分析沉井应力状态，沉井偏斜状态以及对管道的影响，从中优选出最合理的挖土下沉方式。
3. 数值方案
3.1. 数值模型及材料参数
采用Abaqus有限元软件进行多室沉井挖土数值模拟分析，模型土体尺寸为100 m × 100 m × 30 m，沉井侧壁厚1.2 m，内部隔墙厚0.8 m。土层采用Mohr-Coulomb理想弹塑性本构模型，沉井，管道采用弹性本构模型。模型底面约束竖向位移，侧面约束侧向位移。计算模型如图1所示。地层分布如图2所示。各材料参数如表1所示。
Figure 1. Numerical simulation analysis chart
图1. 数值模拟分析图
Figure 2. Schematic diagram of soil layer thickness
图2. 土层厚度示意图
Table 1. Soil physical and mechanical parameters table
表1. 土体物理力学参数表
3.2. 下沉方案设计
根据沉井结构和现场施工条件，将沉井下部土体划分为5个区域，如图3所示。开挖方案见表2。划分方案主要通过对称开挖与不对称开挖、先开挖中间土体与后开挖中间土体划分。方案A1~A4表示不对称开挖下，先开挖周围土体，后开挖中间土体；方案B1~B4表示不对称开挖下，先开挖中间土体，后开挖周围土体；方案C1~C2表示对称开挖下，先开挖周围土体，后开挖中间土体；方案D1~D2表示对称开挖下，先开挖中间土体，后开挖周围土体。
Figure 3. Schematic diagram of soil partition at the lower part of open caisson
图3. 沉井下部土体分区示意图
Table 2. Excavation settlement scheme
表2. 挖土下沉方案
4. 不同挖土方案结果分析
本节内容着重分析不同挖土方案开挖过程中(前两次开挖)导致的沉井几何姿态变化，应力变化以及对旁边一期工程管道影响规律。
4.1. 沉井几何姿态变化
通过研究沉井四个角点的沉降来研究不同挖土下沉方案对沉井几何姿态的影响，角点位置如图3所示。第一次开挖完成后沉井各角点沉降如图4所示，第二次开挖完成后沉井各角点沉降如图5所示。
Figure 4. Settlement of each corner point of open caisson after the first excavation
图4. 第一次开挖完成后沉井各角点沉降
由图4可知，第一次挖土完成后，A1~A4方案由于采用不对称挖土，沉井表现为向该挖土区域方向倾斜，角点最大差异沉降达到0.231 m，0.233 m，0.074 m，0.069 m，倾斜角度达到0.441˚，0.444˚，0.188˚，0.176°。方案A1和A2之间的差异是由土层的不均匀性导致，表明在沉井下部存在淤泥地层时，先开挖淤泥地层薄的区域，对沉井下沉姿态控制有效果。方案A3和A4之间的差异是由沉井东侧的管道导致，管道的存在使得沉井右侧土体总体刚度相对较大，从而使得A4方案下沉井偏斜较小。方案A1~A2和A3~A4之间的差异主要是由于沉井北面侧壁面积较小，土体所提供的侧壁阻力较小，同时由于A3~A4方案下区域5的存在，使得A1~A2方案和A3~A4方案下的角点差异沉降出现较大变化。方案C1~C2由于采用对称挖土，沉井只出现两个对角点沉降增加，相邻角点最大差异沉降达到0.100 m，0.102 m，可认为沉井未倾斜。方案B1~B4和D1~D4由于先挖除中间土体，由于土层的不均匀性，表现为角点S1和角点S2沉降较大，角点最大差异沉降达到0.008 m，沉井倾斜角度达到0.015˚。
Figure 5. Settlement of each corner point of open caisson after the second excavation
图5. 第二次开挖完成后沉井各角点沉降
由图5可知，第二次挖土完成后，方案A1~A4都表现出向北倾斜，角点最大差异沉降达到0.044 m，0.050 m，0.011 m，0.009 m，倾斜角度达到0.083˚，0.096˚，0.020˚，0.017˚。方案B1~B4表现为向第二次挖土区域方向倾斜，角点最大差异沉降达到1.007 m，1.012 m，0.467 m，0.463 m，倾斜角度达到1.919°，1.929˚，1.189˚，1.178˚。方案B1~B4沉降变化规律与第一次挖土时方案A1~A4相同，由于已经挖除中间区域土体，使得沉井角点差异沉降与倾斜更大。方案C1~C2表现为向北倾斜，角点最大差异沉降达到0.009 m，0.012 m，倾斜角度达到0.017˚，0.023˚；方案D1~D4由于对称开挖，沉降只出现两个对角点沉降增加，相邻角点最大差异沉降达到0.290 m，0.286 m，沉井未倾斜。
4.2. 沉井应力变化
通过研究各方案下沉井最大拉应力来反映不同挖土下沉方式对沉井的影响。第一次开挖完成后沉井最大拉应力如图6所示，第二次开挖完成后沉井最大拉应力如图7所示。
Figure 6. Maximum tensile stress of open caisson after the first excavation
图6. 第一次开挖完成后沉井最大拉应力
由图6可知，第一次挖土完成后，方案B1~B4和D1~D2下沉井最大拉应力为0.645 MPa；方案A1~A2沉井最大拉应力为1.731 MPa，1.75 MPa。先开挖沉井中间区域土体，方案B1~B4和D1~D2，会使沉井结构下部受力出现“简支效应”，此时沉井最大拉应力出现在沉井下部中间位置；而先开挖周围沉井周围区域土体，如方案A1~A4和C1~C2，则会使沉井结构下部受力出现“悬臂效应”，此时沉井最大拉应力出现在沉井上部靠近未开挖区域位置。方案A1~A2由于开挖区域侧壁面积较小，且无中间区域土体，相对于方案A3~A4结构应力会较大。
Figure 7. Maximum tensile stress of open caisson after the second excavation
图7. 第二次开挖完成后沉井最大拉应力
由图7可知，第二次挖土完成后，方案D1~D2下沉井最大拉应力最小，为0.714 MPa；方案B1~B2方案下沉井最大拉应力最大，为3.707 MPa，3.813 MPa，已经超出混凝土抗拉强度标准值。沉井四周区域土体开挖完成，保留中间区域土体，如方案A1~A4和C1~C2，沉井结构下部受力出现“扁担效应”，此时最大拉应力出现在沉井上部中间位置。沉井开挖完一侧周围区域土体和中间区域土体，保留另一侧全部周围区域土体，如方案B1~B2，若开挖区域沉井下沉仍未接触到下层土体，此时沉井结构下部受力出现“悬臂效应”，最大拉应力出现在沉井上部靠近未开挖区域位置；若开挖区域沉井下沉已接触到下次土体，此时沉井结构下部受力出现“简支效应”，最大拉应力出现在沉井下部靠近未开挖区域位置。沉井开挖完一侧周围区域土体和中间区域土体，保留另一侧部分周围区域土体，如方案B3~B4，此时未开挖区域沉井结构下部受力出现“简支效应”，开挖区域沉井结构下部受力出现“悬臂效应”，最大拉应力出现在沉井下部靠近未开挖区域位置。沉井开挖完中间区域土体及四周部分土体，如方案D1~D2，沉井结构下部受力出现“简支效应”，最大拉应力出现在沉井下部中间位置。
4.3. 对周围管道的影响
通过研究各方案下管道最大沉降和最大水平位移值来反映不同挖土下沉方式对管道的影响。不同挖土方案下管道最大沉降如图8、图9所示，管道最大水平位移如图10、图11所示。
由图8可知，第一次挖土完成后，方案A1~A2下管道沉降最大，为104.5 mm，方案A3下管道沉降最小为93.3 mm。各方案下管道最大沉降均出现在管道中部位置，向挖土区域方向略有偏移。方案A3由于挖除远离管道周围区域土体，沉井产生偏斜，在井壁–土共同作用下，使得管道沉降相对减小，同理方案A4则使得管道沉降相对增大。
Figure 8. Maximum settlement of pipeline after the first excavation
图8. 第一次开挖完成后管道最大沉降
Figure 9. Maximum settlement of pipeline after the second excavation
图9. 第二次开挖完成后管道最大沉降
由图9可知，第二次挖土完成后，方案B3~B4下管道沉降最小，为94.2 mm，94.3 mm，方案B1下管道沉降最大，为121.5 mm。除方案B3~B4外，各方案下管道最大沉降相对于第一次挖土完成时均有所增加。方案B3~B4由于开挖导致沉井出现倾斜，使得原本井壁与土之间的竖向摩阻力部分被转化为对土体水平向压力，从而使得管道沉降减少。
由图10可知，第一次挖土完成后，方案A3下管道水平位移最小，为5.9 mm，方案C2下管道沉降最大，为10.5 mm。由于挖除沉井下部土体，会使得沉井外壁土体向挖土区域移动，同时会使沉井产生偏转，通过井壁–土共同作用，导致管道产生水平位移。方案C1~C2下，由于土体的对称开挖，导致沉井两侧土压力受力不平衡，使得沉井出现一定程度的扭转，如方案C1表现为逆时针，方案C2表现为顺时针，从而使得管道水平位移增大。方案A3下，由于开挖区域为远离管道周围区域土体，对管道水平位移影响最小。同理方案A4下，管道水平位移较大。
由图11可知，第二次挖土完成后，方案B3下管道水平位移最小，为7.5 mm，方案B4下管道水平位移最大，为37.3 mm。方案B3下，由于未开挖区域为靠近管道周围区域土体，对管道水平位移影响最小，方案B4则相反。方案D1~D2由于对称开挖，造成沉井产生偏转，管道水平位移值较大。方案B1~B2由于只剩一侧周围区域土体，相对于方案A1~A4和C1~C2只剩下中间区域土体，管道水平位移值较大。
Figure 10. Maximum horizontal displacement of pipeline after the first excavation
图10. 第一次开挖完成后管道最大水平位移
Figure 11. Maximum horizontal displacement of pipeline after the second excavation
图11. 第二次开挖完成后管道最大水平位移
5. 结论
1) 不同挖土方案对沉井姿态控制效果不同。不对称挖土会显著加大沉井差异沉降，沉降表现为向挖土区域方向倾斜；对称挖土和先开挖中间区域土体则能有效控制沉井差异沉降，防止沉井倾斜；对称挖土下先开挖中间区域土体对沉井姿态控制效果最好，但会是沉井产生平面内扭转，不利于沉井在平面定位。
2) 不同挖土方案会导致沉井结构受力出现“简支效应”、“悬臂效应”和“扁担效应”；其中“简支效应”对沉井结构受力最为有利。“悬臂效应”形式下沉井最大拉应力值最大。
3) 不同挖土方案对沉井旁边一期管道影响不同。各挖土方案对旁边一期管道沉降和水平位移控制效果不尽相同。方案B3在能控制管道沉降的同时又保证其水平位移可控，方案B4虽能合理控制管道沉降，但其水平位移却最大。
基金项目
国家自然科学基金(No. 51108434)。
NOTES
*通讯作者。