曾 力， 劉一帆， 李明宇, *， 靳軍偉， 楊 瀟， 馬世舉

(1. 鄭州大學(xué)土木工程學(xué)院， 河南 鄭州 450001； 2. 武漢地鐵集團(tuán)有限公司， 湖北 武漢 430070)

0 引言

在城市地下空間開(kāi)發(fā)采用盾構(gòu)法施工時(shí)，往往因空間環(huán)境復(fù)雜，導(dǎo)致盾構(gòu)掘進(jìn)需要直接穿切樁體通過(guò)既有建(構(gòu))筑物。目前，盾構(gòu)直接穿切樁體的研究主要關(guān)注點(diǎn)在于盾構(gòu)刀具切削樁體的效果，因?yàn)榇罅繉?shí)際工程中往往會(huì)因刀具選型和布置不當(dāng)、施工參數(shù)設(shè)置不合理，導(dǎo)致刀具磨耗增加、盾構(gòu)卡滯、長(zhǎng)時(shí)間強(qiáng)烈振動(dòng)下樁身和周圍土體破壞嚴(yán)重等。針對(duì)所出現(xiàn)的問(wèn)題，李宏波[1]著重分析刀具損傷規(guī)律； 韓旭[2]分析樁身的破損特征； 王飛等[3]分析刀具選型和布置方式； 汪衛(wèi)軍等[4]、陳海豐等[5]分析切樁過(guò)程中掘進(jìn)參數(shù)的變化特征。除了上述研究外，另一個(gè)關(guān)注點(diǎn)在于盾構(gòu)穿切樁體后對(duì)樁基承載力的影響，主要從樁側(cè)摩阻力、樁身軸力和基礎(chǔ)沉降3方面體現(xiàn)樁基承載力的變化特征。目前涉及盾構(gòu)直接穿切樁基的案例較少，相關(guān)研究有： Ong等[6]、許華國(guó)等[7]、王飛[8]、唐仁等[9]、李景茂等[10]通過(guò)室內(nèi)、現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)和數(shù)值模擬，分別研究盾構(gòu)刀盤刀具切削混凝土的效果、切樁過(guò)程中的刀具磨損、盾構(gòu)切削樁基后殘樁的沉降及承載力計(jì)算、盾構(gòu)下穿對(duì)鄰近樁基的影響。而 Zhang等[11]、 Liang等[12]、 Zhang等[13]分別給出了基于彈性地基梁的樁周土體的塑性變形以及群樁之間的屏蔽效應(yīng)、基于Pasternak地基模型采用有限差分法求解隧道側(cè)穿既有樁基力學(xué)響應(yīng)的理論表達(dá)式、用2階段理論研究新建隧道下穿既有結(jié)構(gòu)對(duì)既有結(jié)構(gòu)的受力和變形的影響等相關(guān)計(jì)算方法。

上述是目前國(guó)內(nèi)外有關(guān)盾構(gòu)直接穿切樁基的相關(guān)研究現(xiàn)狀，而針對(duì)盾構(gòu)直接穿切復(fù)合地基的相關(guān)研究尚存在較大空白。首先，有關(guān)盾構(gòu)直接穿切樁基全過(guò)程中樁承載力變化特征的研究較少，與側(cè)穿、下穿樁基問(wèn)題不同，盾構(gòu)穿切對(duì)樁承載力的削弱體現(xiàn)在以下方面： 1)刀具切削破除部分樁體后，導(dǎo)致樁長(zhǎng)變短，僅保留殘樁的摩阻力； 2)刀具和刀盤切削樁體的振動(dòng)力，會(huì)使樁和樁周土之間的相互作用力減弱，導(dǎo)致殘樁側(cè)阻力下降； 3)刀盤切樁時(shí)的水平卸荷和頂推作用，會(huì)使樁身產(chǎn)生附加彎矩和傾斜，嚴(yán)重時(shí)會(huì)導(dǎo)致樁體局部破碎； 4)在設(shè)計(jì)制造盾構(gòu)時(shí)，為減小盾構(gòu)殼與周圍土層的摩擦力，會(huì)使盾構(gòu)刀盤外徑略大于盾構(gòu)殼體外徑，兩者之間的建筑空隙如不及時(shí)注漿填充，會(huì)削弱殘樁樁端的承載力； 5)刀具切樁歷時(shí)相比切土更長(zhǎng)，長(zhǎng)時(shí)間對(duì)開(kāi)挖面區(qū)域土體擾動(dòng)，會(huì)降低土的強(qiáng)度，乃至破壞土的結(jié)構(gòu)，進(jìn)而削弱土的承載力。上述這些作用耦合后，勢(shì)必使樁基承載力下降，基礎(chǔ)沉降增大。而目前國(guó)內(nèi)外鮮見(jiàn)有針對(duì)每個(gè)作用效果的研究。

與樁基相比，復(fù)合地基就是在天然地基處理過(guò)程中部分土體得到增強(qiáng)或置換，或在天然地基中設(shè)置加筋材料，由基體(天然地基土體)和增強(qiáng)體2部分組成的人工地基。在設(shè)計(jì)復(fù)合地基承載力時(shí)，綜合考慮了土與樁的相互作用，上部荷載是由處理后地基中樁和土共同承擔(dān)的，而樁與土分擔(dān)荷載比例又通過(guò)基礎(chǔ)下的碎石墊層來(lái)協(xié)調(diào)。這樣一來(lái)，盾構(gòu)穿切復(fù)合地基過(guò)程中，除了考慮盾構(gòu)穿切對(duì)樁承載力的上述影響外，還需考慮地層損失對(duì)樁與土之間相互作用的影響，而目前針對(duì)這些內(nèi)容鮮有研究，也未見(jiàn)對(duì)現(xiàn)象背后機(jī)制的討論及相關(guān)計(jì)算理論的探索。

本文依托鄭州市地鐵5號(hào)線農(nóng)業(yè)東路站—心怡路站區(qū)間盾構(gòu)切樁工程，通過(guò)現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)和數(shù)值模擬，初步探究盾構(gòu)穿切復(fù)合地基過(guò)程中反映復(fù)合地基承載力變化的基礎(chǔ)累計(jì)沉降、樁土應(yīng)力比、樁身軸力和樁側(cè)摩阻力的變化規(guī)律，并詮釋此種工況下樁與土之間的協(xié)同變形機(jī)制。

1 現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)方案設(shè)計(jì)

1.1 依托工程背景

該工程所處鄭州市，為鄭州地鐵5號(hào)線農(nóng)業(yè)東路站—心怡路站區(qū)間隧道工程。鄭州地鐵5號(hào)線主干道及研究場(chǎng)地位置如圖1所示。隧道采用盾構(gòu)法施工，施工期間盾構(gòu)將直接穿切水泥土復(fù)合地基，整個(gè)穿切過(guò)程中未對(duì)既有房屋和地基進(jìn)行加固處理。樁與隧道相對(duì)位置如圖2所示。隧道與既有房屋的平面夾角為22°，被穿越房屋為7層砌體結(jié)構(gòu)，含有半地下室，房屋基礎(chǔ)為條形基礎(chǔ)，基礎(chǔ)材料為C30混凝土?；A(chǔ)下方鋪設(shè)C10素混凝土墊層，其厚度為100 mm。水泥土樁復(fù)合地基中，褥墊層由厚度為200 mm的級(jí)配砂石組成，以減少基礎(chǔ)底面的應(yīng)力集中，調(diào)整樁土水平荷載的分擔(dān)，保證樁、土共同承擔(dān)荷載。粗砂與碎石體積比為3∶7，厚度為0.2 m；水泥土樁的水泥土摻入比為0.2，水泥等級(jí)為32.5，直徑為500 mm，樁間距為950 mm，有效樁長(zhǎng)為11 m。

圖1 鄭州地鐵5號(hào)線主干道及研究場(chǎng)地位置(單位： m)Fig. 1 Main route of Zhengzhou metro line 5 and location of research site (unit: m)

圖2 樁與隧道相對(duì)位置(單位： m)Fig. 2 Relative position of piles and tunnel (unit： m)

盾構(gòu)隧道上覆土厚度為12.1～13.5 m，采用直徑為6 420 mm土壓平衡盾構(gòu)，盾殼長(zhǎng)6 m，開(kāi)口率為38%。盾構(gòu)切樁長(zhǎng)度為2.6～3.7 m，管片外徑為6.2 m，內(nèi)徑為5.5 m，壁厚為0.35 m，穿切復(fù)合地基段。管片寬度為1.5 m，材料為C50混凝土，采用錯(cuò)縫拼裝方式。盾構(gòu)切樁長(zhǎng)度為3～4 m，下穿房屋段共計(jì)切削175根樁，占砌體房屋復(fù)合地基總樁數(shù)的16%。

1.2 現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)細(xì)化方案

為了探究復(fù)合地基持荷狀態(tài)下，盾構(gòu)切樁對(duì)復(fù)合地基承載性狀的影響，在確保盾構(gòu)順利完成切樁掘進(jìn)施工的同時(shí)，盡可能減小盾構(gòu)穿切對(duì)既有房屋結(jié)構(gòu)和基礎(chǔ)的不利影響。在盾構(gòu)切削樁基前，選取距離砌體結(jié)構(gòu)房屋18 m外的臨時(shí)停車場(chǎng)，開(kāi)展水泥土單樁復(fù)合地基靜載試驗(yàn)和盾構(gòu)穿切水泥土單樁復(fù)合地基現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)。

1.2.1 土體物理力學(xué)參數(shù)

地面監(jiān)測(cè)點(diǎn)及切樁位置如圖3所示?，F(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)主要研究盾構(gòu)穿切全過(guò)程中地表累計(jì)沉降和樁土應(yīng)力比的變化規(guī)律。試驗(yàn)方案設(shè)計(jì)中，加載板采用C30混凝土，尺寸為0.95 m×0.95 m×0.2 m；褥墊層和水泥土樁設(shè)計(jì)參數(shù)與實(shí)際工程中相同，僅是樁長(zhǎng)設(shè)為15.6 m，擬切除樁長(zhǎng)約3.07 m。土體性質(zhì)參數(shù)如表1所示。

圖3 地面監(jiān)測(cè)點(diǎn)及切樁位置圖(單位： m)Fig. 3 Ground monitoring point and pile cutting position (unit: m)

表1 土體性質(zhì)參數(shù)Table 1 Soil properties

1.2.2 監(jiān)測(cè)元件布置與安裝

試驗(yàn)中，垂直隧道軸線方向，共布設(shè)9個(gè)沉降監(jiān)測(cè)點(diǎn)。各測(cè)點(diǎn)間距見(jiàn)圖3。此外，利用電阻應(yīng)變式位移傳感器在加載板上也布設(shè)4個(gè)沉降監(jiān)測(cè)點(diǎn)，利用位移計(jì)測(cè)量加載板的沉降量，以計(jì)算和分析加載板中心的沉降量。土壓力盒與位移計(jì)布置如圖4所示。布點(diǎn)時(shí)沖擊鉆在地面上打10 cm孔，孔深約30 cm，清除孔內(nèi)渣土，插入1 m長(zhǎng)光圓鋼筋，鋼筋頭低于地面約5 cm，鋼筋頭周圍填細(xì)砂，然后加蓋保護(hù)蓋，防止孔內(nèi)進(jìn)渣土和人為踩踏，破壞測(cè)點(diǎn)或降低監(jiān)測(cè)精度。

(a) 土壓力盒與位移計(jì)平面布置(單位： mm) (b) 土壓力盒現(xiàn)場(chǎng)埋設(shè)圖4 土壓力盒與位移計(jì)布置圖Fig. 4 Layout of earth pressure box and displacement gauge

利用1、2、3土壓力盒傳感器對(duì)褥墊層下方樁頂和樁間土的壓力進(jìn)行監(jiān)測(cè)，用此監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)來(lái)計(jì)算分析切樁過(guò)程的樁土應(yīng)力比。土壓力傳感器直徑為100 mm，厚度為24 mm，量程為0.1 MPa，廠家給定的標(biāo)定系數(shù)分別為1.708×10-3、2.967×10-4、2.969×10-4。土壓力傳感器布設(shè)前先切除50 cm樁頭，平整樁頂；然后在樁頂中心處摳槽，成槽尺寸與土壓力傳感器尺寸相同；再在槽內(nèi)布設(shè)細(xì)砂，將土壓力傳感器感應(yīng)面向下放入槽內(nèi)，保證其與樁頂面平齊；最后鋪設(shè)2 cm細(xì)砂找平和鋪設(shè)褥墊層，褥墊層厚度為60 mm。樁間土上的土壓力傳感器布設(shè)方法與樁頂布設(shè)方法相似。

1.2.3 監(jiān)測(cè)元件的監(jiān)測(cè)時(shí)長(zhǎng)及加載系統(tǒng)

土壓力盒和位移計(jì)監(jiān)測(cè)頻率如表2所示。

表2 土壓力盒和位移計(jì)監(jiān)測(cè)頻率Table 2 Monitoring frequency of earth pressure box and displacement gauge

根據(jù)GB 50009—2012《建筑結(jié)構(gòu)荷載規(guī)范》的規(guī)定，水泥土單樁復(fù)合地基靜載荷試驗(yàn)最大加載量近似取Qmax=90.25 kN，堆載配重為2Qmax。試驗(yàn)時(shí)分10級(jí)加載，首級(jí)荷載為最大加載量的5%，采用分級(jí)慢速加載方法，每級(jí)荷載讀數(shù)頻率為0.5 h，當(dāng)同級(jí)荷載中1 h內(nèi)承壓板累計(jì)沉降變化量小于0.1 mm時(shí)，開(kāi)始施加下一級(jí)荷載。現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)加載示意和現(xiàn)場(chǎng)照片如圖5所示。

(a) 現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)加載布置示意

2 盾構(gòu)穿切單樁復(fù)合地基模擬建模

考慮到水泥土樁成樁時(shí)插入鋼筋應(yīng)力計(jì)操作難度大，鋼筋計(jì)難定位，導(dǎo)致測(cè)量精度無(wú)法滿足試驗(yàn)要求，通過(guò)數(shù)值模擬分析，在試驗(yàn)基礎(chǔ)上對(duì)樁側(cè)摩阻力和樁身軸力在盾構(gòu)穿切復(fù)合地基整個(gè)過(guò)程中的變化規(guī)律進(jìn)行補(bǔ)充討論。

2.1 模型尺寸及本構(gòu)模型

根據(jù)相關(guān)研究，模型尺寸設(shè)置如下： 橫向(沿X軸方向)長(zhǎng)度為60 m(10D，D為隧道直徑)，縱向(沿Y軸方向)長(zhǎng)度為24 m(4D)，深度(沿Z軸方向)為32 m(2倍樁長(zhǎng))。三維有限模型尺寸如圖6所示。模型本構(gòu)遵循修正摩爾-庫(kù)侖準(zhǔn)則，加載板褥墊層、水泥土單樁、盾殼、管片、注漿層用線彈性本構(gòu)模型。加載板和褥墊層選用實(shí)體單元，樁體選用梁?jiǎn)卧?，盾殼、管片和注漿層選用殼單元。采用荷載傳遞法簡(jiǎn)化模擬樁—土間的荷載傳遞，該方法將水泥土樁沿樁長(zhǎng)方向離散成若干個(gè)彈性單元，并假定樁體上任一點(diǎn)位移只與該點(diǎn)的側(cè)摩阻力有關(guān)，然后用獨(dú)立的非線性彈簧來(lái)模擬土層與樁體單元間的相互作用，用Midas有限元軟件設(shè)置樁土之間接觸單元的不同屬性。

圖6 有限元模型尺寸(單位： m)Fig. 6 Finite element model size (unit: m)

2.2 材料參數(shù)選取及邊界條件

參照有關(guān)研究[14-16]對(duì)水泥土樁和褥墊層的材料參數(shù)進(jìn)行選取，模型中盾殼質(zhì)量按照實(shí)際質(zhì)量根據(jù)體積比進(jìn)行折算，其彈性模量與泊松比參照文獻(xiàn)[17-19]取值。管片采用C50混凝土，模擬中忽略接縫對(duì)管片剛度的影響。本模型采用等效均質(zhì)圓環(huán)法模擬盾尾注漿層，即將盾尾間隙(0.03 m)、盾體厚度(0.08 m)、盾尾注漿填充度和盾構(gòu)對(duì)地層的擾動(dòng)程度等一系列影響，用等效后的均質(zhì)線彈性殼單元(即等代層單元)進(jìn)行模擬，單元厚度為0.11 m?！暗刃Ь|(zhì)圓環(huán)法”模擬注漿層如圖7所示。根據(jù)方勇等[20]的研究成果，本文在進(jìn)行有限元數(shù)值計(jì)算時(shí)，為不同位置處的注漿層設(shè)置不同的材料參數(shù)，即： 脫出盾尾后1環(huán)注漿層彈性模量取1 MPa，脫出盾尾后2環(huán)注漿層彈性模量取10 MPa，脫出盾尾后3環(huán)注漿層彈性模量取20 MPa，脫出盾尾3環(huán)以上注漿層彈性模量取40 MPa。以近似模擬考慮注漿層凝結(jié)硬化的時(shí)間過(guò)程，即： 將注漿層分為短時(shí)注漿層和凝結(jié)后注漿層。注漿層凝結(jié)硬化模擬如圖8所示。復(fù)合地基和隧道模擬參數(shù)如表3所示。注漿層參數(shù)如表4所示。建模時(shí)地表面不設(shè)約束，除此之外，其他模型邊界僅設(shè)置法向約束。

圖7 “等效均質(zhì)圓環(huán)法”模擬注漿層Fig. 7 Grouting layer simulated using equivalent homogeneous ring method

圖8 注漿層凝結(jié)硬化模擬Fig. 8 Simulation of solidification and hardening of grouting layer

表3 復(fù)合地基和隧道模擬參數(shù)表Table 3 Structure parameters

表4 注漿層參數(shù)Table 4 Grouting layer parameters

2.3 模擬工序簡(jiǎn)介

根據(jù)“剛度遷移法”，通過(guò)逐步改變各環(huán)管片材料屬性，模擬盾構(gòu)31環(huán)掘進(jìn)開(kāi)挖過(guò)程，即31個(gè)施工步，通過(guò)鈍化每環(huán)土體單元，并逐步激活盾殼單元、開(kāi)挖面壓力，待開(kāi)挖6 m后，增加管片脫離盾尾過(guò)程的模擬，逐步激活管片、等代層單元和注漿壓力。通過(guò)“殺死”樁的梁?jiǎn)卧?、樁與土體之間的接觸單元模擬刀盤切樁效果。典型工況說(shuō)明如表5所示。

表5 典型工況說(shuō)明Table 5 Description of typical working conditions

3 現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)與數(shù)值模擬數(shù)據(jù)分析

本文將盾構(gòu)切樁下穿水泥土單樁復(fù)合地基施工全過(guò)程劃分為6個(gè)階段，各個(gè)階段及對(duì)應(yīng)的名稱如下： Ⅰ階段(盾構(gòu)切樁前)、Ⅱ階段(刀盤切樁)、Ⅲ階段(盾體穿越殘樁)、Ⅳ階段(盾尾脫離殘樁)、Ⅴ階段(同步注漿層填充與凝結(jié))、Ⅵ階段(盾構(gòu)遠(yuǎn)離殘樁復(fù)合地基)。下文將圍繞這6個(gè)階段對(duì)地表橫斷面沉降、加載板中心沉降、樁土應(yīng)力比、樁身水平位移、樁身軸力以及側(cè)摩阻力展開(kāi)分析。

3.1 地表橫斷面沉降

地表累計(jì)沉降對(duì)比曲線如圖9所示?？梢钥闯觯?1)隨著盾構(gòu)掘進(jìn)開(kāi)挖施工的進(jìn)行，地表沉降槽逐漸加深，沉降槽的寬度約為3.33D(D為隧道直徑)，水泥土單樁復(fù)合地基最大沉降值位于其基礎(chǔ)中心點(diǎn)處，大小為-33.3 mm； 2)Ⅰ—Ⅲ階段(對(duì)應(yīng)圖中S7—S13)，由于盾構(gòu)切樁對(duì)土體及樁體的持續(xù)擾動(dòng)，使得地表沉降槽逐漸加深； 3)Ⅳ—Ⅴ階段(對(duì)應(yīng)圖中S18—S22)，盾構(gòu)切樁完成，同步注漿補(bǔ)充盾尾間隙，地表沉降量持續(xù)增大； 4)Ⅵ階段，盾構(gòu)施工對(duì)復(fù)合地基的影響逐漸消散，地層沉降趨于穩(wěn)定。

圖9 地表累計(jì)沉降對(duì)比曲線Fig. 9 Surface cumulative settlement curves

通過(guò)對(duì)比施工步S18(盾構(gòu)刀盤距復(fù)合地基樁體+6.75 m/殘樁脫離盾尾復(fù)合地基)和S22(盾構(gòu)刀盤距復(fù)合地基樁體+15.75 m/脫離殘樁盾尾1.125D)現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)和數(shù)值模擬的地表沉降數(shù)據(jù)，發(fā)現(xiàn)二者的規(guī)律基本一致，均呈正態(tài)分布，且最大沉降量近似相同。存在的沉降量數(shù)值上的偏差可能是由于現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)測(cè)量?jī)x器的誤差以及現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)施工環(huán)境等不可控因素所引起的。因此，采用有限元數(shù)值模擬分析盾構(gòu)切樁下穿對(duì)水泥土單樁復(fù)合地基承載性狀的影響是可行的。

3.2 加載板中心沉降

加載板中心累計(jì)沉降變化曲線如圖10所示?？梢钥闯觯?1)現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)加載板中心沉降量與數(shù)值模擬加載板中心沉降量規(guī)律大致相同，二者沉降整體呈增加的趨勢(shì); 2)單樁加載板中心點(diǎn)沉降隨盾構(gòu)的向前推進(jìn)而變化，Ⅰ階段，由于距離樁體較近，且盾構(gòu)隧道掌子面壓力與地層壓力不平衡，使得地層產(chǎn)生朝向掌子面的位移，引起地表較為明顯的沉降，這一階段產(chǎn)生的沉降量占最大沉降值的20%左右; 3)Ⅱ—Ⅴ階段，盾構(gòu)切樁的施工作用會(huì)對(duì)地層產(chǎn)生較大的擾動(dòng)，沉降速率顯著增加，沉降量占最大沉降值的60%; 4)Ⅵ階段，盾構(gòu)逐漸遠(yuǎn)離殘樁復(fù)合地基的范圍，盾構(gòu)施工對(duì)于復(fù)合地基的影響逐漸消散，地層沉降逐漸趨于穩(wěn)定，該階段產(chǎn)生的沉降量占最大沉降值的20%。

圖10 加載板中心累計(jì)沉降變化曲線Fig. 10 Cumulative settlement curves of bearing plate center

數(shù)值模擬與現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)產(chǎn)生的加載板累計(jì)沉降的差值主要是現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)中刀具切樁歷時(shí)時(shí)間較長(zhǎng)，長(zhǎng)時(shí)間對(duì)開(kāi)挖區(qū)域土體進(jìn)行擾動(dòng)，并且刀盤在切樁的過(guò)程中刀盤振動(dòng)也會(huì)對(duì)土體產(chǎn)生一定的擾動(dòng)，會(huì)降低土體的強(qiáng)度，導(dǎo)致加載板的沉降值偏大。由此可見(jiàn)，加載板中心的沉降主要發(fā)生在刀盤切樁—同步注漿層凝結(jié)與硬化階段，實(shí)際工程中需重點(diǎn)控制該階段間產(chǎn)生的沉降變形。

3.3 樁土應(yīng)力比

3.3.1 樁土應(yīng)力比的概念及分析階段

樁土應(yīng)力比是樁頂?shù)钠骄鶓?yīng)力與樁間土表面的平均應(yīng)力的比值，反映了樁和土分擔(dān)上部力的比值，是評(píng)價(jià)復(fù)合地基工作效率以及反映復(fù)合地基工作狀態(tài)的一個(gè)重要參數(shù)，研究切樁過(guò)程中的樁土應(yīng)力比可以反映和評(píng)價(jià)復(fù)合地基的工作狀態(tài)及工作性能，分析切樁對(duì)復(fù)合地基承載力的影響。

單樁樁土應(yīng)力比對(duì)比曲線如圖11所示。可以看出: 1)盾構(gòu)切樁下穿水泥土單樁復(fù)合地基施工全過(guò)程期間，水泥土單樁復(fù)合地基樁土應(yīng)力比數(shù)值模擬結(jié)果與現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)結(jié)果規(guī)律具有較好的一致性，均整體呈現(xiàn)“拋物線”形變化規(guī)律; 2)Ⅰ階段、Ⅱ階段、Ⅲ階段、Ⅳ階段這4個(gè)階段樁土應(yīng)力比呈下降趨勢(shì)，Ⅴ階段、Ⅵ階段這2個(gè)階段樁土應(yīng)力比呈上升趨勢(shì)。

圖11 單樁樁土應(yīng)力比對(duì)比曲線Fig. 11 Comparison curves of pile-soil stress ratio of single pile

3.3.2 樁土應(yīng)力比變化規(guī)律

對(duì)各個(gè)階段復(fù)合地基樁土應(yīng)力比的變化規(guī)律進(jìn)行詳細(xì)分析可得： 1)Ⅰ階段，該階段樁土應(yīng)力比的變化主要與盾構(gòu)千斤頂推力有關(guān)，當(dāng)盾構(gòu)千斤頂推力大于掌子面壓力時(shí)，開(kāi)挖面前方土體受擠壓，使得樁體周圍土體更加“貼合”樁體，增大了樁側(cè)摩阻力，提高了復(fù)合地基樁體的承載力，使樁土應(yīng)力比n增大；當(dāng)千斤頂推力小于掌子面壓力時(shí)，開(kāi)挖面前方土體產(chǎn)生向土壓力倉(cāng)內(nèi)流動(dòng)的趨勢(shì)，樁周圍土體脫離樁體，此時(shí)樁側(cè)摩阻力減小，復(fù)合地基樁體的承載力降低，樁土應(yīng)力比n減??；施工過(guò)程中在保證開(kāi)挖面穩(wěn)定的情況下，該階段樁土應(yīng)力比變化不大。2)Ⅱ階段，該階段受盾構(gòu)切樁和刀盤切樁產(chǎn)生微振動(dòng)的影響，會(huì)造成殘樁樁端附近土體擾動(dòng)較大，降低樁側(cè)摩阻力，使得樁土應(yīng)力比n進(jìn)一步減小。3)Ⅲ階段，切樁完成后，盾構(gòu)機(jī)體通過(guò)殘樁復(fù)合地基時(shí)，對(duì)樁體和地層持續(xù)擾動(dòng)，受其影響下樁和樁間土的沉降變形持續(xù)增加，樁土應(yīng)力比相應(yīng)減小。4)Ⅳ階段，由于盾尾空隙的存在，盾構(gòu)盾尾脫離殘樁復(fù)合地基時(shí)，會(huì)使殘樁復(fù)合地基迅速下沉，樁土應(yīng)力比n持續(xù)下降。5)Ⅴ階段，同步注漿逐漸填充盾尾間隙，注漿壓力會(huì)減緩樁體的沉降，同時(shí)增加樁端承載力，樁間土承擔(dān)的荷載向樁體轉(zhuǎn)移，使樁土應(yīng)力比n呈增大趨勢(shì)。6)Ⅵ階段，隨著注漿漿液的凝結(jié)硬化，樁端阻力逐漸增大，樁的沉降速率減小，樁間土固結(jié)壓縮變形仍持續(xù)增加，導(dǎo)致上部荷載逐步從樁間土頂向樁頂轉(zhuǎn)移，使得樁土應(yīng)力比n持續(xù)增大。

3.4 樁身水平位移

在盾構(gòu)切削復(fù)合地基掘進(jìn)施工時(shí)，樁體產(chǎn)生的位移和變形主要以樁身Y方向(盾構(gòu)掘進(jìn)方向)位移為主。樁身水平位移曲線如圖12所示。可以看出： 1)Ⅰ階段，樁身Y方向位移主要受盾構(gòu)千斤頂推力的影響,當(dāng)盾構(gòu)千斤頂推力大于掌子面壓力時(shí)，開(kāi)挖面前方土體受擠壓，使得樁體下部(50%～100%樁長(zhǎng)范圍)出現(xiàn)沿Y軸正方向的位移，樁體上部(0～50%樁長(zhǎng)范圍)出現(xiàn)沿Y軸負(fù)方向的位移；當(dāng)盾構(gòu)千斤頂推力小于掌子面壓力時(shí)，開(kāi)挖面前方土體產(chǎn)生向土倉(cāng)內(nèi)流動(dòng)的趨勢(shì)，使得樁體下部出現(xiàn)沿Y軸負(fù)方向的位移，樁身呈現(xiàn)出明顯的彎曲變形。2)Ⅱ階段，受盾構(gòu)千斤頂推力、刀盤轉(zhuǎn)矩等施工荷載的影響，樁身位移整體指向Y軸負(fù)方向，樁體上部位移略大于樁體下部位移量，樁身變形表現(xiàn)為撓曲變形。3)Ⅲ階段，盾體與復(fù)合地基間的摩擦力對(duì)樁體持續(xù)擾動(dòng)，受其影響下樁體上部位移量沿Y軸負(fù)方向進(jìn)一步增大，同樣的，樁體下部位移量沿Y軸正方向增大，樁身呈現(xiàn)明顯的彎曲變形。4)Ⅳ階段，由于盾尾空隙的存在，使得樁身下部迅速沉降，導(dǎo)致樁身上部呈現(xiàn)傾斜變形，樁身下部呈現(xiàn)彎曲變形。5)Ⅴ階段，同步注漿開(kāi)始填充盾尾建筑空隙，注漿壓力減緩樁體沉降，樁身變形逐漸呈現(xiàn)傾斜變形。6)Ⅵ階段，注漿漿液凝結(jié)硬化后，樁的沉降速率減小，樁間土固結(jié)壓縮變形逐漸增加，樁身變形持續(xù)為傾斜變形。

圖12 樁身水平位移曲線Fig. 12 Horizontal displacement curves of pile

3.5 樁身軸力和樁側(cè)摩阻力

盾構(gòu)施工造成了地層變形，進(jìn)一步影響著樁體的變形規(guī)律，從而使得樁身軸力和樁側(cè)摩阻力得到改變。樁身軸力和樁側(cè)摩阻力曲線如圖13所示。可以看出: 1)盾構(gòu)切削水泥土單樁復(fù)合地基全過(guò)程中，水泥土樁的樁身上部(0～50%樁長(zhǎng)范圍)軸力變化較小;樁身下部(50%～100%樁長(zhǎng)范圍)軸力變化較大，水泥土樁0～19%樁長(zhǎng)范圍內(nèi)側(cè)摩阻力變化較小;樁身19%～100%樁長(zhǎng)范圍內(nèi)側(cè)摩阻力變化較大。2)Ⅰ階段，樁身上部軸力變化較小，樁身的變化主要表現(xiàn)在下部軸力的突然增大，主要原因是掌子面壓力不足以完全抵消土體的變形，使拱頂上方土體產(chǎn)生較大的朝向隧道內(nèi)的位移，樁身周圍的正摩阻力逐漸減小，直至出現(xiàn)較大的負(fù)摩阻力，進(jìn)而引起樁身軸力的增加，降低了樁體的承載性能。3)Ⅱ階段，樁身應(yīng)力重新分配，樁身出現(xiàn)2個(gè)中性點(diǎn)，第1個(gè)中性點(diǎn)位于樁身約-3 m處，第2個(gè)中性點(diǎn)位于樁身約-10 m處，上部中性點(diǎn)處于受壓狀態(tài)，下部中性點(diǎn)處于受拉狀態(tài)，表現(xiàn)為中性點(diǎn)以上為正摩阻力，中性點(diǎn)以下為負(fù)摩阻力，中性點(diǎn)附近樁體處于受拉狀態(tài)。4)Ⅲ階段，盾構(gòu)盾體通過(guò)殘樁復(fù)合地基，盾構(gòu)盾體填充了開(kāi)挖地層，抑制了下部地層和復(fù)合樁體的位移，樁側(cè)摩阻力略有減小，樁身軸力略有增大。5)Ⅳ階段，由于盾尾空隙的存在，樁體下部地層和復(fù)合地基樁體迅速沉降，地層沉降量大于樁體下沉量，樁體下部負(fù)摩阻力進(jìn)一步增加。6)Ⅴ階段，漿液填充盾尾空隙，有效減緩了樁體和下部地層的沉降，樁體下部負(fù)摩阻力逐漸減小，正摩阻力逐漸增大。7)Ⅵ階段，漿液凝結(jié)硬化后，樁間土固結(jié)壓縮變形逐漸增加，水泥土復(fù)合地基達(dá)到新的受力平衡，樁身側(cè)摩阻力比切樁前要大。

(a) 樁身軸力

(b) 樁側(cè)摩阻力圖13 樁身軸力和樁側(cè)摩阻力曲線Fig. 13 Variation curves of single pile axial force and side friction resistance

4 結(jié)論與建議

本文通過(guò)有限元模擬還原現(xiàn)場(chǎng)盾構(gòu)切削單樁復(fù)合地基試驗(yàn)工況，將現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)結(jié)果與數(shù)值模擬結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，驗(yàn)證了本文數(shù)值模擬方法的合理性，并進(jìn)一步深化分析了數(shù)值模擬內(nèi)容。主要結(jié)論與建議如下。

1)盾構(gòu)切削樁基前，由于盾構(gòu)刀盤距離樁體較近，且盾構(gòu)掌子面壓力與地層壓力不平衡，引起地表較為明顯的沉降，這一階段產(chǎn)生的加載板中心沉降量占最大沉降值的20%左右；刀盤切樁—同步注漿層填充與凝結(jié)階段會(huì)產(chǎn)生較大的地層擾動(dòng)，引起沉降速率顯著增加，加載板中心沉降量值占最大沉降值的60%；遠(yuǎn)離殘樁復(fù)合地基，加載板中心沉降量值占最大沉降量值的20%。

2)樁土應(yīng)力比隨著切樁施工過(guò)程先減小后增大，在盾構(gòu)切樁前、刀盤切樁、盾體穿越殘樁、盾尾脫離殘樁、同步注漿層填充與凝結(jié)、盾構(gòu)遠(yuǎn)離殘樁復(fù)合地基等各個(gè)階段的增幅比例分別為-8%、-16%、-53%、3%、25%、66%。

3)盾構(gòu)切樁前，樁身Y方向的位移主要受千斤頂推力的影響，樁身會(huì)呈現(xiàn)出明顯的彎曲變形；刀盤切樁—盾體穿越殘樁階段時(shí)，樁體受盾構(gòu)千斤頂推力、刀盤轉(zhuǎn)矩等施工荷載的影響，樁身呈現(xiàn)出明顯的撓曲變形；盾體脫離殘樁—?dú)垬睹撾x盾尾階段，盾尾空隙的存在會(huì)使得樁身下部迅速沉降，導(dǎo)致樁身上部出現(xiàn)傾斜，樁身下部仍呈現(xiàn)彎曲，隨著同步注漿漿液的凝結(jié)硬化，樁的沉降速率減小，樁間土逐漸固結(jié)，樁身變形持續(xù)為傾斜變形。

4)盾構(gòu)切樁前，樁身上部軸力變化較小，掌子面壓力不足以抵消土體的變形，使拱頂上方土體產(chǎn)生較大的朝向隧道內(nèi)的位移，樁身下部出現(xiàn)較大的負(fù)摩阻力，引起樁身下部軸力的突然增大，降低樁體的承載性能；刀盤切樁—盾體穿越殘樁，樁長(zhǎng)變短，樁身應(yīng)力重分配，樁身出現(xiàn)2個(gè)中性點(diǎn)，第2個(gè)中性點(diǎn)以上為正摩阻力，樁體處于受壓狀態(tài)，中性點(diǎn)以下為負(fù)摩阻力，樁體處于受拉狀態(tài)；盾體脫離殘樁—?dú)垬睹撾x盾尾，盾尾空隙使得樁體迅速沉降，下部負(fù)摩阻力進(jìn)一步增加，隨著漿液的填充凝結(jié)，樁體下部負(fù)摩阻力逐漸減小，正摩阻力逐漸增大。

5)盾構(gòu)切樁下穿時(shí)，穩(wěn)定土艙壓力、增大同步注漿量、提高刀盤轉(zhuǎn)速更有利于控制復(fù)合地基樁體沉降變形，但提高刀盤轉(zhuǎn)速容易導(dǎo)致刀具崩刃、脫焊或刀盤卡死等情況發(fā)生，在盡可能保證刀盤刀具切樁安全的情況下可以適當(dāng)提高刀盤轉(zhuǎn)速來(lái)控制復(fù)合地基樁體沉降變形；而盾構(gòu)脫離樁體后，不應(yīng)大幅度調(diào)整施工參數(shù)，適當(dāng)增大刀盤壓力和千斤頂推力，保持刀盤轉(zhuǎn)矩、刀盤轉(zhuǎn)速、同步注漿量和掘進(jìn)速度不變，更有利于控制復(fù)合地基樁體沉降。本文研究的切樁規(guī)律是否能夠適應(yīng)不同的地質(zhì)條件，還需要進(jìn)一步研究。