宮全美， 張潤(rùn)來(lái)， 余 杰， 周順華

(同濟(jì)大學(xué) 道路與交通工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，上海 201804)

地鐵盾構(gòu)隧道穿越建筑物不可避免地會(huì)下穿建筑物樁基，從而造成樁底、樁側(cè)土應(yīng)力場(chǎng)發(fā)生改變，會(huì)對(duì)既有建筑物樁基的變形和受力情況產(chǎn)生不利的影響，從而影響上部結(jié)構(gòu)安全.

目前，國(guó)內(nèi)外學(xué)者在隧道開(kāi)挖對(duì)建筑物樁基影響研究上主要采用的方法有現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)法、理論解析法、模型試驗(yàn)法和數(shù)值法.數(shù)值法由于其適應(yīng)性強(qiáng)，分析結(jié)果詳細(xì)，數(shù)據(jù)查看方便，被更廣泛應(yīng)用.Mroueh等[1]、Lee等[2]在有限元中分別考慮了土體應(yīng)力釋放因素與隧道-樁基的相互作用.朱逢斌等[3]通過(guò)數(shù)值模擬和離心試驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比分析，證明了采用數(shù)值模擬的方法來(lái)進(jìn)行盾構(gòu)隧道開(kāi)挖對(duì)鄰近樁基影響的研究是可行的.霍軍帥等[4]用有限元法分析盾構(gòu)隧道施工對(duì)城際鐵路樁基的影響并對(duì)加固方案進(jìn)行分析.王衛(wèi)東等[5]對(duì)有限元中樁土接觸單元所采用的接觸模型進(jìn)了修正，將樁土界面的雙曲線模型嵌套到ABAQUS軟件中.袁海平等[6]用有限差分法分析盾構(gòu)推進(jìn)過(guò)程中不同工況下橋樁結(jié)構(gòu)受力、水平變形、地層沉降的變化規(guī)律.陳明等[7]等對(duì)樁土界面的荷載傳遞模型進(jìn)行了改進(jìn)，考慮了基坑開(kāi)挖引起的卸荷效應(yīng).李新星等[8]采用有限元法模擬隧道近距離穿越高架樁基的施工過(guò)程并提出保護(hù)措施.

綜合目前數(shù)值分析法的研究結(jié)果，首先，主要集中在樁基變形、受力分析和盾構(gòu)施工措施方面，較少涉及隧道下穿施工引起的樁基承載能力損失研究，尚缺乏較為直觀的承載力損失分析方法與評(píng)判指標(biāo).其次，目前盾構(gòu)側(cè)穿樁基研究較多，然而盾構(gòu)樁底下穿施工對(duì)樁基影響較大，但樁底下穿施工研究較少.最后，現(xiàn)在盾構(gòu)施工對(duì)樁基影響的數(shù)值模擬研究大都直接采用商業(yè)數(shù)值軟件中內(nèi)置的樁土接觸模型，即理想彈塑性或者剛塑性模型，在卸載階段剪應(yīng)力與相對(duì)位移之間的關(guān)系與加載段相同，這與隧道開(kāi)挖過(guò)程中樁土接觸卸載特征不同，應(yīng)采用能夠考慮卸載過(guò)程的樁土接觸模型來(lái)模擬這一過(guò)程.

因此，針對(duì)盾構(gòu)樁底下穿施工情況展開(kāi)研究，分析其對(duì)樁基承載性能的影響.樁土接觸模型采用能夠考慮卸載過(guò)程的雙曲線荷載傳遞函數(shù)模型，在ABAQUS環(huán)境中進(jìn)行編譯實(shí)現(xiàn)，并驗(yàn)證其可靠性.提出明確的樁基承載力計(jì)算方法；分析隧道開(kāi)挖引起樁基位移和受力變化；對(duì)盾構(gòu)施工控制水平、樁基初始承載水平和樁底與隧道頂部距離3個(gè)影響因素進(jìn)行分析.

1 考慮卸載過(guò)程雙曲線荷載傳遞函數(shù)

1.1 考慮卸載過(guò)程的雙曲線荷載傳遞函數(shù)介紹

Zhang等[9]在土-結(jié)構(gòu)動(dòng)力相互作用(SSI)循環(huán)剪切試驗(yàn)結(jié)果[10-11]提出的雙曲線解析計(jì)算模型基礎(chǔ)上，提出了考慮受隧道開(kāi)挖影響以及樁土界面滑移特性的荷載傳遞函數(shù).如圖1所示為循環(huán)SSI試驗(yàn)中剪應(yīng)力τ與相對(duì)位移u的關(guān)系，如圖2所示為傳遞函數(shù)中剪應(yīng)力和相對(duì)位移之間的雙曲線關(guān)系，OA和AB為加載段，AC為卸載段，CD為反向加載段，k0為界面的初始剪切剛度，δir為殘余界面滑移值，τult(z)為極限側(cè)摩阻力.

圖1 循環(huán)SSI試驗(yàn)中剪應(yīng)力與相對(duì)位移的關(guān)系

Fig.1RelationshipbetweentheshearstressandtherelativedisplacementintheSSIexperiments

圖2 考慮卸載過(guò)程的雙曲線荷載傳遞函數(shù)

Fig.2Hyperbolicload-transferfunctionconsideringunloadingprocess

式(1)為雙曲線關(guān)系解析計(jì)算式，用于計(jì)算側(cè)摩阻力；式(2)計(jì)算界面的初始剪切剛度；式(3)計(jì)算極限側(cè)摩阻力.

(1)

(2)

τult(z)=ca+σmtanφa

(3)

式中：τ(z)為側(cè)摩阻力；k0為界面的初始剪切剛度；τult(z)為極限側(cè)摩阻力；δ為樁土相對(duì)位移；δir為殘余界面滑移值；ca為界面黏聚力；σm為側(cè)向壓力；φa為界面摩擦角；η為效率系數(shù)，是某一時(shí)刻樁土界面的剪切力與界面極限剪切力的比值；δ2表示樁土界面的剪切力與界面極限剪切力比值為η時(shí)所對(duì)應(yīng)的樁土相對(duì)位移值.

1.2 考慮卸載過(guò)程的雙曲線接觸程序編譯實(shí)現(xiàn)

費(fèi)康等[12]開(kāi)始采用古德曼(Goodman)接觸模型來(lái)模擬接觸面上的錯(cuò)動(dòng)滑裂或者開(kāi)裂.Goodman認(rèn)為，接觸面在受力之前完全吻合，接觸面上剪切力和相對(duì)位移之間模擬為非線性彈性關(guān)系，接觸面的本構(gòu)關(guān)系可用式(4)表示.本文采用Goodman單元非線性特征來(lái)實(shí)現(xiàn)雙曲線的荷載傳遞函數(shù).將雙曲線荷載傳遞函數(shù)關(guān)系式(1)對(duì)δ求一階導(dǎo)數(shù)，如式(5)所示，可得圖2中曲線上任意一點(diǎn)的斜率，然后代入式(4)中.

(4)

(5)

式中：Δτ1、Δτ2分別為方向1、方向2的剪應(yīng)力；ks1、ks1分別為方向1、方向2的剛度；Δγ1、Δγ2分別為方向1、方向2的相對(duì)位移；δn1(n=1,2)分別為方向1、方向2的相對(duì)位移；τn1(z)(n=1,2)分別為方向1、方向2的剪切力.

對(duì)于上述雙曲線接觸模型計(jì)算每一時(shí)步都需要進(jìn)行受力狀態(tài)判定.為了便于判斷考慮卸載過(guò)程的雙曲線接觸函數(shù)上一點(diǎn)的受力狀態(tài)，將式(5)中的全部δ用摩阻力τ的函數(shù)式進(jìn)行表達(dá)，得到根據(jù)曲線上任意一點(diǎn)的τ值來(lái)確定該點(diǎn)斜率的表達(dá)式(6).

(6)

式中：f1(τ) 、f2(τ)為不同加卸載段的剛度.

圖3 計(jì)算點(diǎn)受力狀態(tài)判定示意

τ1=τ0+kcΔδ

(7)

(8)

(9)

在應(yīng)力積分算法選擇時(shí)有多種，如基本增量法、四階四段龍格-庫(kù)塔增量法.本文采用計(jì)算精度更高的四階四段龍格-庫(kù)塔法.采用Fortran語(yǔ)言完成考慮卸載過(guò)程的雙曲線接觸程序編譯.

2 雙曲線接觸程序可靠性驗(yàn)證

2.1 滑塊驗(yàn)證

如圖4所示，將一尺寸為1.0 m×1.0 m×1.0 m的三維彈性立方體(滑塊A)放置在一尺寸為3.0 m×3.0 m×3.0 m的剛體上，剛體完全固定.剛體的彈性模量為1 GPa，泊松比取零，滑塊彈性模量10 MPa，泊松比0.4；兩滑塊間的摩擦系數(shù)取0.5，效率系數(shù)η取0.8，接觸采用考慮卸載過(guò)程的雙曲線接觸程序.整個(gè)過(guò)程分為4個(gè)階段，第1階段在滑塊A的正上方施加壓力P，取值為200 kPa，建立2個(gè)部件之間的接觸；第2階段使滑塊A沿y軸正向水平移動(dòng)0.01 m；第3階段使滑塊A沿y軸負(fù)方向運(yùn)動(dòng)0.01 m回到原點(diǎn)；第4階段讓滑塊A從原點(diǎn)開(kāi)始沿y軸負(fù)方向運(yùn)動(dòng)0.01 m.得到摩擦力與相對(duì)位移的關(guān)系如圖5所示.

圖4 兩滑塊的相對(duì)位置關(guān)系

由圖5可知，在HE段(0 s～1 s)以及FG段(2 s～3 s)滑塊受到的摩擦力以及滑塊與固定剛體之間的相對(duì)位移呈雙曲線關(guān)系；在EF段(1 s～2 s)滑塊受到的摩擦力以及滑塊與固定剛體之間的相對(duì)位移呈直線關(guān)系.

將根據(jù)理論公式計(jì)算所得的摩擦力、相對(duì)位移的結(jié)果也繪制在圖5中.看出采用編譯的接觸模型計(jì)算所得摩擦力與相對(duì)位移的關(guān)系曲線圖與理論計(jì)算所得的曲線基本重合.由此可知，有限元計(jì)算結(jié)果與理論公式計(jì)算結(jié)果一致，說(shuō)明考慮卸載的雙曲線接觸模型正確.

圖5 摩擦力與相對(duì)位移的關(guān)系

2.2 模型試驗(yàn)比較驗(yàn)證

為了驗(yàn)證程序的可靠性，采用了Ng等[13]接近樁底正下方單線隧道開(kāi)挖對(duì)既有樁基影響的三維離心試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行比較驗(yàn)證. 隧道開(kāi)挖通過(guò)對(duì)開(kāi)挖部位的土體施加對(duì)應(yīng)體積損失率的位移邊界來(lái)實(shí)現(xiàn).開(kāi)挖引起的土體位移模式見(jiàn)圖6.土體損失率η與等效土體損失參數(shù)g之間的關(guān)系如式(10)所示.

(10)

式中：η為土體損失率；g為等效土體損失參數(shù)；Sloss為土體損失體積；R為隧道半徑.

圖6 隧道開(kāi)挖引起的土體位移模式

接觸模型驗(yàn)證中參數(shù)如表1.土體采用彈塑性模型、摩爾庫(kù)倫破壞準(zhǔn)則；樁體采用線彈性本構(gòu)模型.盾構(gòu)開(kāi)挖引起的體積損失率為1%，體積損失率1%對(duì)應(yīng)的g值為0.031 m.

表1 有限元計(jì)算中主要參數(shù)

圖7為調(diào)用程序進(jìn)行有限元計(jì)算得出的隧道開(kāi)挖前后樁基的軸力分布曲線與離心試驗(yàn)得到的樁基軸力分布曲線對(duì)比圖，其中D為樁直徑.從圖中可以看出，隧道開(kāi)挖前后通過(guò)有限元分析所得到的樁基軸力沿深度的變化規(guī)律與離心試驗(yàn)得到的軸力分布規(guī)律一致且數(shù)值接近，說(shuō)明程序可靠.

a 開(kāi)挖前b 開(kāi)挖后

圖7有限元計(jì)算軸力與離心試驗(yàn)軸力對(duì)比

Fig.7Comparisonofaxialforcebetweenfiniteelementmethodandcentrifugaltest

3 樁基承載力損失計(jì)算

3.1 樁基承載力損失表示方法

樁基的承載性能是在保證樁身材料強(qiáng)度的前提下用沉降來(lái)描述，由《樁基手冊(cè)》可知，在單樁靜載試驗(yàn)的Q～s曲線中，一般取沉降值40 mm～60 mm對(duì)應(yīng)的荷載值為單樁的極限承載力.我國(guó)橋梁和地基基礎(chǔ)設(shè)計(jì)規(guī)范等也根據(jù)上部結(jié)構(gòu)受力要求，規(guī)定了橋墩和房屋樁基允許的沉降值，如 《建筑地基基礎(chǔ)設(shè)計(jì)規(guī)范》規(guī)定，均勻沉降量不超過(guò)50 mm.故取沉降等于50 mm對(duì)應(yīng)的荷載Q為單樁的極限承載力.令Q1為隧道開(kāi)挖前樁基的極限承載力，Q2為隧道開(kāi)挖后樁基的極限承載力，隧道開(kāi)挖具有卸載作用能夠引起樁基沉降，那么會(huì)導(dǎo)致Q2小于Q1，以式(11)表示極限承載力損失值e.

(11)

3.2 隧道開(kāi)挖引起的樁基承載曲線變化特征

以杭州地鐵1號(hào)線某工點(diǎn)作為分析實(shí)例.在該工點(diǎn)中，地鐵盾構(gòu)從一辦公樓正下方穿過(guò)，辦公樓樁基采用鉆孔灌注樁，共3排，橫向間距2 m，縱向間距3 m，前后排3根，中間2根；樁長(zhǎng)為8.5 m，樁直徑0.5 m，盾構(gòu)外徑為6.2 m.盾構(gòu)隧道與建筑物樁基的相對(duì)位置關(guān)系見(jiàn)圖8.為消除邊界效應(yīng)的影響，模型的長(zhǎng)寬深為60 m×60 m×60 m.樁的直徑為0.5 m，樁長(zhǎng)8.5 m.土體采用摩爾庫(kù)倫理想彈塑性模型，土體參數(shù)見(jiàn)表2；樁體采用線彈性本構(gòu)模型，由于在樁長(zhǎng)范圍內(nèi)一共有2層土，故樁與土體的接觸分兩段施加，接觸面參數(shù)見(jiàn)表3.

圖8 隧道與樁基的橫剖面(單位：m)

土層名稱重度/(kN·cm-3)壓縮模量/MPa黏聚力/kPa內(nèi)摩擦角/(°)雜填土18.96.410.020.0粉砂、砂質(zhì)粉土19.011.36.131.0淤泥質(zhì)粉質(zhì)土17.23.018.011.0粉質(zhì)黏土19.56.812.025.0

表3 樁土接觸面的參數(shù)設(shè)置

通過(guò)數(shù)值模擬得到隧道開(kāi)挖前和開(kāi)挖后的樁基Q～s曲線.首先，在沒(méi)有隧道施工時(shí)，進(jìn)行靜載試驗(yàn)，樁頂荷載分8級(jí)施加，每一級(jí)荷載大小為100 kN，總共加載到800 kN，提取數(shù)據(jù)得到隧道開(kāi)挖前的樁基Q～s曲線.然后，在有隧道施工時(shí)，先在樁頂施加254 kN的初始工作荷載Q0，模擬樁基已有的受荷狀態(tài).第二步進(jìn)行隧道開(kāi)挖卸載，通過(guò)對(duì)開(kāi)挖部位土體施加對(duì)應(yīng)體積損失率的位移邊界來(lái)實(shí)現(xiàn)，開(kāi)挖引起的體積損失率取軟土地區(qū)常用的最大值0.5%.第三步逐級(jí)施加樁頂荷載，每一級(jí)荷載大小為100 kN，總共加載到800 kN，提取數(shù)據(jù)得到開(kāi)挖后的樁基Q～s曲線.

數(shù)值模擬結(jié)果見(jiàn)圖9，O—A—B為隧道開(kāi)挖前的樁基Q～s曲線，O—A—C—D為隧道開(kāi)挖后的樁基Q～s曲線.可以看出在A點(diǎn)為在初始工作荷載作用發(fā)生的樁基沉降，A點(diǎn)所對(duì)應(yīng)的荷載為樁基初始荷載，OA段為初始荷載導(dǎo)致的樁基沉降.從A點(diǎn)到C點(diǎn)樁基承受荷載沒(méi)有發(fā)生變化，但樁基發(fā)生沉降，這是由隧道開(kāi)挖卸載所引起的，因此以AC段表達(dá)隧道開(kāi)挖過(guò)程.圖中虛線表示沉降為50 mm，其與OAB曲線的交點(diǎn)所對(duì)應(yīng)的荷載為開(kāi)挖前的極限承載能力Q1，其與OACD曲線的交點(diǎn)所對(duì)應(yīng)的荷載為開(kāi)挖后的極限承載能力Q2.因此，圖9能充分反應(yīng)隧道開(kāi)挖前后樁基承載性能變化情況，可被用來(lái)計(jì)算隧道開(kāi)挖引起的樁基承載力損失計(jì)算.

圖9 樁基的Q～s曲線

由圖9可知，隧道開(kāi)挖前樁基的極限承載力Q1為508 kN.盾構(gòu)施工體積損失率控制在0.5%時(shí)，隧道開(kāi)挖后的樁基的極限承載力Q2為400.3 kN.由式(11)計(jì)算，得到因隧道開(kāi)挖導(dǎo)致的樁基承載力損失值為22%.初始工作荷載Q0為254.0 kN，小于開(kāi)挖后的樁基極限承載力Q2，因此，盾構(gòu)施工保持該控制水平時(shí)，降低了部分樁基承載能力，但不影響樁基礎(chǔ)正常使用.

3.3 隧道開(kāi)挖引起樁基位移和受力變化

針對(duì)上述實(shí)例，對(duì)隧道開(kāi)挖前后樁基位移和受力變化進(jìn)行以下分析.以Sp代表樁基的沉降，Ss代表樁周土的沉降，圖10所示為開(kāi)挖前后樁基與樁周土的沉降變化.隧道開(kāi)挖前后樁基的總沉降分別為8.5 mm、27.8 mm，且樁的總沉降值均大于樁周土的總沉降.

a 開(kāi)挖前b 開(kāi)挖后

圖10樁基與樁周土體的變形

Fig.10Deformationofpileandsoilaroundpile

圖11所示為隧道開(kāi)挖前以及開(kāi)挖引起的樁土相對(duì)位移和相對(duì)位移增量沿深度分布的情況.可知在隧道開(kāi)挖前以及開(kāi)挖后各階段中，相對(duì)位移δ(δ=Sp-Ss)均為正值.這意味著在整個(gè)樁長(zhǎng)范圍內(nèi)，樁的沉降值均比樁周土的沉降值大，若規(guī)定側(cè)摩阻力向上為正，則樁受到的均為正摩阻力的作用.但相對(duì)位移增量在0～1.05D范圍內(nèi)為正值，則開(kāi)挖導(dǎo)致該范圍側(cè)摩阻力增大；相對(duì)位移增量在1.05D～1.40D范圍內(nèi)為負(fù)值，該范圍內(nèi)側(cè)摩阻力有所減小.在1.05D處側(cè)摩阻力大小不發(fā)生改變.

a 相對(duì)位移b 相對(duì)位移增量

圖11樁土相對(duì)位移和樁土相對(duì)位移增量分布

Fig.11Distributionoftherelativedisplacementandtherelativedisplacementincrementbetweenpileandsoil

如圖12a中所示，側(cè)摩阻力變化量與上述觀點(diǎn)一致.此外，圖12a還表明側(cè)摩阻力分布沿深度先增大后減小.樁基側(cè)摩阻力與樁側(cè)土壓力和樁土相對(duì)位移的發(fā)揮程度均相關(guān).在深度小于1.10D的范圍內(nèi)，樁側(cè)土壓力線性增大，樁土相對(duì)位移逐漸減小，但樁側(cè)土壓力增大對(duì)側(cè)摩阻力的影響比較顯著，故側(cè)摩阻力表現(xiàn)為逐漸增大；在1.10D～1.40D深度范圍內(nèi)，由于樁體的壓縮導(dǎo)致樁土相對(duì)位移繼續(xù)減小，雖然在此深度范圍內(nèi)樁側(cè)土壓力也線性增大，但其對(duì)側(cè)摩阻力的影響程度小于樁土相對(duì)位移減小所產(chǎn)生的影響程度，故側(cè)摩阻力在該范圍內(nèi)逐漸減小.圖12b所示為開(kāi)挖前后樁基軸力沿深度分布圖，可以看出隧道開(kāi)挖后樁基軸力都有所減小.

a 側(cè)摩阻力b 軸力

圖12樁基側(cè)摩阻力和軸力分布

Fig.12Distributionoflateralfrictionalresistanceforeonpileandaxialforceinpile

3.4 樁基承載力損失的影響因素分析

盾構(gòu)隧道樁底施工時(shí)造成樁基承載力損失的因素主要有土層力學(xué)性質(zhì)、盾構(gòu)施工控制水平、樁基初始荷載水平和樁底與隧道頂部距離.土層力學(xué)性質(zhì)直接影響土層提供側(cè)摩阻力和樁端反力的能力，反應(yīng)到圖9樁基Q～s曲線上為直接影響OAB和OACD曲線特征.盾構(gòu)施工控制水平是對(duì)整個(gè)盾構(gòu)施工過(guò)程的籠統(tǒng)表述，學(xué)術(shù)界用地層體積損失率來(lái)整體表達(dá)盾構(gòu)施工控制水平，在圖9樁基Q～s曲線上為AC段特征，當(dāng)體積損失率越大時(shí)，AC段造成的沉降就越大.樁基初始荷載水平為樁基承載能力已經(jīng)發(fā)揮的程度，在圖9樁基Q～s曲線上為反應(yīng)A點(diǎn)在OB段中所處的位置.樁底與隧道頂部距離越近，隧道開(kāi)挖卸載造成的樁基沉降越大，在圖9樁基Q～s曲線上主要反應(yīng)在AC段.

由于土層性質(zhì)過(guò)于復(fù)雜，樁基所處的持力層、側(cè)摩阻力層和盾構(gòu)穿越斷面地層等不同，對(duì)承載力影響的結(jié)果都有很大不同，因此對(duì)于地層性質(zhì)的影響常作具體問(wèn)題具體分析.工程中盾構(gòu)施工控制水平是重中之重；樁基的初始荷載水平除了影響承載力損失以外，也用于衡量是否具有足夠的儲(chǔ)備承載力來(lái)承受盾構(gòu)穿越造成的承載力損失；樁底與隧道頂部距離是工程設(shè)計(jì)時(shí)需要解決的關(guān)鍵問(wèn)題.因此，在上述實(shí)例的基礎(chǔ)上，對(duì)盾構(gòu)施工控制水平、樁基初始荷載水平和樁底與隧道頂部距離3個(gè)因素做規(guī)律性分析.

(1)盾構(gòu)施工控制水平.用體積損失率來(lái)表示盾構(gòu)施工控制水平，通過(guò)不同的體積損失率來(lái)計(jì)算盾構(gòu)施工控制水平對(duì)單樁承載性能的影響.計(jì)算結(jié)果如圖13所示，盾構(gòu)施工控制水平對(duì)樁基的承載性能影響顯著，承載力損失值隨著體積損失率的增大而增大.當(dāng)體積損失率增長(zhǎng)到1.5%時(shí)，樁基的承載力損失值增加到40%.因此，在盾構(gòu)下穿樁基時(shí)應(yīng)努力提高盾構(gòu)控制水平.

圖13 不同體積損失率下的承載力損失值

(2)初始荷載水平.為了表示樁基在初始情況下的受荷狀態(tài)，用式(12)來(lái)表達(dá)樁基的初始荷載水平ζ，Q0為初始樁頂荷載，Q1為隧道開(kāi)挖前樁基的極限承載力.分別進(jìn)行ζ為10%、20%、30%、40%、50%的情況下隧道開(kāi)挖時(shí)樁基承載性能影響計(jì)算.計(jì)算結(jié)果如圖14所示，樁基的初始荷載水平越大，開(kāi)挖引起的樁基承載力損失值也越大，即樁基在初始情況下的承載力發(fā)揮得就越多，隧道開(kāi)挖對(duì)樁基的承載力影響也更為顯著.但是，樁基初始荷載從10%提高到50%時(shí)，承載力損失量只是提高了5%.因此，對(duì)于初始荷載水平的敏感性要低于盾構(gòu)施工控制水平，降低體積損失率能夠更加有效地降低承載力損失.

(12)

(3)樁底與隧道頂部距離.h為樁底與隧道頂部距離，進(jìn)行h為1D～6D(增長(zhǎng)梯度為0.5D)的隧道開(kāi)挖計(jì)算.除h發(fā)生改變以外，其他參數(shù)保持不變，體積損失率為0.5%，樁及土體的尺寸、樁土的物理力學(xué)參數(shù)設(shè)置同上.圖15為樁基承載力損失值與不同h/D的關(guān)系圖.由圖可知，承載力損失值隨著h/D的增大而曲線減小.當(dāng)h/D增加到6時(shí)，隧道開(kāi)挖引起的樁基承載力損失值減小到近10%.據(jù)此可認(rèn)為，當(dāng)h/D≥6以后，隧道開(kāi)挖對(duì)樁基的影響已較小.

圖14 不同初始承載水平下的承載力損失值

圖15 不同樁底與隧道頂部距離下的承載力損失值

Fig.15Lossofpilecapacityatdifferentdistancebetweenpilebottomandtheroofofthetunnel

4 結(jié)論

(1)提出一種盾構(gòu)樁底施工樁基承載能力損失計(jì)算方法.先實(shí)現(xiàn)考慮卸載過(guò)程的雙曲線荷載傳遞函數(shù)編譯，然后利用該樁土接觸模型得到隧道開(kāi)挖前和開(kāi)挖后的Q～s曲線；取s=50 mm時(shí)對(duì)應(yīng)的荷載為樁基極限承載能力，采用樁基極限承載力損失百分比作為隧道開(kāi)挖對(duì)樁基承載性能影響的評(píng)價(jià)指標(biāo).并結(jié)合實(shí)例，分析了樁基承載曲線變化特征、樁體內(nèi)力變化規(guī)律和承載力損失影響因素.

(2)在實(shí)例中，隧道開(kāi)挖前樁基的極限承載力Q1為508.0 kN.盾構(gòu)施工體積損失率控制在0.5%時(shí)，隧道開(kāi)挖后的樁基的極限承載力Q2為400.3 kN.隧道開(kāi)挖導(dǎo)致的樁基承載力損失值為22%.初始工作荷載Q0為254.0 kN，因此，盾構(gòu)施工保持該控制水平時(shí)降低了部分樁基承載能力，但不影響樁基礎(chǔ)正常使用.隧道開(kāi)挖后，樁體中存在一點(diǎn)側(cè)摩阻力不變，在該點(diǎn)上部樁體側(cè)摩阻力增大，在該點(diǎn)下部樁體側(cè)摩阻力有所減小.

(3)盾構(gòu)隧道樁底施工時(shí)樁基承載力損失的影響因素主要有土層力學(xué)性質(zhì)、盾構(gòu)施工控制水平、樁基初始荷載水平和樁底與隧道頂部距離.承載力損失值隨著體積損失率的增大而增大；樁基的初始荷載水平越大，承載力損失值也越大；樁底與隧道頂部的距離越大，樁基承載力損失值越??；承載力損失對(duì)盾構(gòu)施工控制水平更加敏感，降低體積損失率能夠更加有效地降低承載力損失.