压入式沉井工法^[1]施工时通过由千斤顶组成的反力控制装置提供下压力，在尽量减少井内取土的情况下将沉井平稳地压入土层内，可以克服竖向地层差异性的不利影响并保证下沉的稳定性. 该工法施工时压入式沉井周边及底部土体会挤入井内形成土塞，并随着沉井下沉逐渐增高，使得井壁侧摩阻力和刃脚阻力增大，即产生土塞效应.

目前，国内外对于土塞效应的研究主要是以开口管桩为研究对象. 在理论分析方面，Paikowsky等^[2]研究发现，土塞高度在桩内土体闭塞后不随入土深度的增加而增大；Randolph等^[3]建立土塞的一维静力平衡方程，引入“有效土塞高度”的概念；杜来斌^[4]研究指出，桩内土中楔体的形成是产生土塞的一个关键因素；赵明华等^[5]基于太沙基极限承载力理论，推导出管桩沉桩时的土塞高度计算公式. 在数值模拟方面，詹永祥等^[6]采用颗粒流程序PFC^2D模拟开口管桩的沉桩过程，发现土塞效应随着管桩直径的增大迅速减小；肖勇杰等^[7]建立有限元-无限元耦合模型，模拟灌注桩护壁套管高频振动贯入的全过程；董译之等^[8]建立耦合欧拉-拉格朗日(CEL)模型，对超长大单桩的高频振动贯入过程进行模拟；王腾等^[9]基于CEL模拟发现，钢管桩的土塞效应随着桩-土摩擦系数增大、桩径减小而增强. 在试验研究方面，朱合华等^[10]对软土超长PHC桩打桩进行现场试验，发现影响土塞高度的主要因素是土性；周健等^[11]通过模型试验，在细观上研究砂土中开口管桩沉桩时土塞的形成机制；张忠苗等^[12-13]对淤泥质黏土互层及粉土层静压预应力混凝土管桩进行试验研究，分析土塞效应影响下的径向及桩端土压力变化情况；Tan^[14]对比分析了一系列钢管桩静压贯入试验，发现管内土塞完全闭塞后外侧摩阻力约占总摩阻力的2/3. Liu等^[15]通过开展粉土地层中开口管桩的沉桩试验，研究沉桩过程中桩内的土塞效应及其影响.

当前关于土塞效应的研究大多局限于开口管桩，对压入式沉井的针对性不足. 本文以压入式沉井为研究对象，采用CEL有限元方法对下沉过程进行数值模拟，分析压入下沉产生的土塞效应，探讨下沉时井内土塞的发展情况及土塞效应对下沉阻力的影响.

浙江省温州市南塘街北入口改造工程中，采用压入式沉井工法施工一超深地下立体停车库，以满足周边停车的需求. 其中作为车库主体结构的沉井采用矩形断面，尺寸为21.125 m×17.2 m，高度为34.05 m，长、短边各设一道中隔墙，将沉井分为4个井隔舱. 沉井结构布置如图1所示，施工场地平面情况如图2所示.

温州是我国沿海的典型深厚软土地区，根据地质勘察结果可知，施工场地自上而下主要由杂填土、淤泥、粉质黏土、黏土等工程地质层组成. 其中，①₁杂填土层的均匀性差，压缩性低；②₁、②₂淤泥层为流塑性，压缩性及灵敏度高，整个淤泥层厚度近25 m，承载能力差，属典型的软弱地基土；④₁₁、④₁₂粉质黏土层为可塑性，中压缩性；④₂、⑤₂黏土层呈软~可塑状，中~高压缩性. 场地内的平均地下水位约为1.5 m. 施工前，将场地内的①₁杂填土层换填为砂垫层. 场地的地质剖面如图3所示，各土层的物理力学参数根据地勘报告取值，如表1所示. 表中，d为层厚，γ为重度，c为黏聚力，φ为内摩擦角，E_s1-2为压缩模量，f_k为单位摩阻力，f_ak为地基承载力.

压入式沉井下沉中周边土体涌入井内不代表井内土体闭塞产生土塞效应，土塞闭塞程度通常用土塞率（plug length ratio，PLR）和土塞增量填充率（incremental filling ratio，IFR）这2个指标^[16]来描述：

(1) ${\rm{PLR}}={h}/{H},$

(2) ${\rm{IFR}}={{{\rm{d}}h}}/{{{\rm{d}}H}}.$

式中：h为井内土塞高度，H为沉井下沉深度，dh为井内土塞高度增量，dH为沉井下沉深度增量.

PLR、IFR的取值一般为0~1.0，且其值越小，土塞闭塞程度越高：0表示土塞完全闭塞；1.0表示土塞完全不闭塞；0~1.0时表示不完全闭塞. 由于刃脚的切削作用，实际下沉过程中有些沉井的井内有可能出现细长的土柱，使得井内土塞高度大于下沉深度，即PLR、IFR有可能大于1.0. PLR计算容易但仅能反映土柱高度的变化；IFR虽然能够直观地反映土塞闭塞程度的变化，但计算相对复杂.

土塞高度和闭塞程度的变化情况取决于土塞所受的竖直向下的总荷载与底部地基极限承载力之间的相对大小. 当竖直向下总荷载等于底部地基极限承载力时，土塞处于临界平衡状态；当竖直向下总荷载大于底部地基极限承载力时，周边土体无法进入井内，土塞高度不再变化，土塞达到闭塞状态；当竖直向下总荷载小于底部地基极限承载力时，周边土体可以进入井内，土塞高度继续增加，土塞处于非闭塞状态. 随着沉井下沉深度的增加，井壁摩擦力和底部地基极限承载力会不断变化，井内土塞有可能在闭塞与不闭塞状态之间切换，因此土塞的演变过程实质上是土塞平衡状态的不断形成和被打破的过程.

压入式沉井下沉过程中井内土塞的受力情况可以简化，如图4所示. 借鉴Randolph 等^[3]引入的“有效土塞高度”概念，假定有效土塞以上的土体未被挤密而处于松散状态，其所受摩擦力相比有效土塞内土体可以忽略，因而这部分土体可以简化为超载作用在下方的有效土塞上. 以井内土塞表面为原点，向下为z轴正向，则有效土塞的静力极限平衡方程为

(3) $G + pA + L\int_{h - h'}^h {{\tau _z}} {\rm{d}}z={q_{\rm{u}}}A.$

式中：G为有效土塞自重，

(4) $G=\gamma h'A,$

其中 $\gamma $为土体天然重度， $h'$为有效土塞高度， $A$为土塞横断面面积；p为上方土体自重超载，

(5) $p=\gamma (h - h');$

${\tau _z}$为土塞深度z处所受井壁单位摩擦力； $L$为土塞横断面周长； ${q_{\rm{u}}}$为刃脚底地基极限承载力.

土塞深度z处所受井壁单位摩擦力 ${\tau _z}$为

(6) ${\tau _z}=\eta {\sigma _{\rm{v}}}=\eta \gamma z.$

式中： ${\sigma _{\rm{v}}}$为土塞中深度z处的竖向应力； $\eta $为深度z处 ${\tau _z}$与 ${\sigma _{\rm{v}}}$的比值，其值取决于该位置水平与竖向应力之比，但其大小在土体受到压入破坏后难以确定. 保守考虑，可以假定土塞边缘土体主动破坏时的内摩擦角为 $\varphi '$，土塞与井壁之间的摩擦角为 $\delta $，则由图4（d）极限莫尔圆得到 $\eta $的最小值^[5]：

(7) $\eta=\frac{{{\tau _z}}}{{{\sigma _{\rm{v}}}}}=\frac{{\sin \varphi '\sin \;(\varDelta - \delta )}}{{1 + \sin \varphi '\cos\; (\varDelta - \delta )}}.$

式中： $\sin \varDelta=\sin \delta /\sin \varphi '$. 根据经验，参考典型的桩土表面粗糙度， $\eta $一般可取0.15~0.23^[5].

将式（4）~（6）代入式（3），并假设 $\eta $沿深度不变，求解积分得到

(8) $\gamma hA + L\eta \gamma (2h'h - {h^2})/2={q_{\rm{u}}}A.$

定义有效土塞高度比如下：

(9) $\xi={{h'}}/{h}.$

将式（9）代入式（8），可以解得土塞高度为

(10) $h=\frac{{ - \gamma A + \sqrt {{{(\gamma A)}^2} + 4L\eta \gamma (2\xi - {\xi ^2}){q_{\rm{u}}}A} }}{{L\eta \gamma (2\xi - {\xi ^2})}}.$

理论上可以通过式（10）预先求得沉井下沉过程中井内的土塞高度，然而实际情况下式（10）中的参数往往较难取得. 如土塞所受的摩擦力除了与土体的物理力学性质有关外，还与土塞的挤密程度、土塞和井壁间的摩擦角等因素有关. 在工程实践中，可以简单地以地质勘察得到的地基承载力进行深度修正后作为刃脚底地基承载力，并假定 $\xi $随下沉深度线性增长且下沉至设计深度时 $\xi=0.7$^[12]. 认为土塞与井壁充分接触，假定内侧井隔舱横断面面积、周长即为土塞横断面面积、周长. 在以上假定下，可以计算得到下沉过程中土塞高度的近似值，用以指导设计施工.

采用ABAQUS/Explicit中的CEL有限元方法，建立压入式沉井下沉过程的数值模型，如图5所示. 沉井尺寸同图1，模型长150 m、宽120 m、高70 m. 针对该工程的地质特点，将地层简化为3层土，用欧拉网格模拟，即：换填后的砂垫层，厚3.1 m；②₁淤泥、②₂淤泥合并成的淤泥层，厚12.7 m；④₁₁粉质黏土、④₁₂粉质黏土、④₂黏土、⑤₂黏土合并成的黏土层，厚44.2 m. CEL法模型中除了欧拉土体外，还需在其上方设一个厚度为10 m的空物质层，以容纳地表土体可能发生的隆起变形. 沉井初始位置位于模型的欧拉土体表面正中心.

针对该工程的特点及地质条件，为了实现对沉井下沉过程的合理模拟，采用如下基本假定.

1）由于沉井刚度远大于周边土体刚度，可将其近似视作刚体，采用拉格朗日网格建模，单元类型为R3D4单元.

2）土体选用DP（Drucker-Prager）弹塑性本构模型并采用欧拉网格建模，单元类型为EC3D8R.

3）采用耦合欧拉-拉格朗日（CEL）方法考虑土体的大变形问题，沉井与土体的接触耦合按罚函数约束来考虑.

4）CEL方法的收敛性对网格密度的依赖较大，参考文献[9]，网格尺寸选为沉井壁厚/6.

5）采用位移贯入法，给沉井施加匀速变化的位移曲线进行加载，模拟整个下沉过程，在下沉过程中井内不挖土，且整个过程中沉井结构保持垂直姿态.

由于在CEL方法中欧拉网格不发生变形，实际运动的是网格中的材料，材料的运动趋势体现为通过欧拉网格节点的速度方向和大小. 对于该模型而言，边界条件取为约束模型底面X、Y、Z方向的速度和模型4个侧面X、Y方向的速度.

沉井结构按刚体进行模拟，无需设置材料参数. 地层对应的部分物理力学参数可以由原地层的物理力学参数转换得到. 数值模拟中，DP弹塑性本构模型参数可以由土体抗剪强度参数 $c$、 $\varphi $计算得到^[17]：

(11) $\beta=\arctan \frac{{6\sin\; \varphi }}{{3 - \sin\; \varphi }},$

(12) ${\sigma _{\rm{c}}}=2c\frac{{\cos\; \varphi }}{{1 - \sin\; \varphi }},$

(13) $ \kappa=\frac{{3 - \sin\; \varphi }}{{3 + \sin\; \varphi }}(\varphi \leqslant 22^{\circ} ), \;\kappa=0.778(\varphi > 22^{\circ} ). $

式中： $\beta $为DP模型内摩擦角， $\varphi $为内摩擦角， ${\sigma _{\rm{c}}}$为三轴受压下的屈服应力， $c$为黏聚力， $\kappa $为流动应力比.

土体弹性模量E根据文献[18]，对软土统一取为E=3E_s. 砂垫层泊松比ν取0.2，淤泥层、黏土层泊松比ν取0.49. 沉井结构与土体间的界面摩擦系数μ取0.3. 由此得到的土体计算参数见表2. 表中，ψ为剪胀角，E 为弾性模量.

为了验证本文CEL数值分析计算结果的正确性，采用同样的参数选取方法、计算假定及网格密度，对张忠苗等^[12]实施的萧山试验建立CEL数值模型进行计算. 以沉桩过程中的管壁端阻为例，将CEL数值模型得到的结果与张忠苗等^[12]的现场试验结果进行对比，如图6所示. 图中，p_ann为管壁端阻.

从图6可以看出，虽然数值模拟得到的端阻波动较大，但经过平滑处理后的结果与现场试验结果在变化趋势上是较吻合的，表明CEL法的数值模拟结果是比较合理的. 采用CEL法研究压入式沉井下沉过程中的土塞效应是可行的.

为了分析压入式沉井下沉过程中土塞的演化规律，分别采用式（10）及数值模拟方法，对背景工程计算得到的结果绘制出PLR、IFR随下沉深度的变化情况，如图7所示. 其中，采用式（10）计算土塞高度时， $\gamma $取下沉深度范围内加权平均值16.48 kPa， $\eta $取0.2，土塞横断面面积 $A$、周长 $L$分别为60.14 m²、31.24 m，其他参数见表1. 从图7可以发现，在压入下沉初期，由于土体处于较松动的状态，土塞高度增长较快，PLR、IFR均较大，土塞闭塞程度低；从砂垫层进入淤泥层时，PLR、IFR急剧减小，土塞高度的增长速度大大减慢，土塞闭塞程度显著提高；随后曲线迎来拐点，即当沉井主体在淤泥层中下沉时，PLR减小趋势大大减缓，IFR略有增大，土塞闭塞程度缓慢增大；当沉井下沉至黏土层时，PLR减小趋势稍有增大，IFR快速减小，土塞闭塞程度进一步提高；沉井下沉至设计深度后，井内土塞的PLR约为0.56，IFR约为0.41，可见此时土塞为不完全闭塞，但闭塞程度较高.

淤泥土质软弱、流动性大，加上刃脚的切削作用，使得单一淤泥层时初始贯入阶段井内形成的土柱较高，甚至会超过下沉深度，PLR增加；砂垫层土质较硬、摩擦力大，淤泥上覆砂土垫层井内土塞更容易闭塞，使得初始贯入阶段PLR开始降低. 与仅考虑淤泥层单一土层情况下的PLR变化情况相比，考虑了砂垫层、淤泥层、黏土层多层土层后整个下沉过程的PLR都偏小，这说明软弱淤泥层上覆较硬的砂层会使土塞闭塞程度提高，土塞效应增大. 这一点与王腾等^[9]研究发现的上硬下软地层中土塞闭塞情况相符. 在下沉深度达到一定程度后，仅考虑淤泥层单一土层的PLR与考虑砂垫层、淤泥层、黏土层3类土层时的PLR相近. 这表明上覆较硬砂层对土塞效应的影响只是在浅层较显著，在下沉深度较深（约25 m处）时，只考虑淤泥层的土体挤密效果足够使得侧摩阻力大到阻碍周边土体进入井内，井内土塞会达到一定的闭塞程度.

与数值模拟相比，采用本文推导的式（10）计算得到的PLR变化趋势基本一致，尤其在单一土层情况下十分接近，仅数值上偏大. 说明本文推导的土塞高度计算公式具有一定的合理性. 以下沉至设计深度时为例，采用式（10）计算得到的PLR约为0.64，稍大于数值模拟结果. 这是因为通过土塞静力平衡计算土塞高度时，假定土塞所受到的井壁摩擦力仅与竖向应力有关，未考虑挤土效应所引起的土体挤密对井壁摩擦力的影响，导致井壁摩擦力比实际情况偏小.

在下沉过程中，土塞效应会对沉井内部及周边土体的运动产生一定的影响. 如图8所示为压入式沉井下沉过程的地层运动速度场分布图，定义下沉深度比 $\alpha $=下沉深度/沉井总高度，选取 $\alpha $分别为0.25、0.50、0.75、1.00的几个关键阶段进行分析. 在压入下沉初期，由于土体颗粒较松散，沉井内土体的速度矢量相对杂乱，井壁附近土体受摩擦带动有一定向下的速度，周边地表有一定向上的运动速度，刃脚底土体主要被向下挤压而产生较大的竖直向下的运动速度. 随着沉井的不断下沉，井壁摩擦力逐渐增大，可带动的土体范围增大，带动向下的速度接近刃脚底土体竖向向下的速度，于是井壁在摩擦力作用下带动着土塞上部土体向下运动，同时周边土体从底部向上运动进入井内. 当上下两部分土体在某一界面达到平衡后，土体向两边井壁散开并被井壁摩擦带动向下. 这种土塞中土体颗粒的循环运动模式在下沉深度比为0.75时体现得最明显. 当土塞闭塞程度较大（PLR=0.56）时，在自重和井壁摩擦力作用下土塞内土体整体向下，周边土体几乎不再进入井内. 可见，土塞的形成演变过程实质上是随着下沉深度的增大，井内土体逐渐被挤密，井壁与土塞的摩擦力随之增大，摩擦力增大到一定程度后和自重一起阻碍周边土体进一步进入井内的过程. 这种对土体进入井内的运动趋势的阻碍越大，土塞闭塞程度越高.

由于CEL方法中网格与材料相互独立，无法直接得到准确的地层变形情况. 采用示踪粒子（tracer particle）技术对地层进行标记，追踪土体颗粒的变形趋势. 如图9所示为压入式沉井下沉各阶段的土体颗粒变形趋势，选取 $\alpha $分别为0.25、0.50、0.75、1.00的几个关键阶段进行分析，其中的白色方框表示所追踪的土体颗粒. 由土体颗粒变形趋势可知，压入式沉井下沉引起的土体变形情况大致为靠近沉井处的土体受到井壁摩擦力作用向下运动，地表处体现为沉降；稍远一点的土体由于被挤压发生向上运动，地表处体现为隆起；井内土塞区的土体由于越靠近井壁被带动向下运动的趋势越明显，中间的土体会发生一定的向上运动，因而会形成拱起状的土拱，随着沉井下沉深度的增加，这种拱起越来越明显.

为了分析考虑土塞效应后的压入式沉井下沉过程中沉井周边土体的应力应变情况，绘制下沉时的典型水平应力云图、竖向应力云图及等效塑性应变云图，分别如图10~12所示. 选取α分别为0.25、0.50、0.75、1.00的几个关键阶段进行分析，重点对井内土塞周边的土体进行分析.

从图10可以看出，压入式沉井下沉时对土体的挤压效应会使得周边土体的水平应力增大，水平应力增大越多说明这种挤土效应越明显. 在压入下沉初期，刃脚底面及下方一定范围的土体水平应力增加；随着下沉深度的增加，井内土体的水平应力也有所增加；井内形成土塞后，土塞下部的土体水平应力增加较明显，且土塞闭塞程度越高，水平应力增大的部分越往下.

从图11可以看出，由于挤土效应的存在，压入式沉井下沉对竖向应力的主要影响表现为刃脚底及下方一定范围内土体的竖向应力激增. 井内土塞产生后，刃脚底还会产生向下凸的应力拱，阻碍了周边土体涌入井内. 土塞闭塞程度越高、土塞效应越大，刃脚底的应力拱越大，竖向应力增大越明显. 在沉井下沉至最终深度时，刃脚底应力拱最大的向下应力达到2.8 MPa，远远超过了原先该深度的土体天然自重应力场，土体难以进一步涌入井内，说明此时土塞较闭塞.

由图12可以发现，在压入下沉初期，土体发生的塑性应变主要集中在刃脚底面；当土体挤密到一定程度使得井壁摩擦力增大后，井壁附近土体被带动向下发生变形，产生了一定程度的塑性应变. 从塑性应变的发展趋势来看，井壁附近土体塑性应变不沿着井壁全高度发展，而是主要集中在土塞下部的一定范围. 这说明这部分土塞中的土体比上方的土体所受的井壁摩擦力较大，相应发生的向下运动变形也大，因此该部分的土塞可以视作为有效土塞. 有效土塞占整个土塞的比例越小，表明土塞闭塞程度越高.

压入式沉井下沉过程中所产生的土塞效应会使得井壁与土体的接触应力增大，从而导致井壁所受的侧摩阻力增大. 为了分析土塞效应对侧摩阻力的影响，分别选取数值模拟所得的内、外井壁侧摩阻力随下沉深度的变化情况，与未考虑土塞效应时的侧摩阻力进行对比，得到沉井内、外壁侧摩阻力随下沉深度的变化关系，分别如图13、14所示. 图中，F_si、F_so 分别为内壁侧摩阻力和外壁侧摩阻力. 其中数值模拟所得曲线的波动较大，须进行平滑处理. 未考虑土塞效应的侧摩阻力按沉井结构设计规程^[19]中的方法计算得到. 简化地层的单位摩阻力可以由表1各层土的单位摩阻力按高度加权平均得到，即：砂垫层为20 kPa，淤泥层为10.44 kPa，黏土层为19.8 kPa.

由图13可知，内壁侧摩阻力随下沉深度的增加呈不断增大趋势. 考虑土塞效应下数值模拟所得的内壁侧摩阻力比不考虑土塞效应计算得到的内壁侧摩阻力大，这种差距在下沉到底时最明显，增大了约242.1%. 当土塞达到一定闭塞程度时，通过数值模拟所得的内壁侧摩阻力变化曲线出现拐点，约在下沉深度25 m左右，之后内壁侧摩阻力开始急剧增大. 分析此时井壁周边土体的水平应力发现，井壁内侧土体的水平应力相对较大，表明内侧井壁与土体间产生了较大的挤压应力. 土塞效应对内壁侧摩阻力的影响较明显.

由图14可知，外壁侧摩阻力随下沉深度的增加呈不断增大的趋势. 当下沉深度较小时，考虑土塞效应下数值模拟所得的外壁侧摩阻力与不考虑土塞效应计算得到的外壁侧摩阻力相差不大，只有在下沉深度较大时考虑土塞效应的外壁摩阻力才会明显大于不考虑土塞效应的情况，下沉到底时考虑土塞效应后的外壁摩阻力比不考虑土塞效应时增大了约200%. 通过数值模拟所得的外壁侧摩阻力变化曲线的拐点出现在下沉深度25 m左右，之后外壁侧摩阻力开始快速增大. 分析此时井壁周边土体的水平应力发现，井壁外侧土体的水平应力相比内侧较小. 相比内壁侧摩阻力，土塞效应对外壁侧摩阻力的影响较小，仅在土塞闭塞程度较高、土塞效应较大之后才会对外壁侧摩阻力产生显著影响.

压入式沉井下沉时的土塞效应在竖向上会在刃脚底部产生一个向下的应力拱，阻碍周边土体进入井内. 土塞效应除了会对侧摩阻力产生影响外，还会对刃脚阻力产生影响. 为了分析土塞效应对刃脚阻力的影响，选取数值模拟所得的刃脚阻力F_Rb随下沉深度的变化情况，与未考虑土塞效应的刃脚极限阻力进行对比，得到F_Rb随下沉深度的变化关系，如图15所示. 未考虑土塞效应的刃脚极限阻力采用太沙基地基极限承载力乘上刃脚面积进行计算.

从图15可以看出，刃脚阻力随下沉深度的增加呈不断增大趋势，且考虑土塞效应下通过数值模拟所得的刃脚阻力比不考虑土塞效应计算得到的刃脚阻力大. 土塞效应引起的刃脚阻力增大在软弱地层如淤泥层中尤为明显，整体上增大了将近1倍. 下沉到底时考虑土塞效应后的刃脚阻力比不考虑土塞效应时增大了约61.9%. 通过数值模拟所得的刃脚阻力变化曲线的拐点出现在下沉深度25 m左右，之后刃脚阻力的增大趋势略有加快，但不如侧摩阻力显著. 分析此时刃脚底部土体的竖向应力发现，刃脚底部的应力拱十分明显. 土塞效应产生后会使得刃脚阻力增大，在软弱地层中尤为明显.

（1）基于土塞受力机理推导得到土塞高度的理论计算公式，并与数值模拟进行对比，发现在软土地层且各层土之间差异不大时，两者结果基本一致. 该公式能够为现场工程师预估沉井下沉过程中的土塞高度提供一定的计算依据.

（2）在下沉初期，PLR、IFR均较大，土塞闭塞程度低；进入淤泥层瞬间，PLR、IFR急剧减小，土塞闭塞程度显著提高；在淤泥层中下沉时，PLR的减小趋势大大缓和，IFR略有增大；下沉至最终指定深度后，井内土塞的PLR约为0.56，IFR约为0.41. 与单一软弱淤泥层情况相比，上覆较硬砂层会增大土塞效应.

（3）在沉井下沉过程中，作用在井壁上的土体水平应力增加，但主要集中在有效土塞高度范围，刃脚附近的土体竖向应力激增并同时形成一个向下的应力拱. 土体的等效塑性应变主要发生在有效土塞高度范围内，表明这部分的土体所受摩擦力较大，相应产生的滑移变形大.

（4）土塞效应会使得井壁所受的侧摩阻力增大，对内壁侧摩阻力的影响尤为显著，对外壁侧摩阻力的影响仅在土塞效应较大（下沉深度约为25 m）时较明显. 沉井下沉至设计深度后，相比不考虑土塞效应的情况，考虑土塞效应后的内壁侧摩阻力增大约242.1%、外壁侧摩阻力增大约200.1%.

（5）土塞效应会使得刃脚底部产生一个向下的应力拱，阻碍周边土体进一步涌入井内，从而导致刃脚阻力增大. 土塞效应对刃脚阻力的影响在软弱地层（淤泥层）更明显，整体上增大将近1倍. 沉井下沉至设计深度后，相比不考虑土塞效应的情况，考虑土塞效应后的刃脚阻力增大约61.9%.