鄭 剛,路 平,張穩(wěn)軍(天津大學(xué)建筑工程學(xué)院,濱海土木工程結(jié)構(gòu)與安全教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室(天津大學(xué)),天津300072)

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盾殼摩擦對(duì)鄰近單樁工作性狀影響的研究

鄭 剛,路 平*,張穩(wěn)軍
(天津大學(xué)建筑工程學(xué)院,濱海土木工程結(jié)構(gòu)與安全教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室(天津大學(xué)),天津300072)

摘要:盾殼摩擦作用下土體受到擠壓和剪切,可引起臨近樁身所受彎矩和變形顯著增加.本文建立了考慮盾殼摩擦作用的三維有限元模型,研究了盾構(gòu)掘進(jìn)過(guò)程中不同盾殼摩擦作用對(duì)鄰近單樁工作性狀的影響,并以天津地鐵東南角站至建國(guó)道站區(qū)間盾構(gòu)工程為依托,結(jié)合盾構(gòu)掘進(jìn)參數(shù)及地表沉降的監(jiān)測(cè)結(jié)果進(jìn)行驗(yàn)證.研究結(jié)果表明,考慮盾殼摩擦作用的盾構(gòu)掘進(jìn)會(huì)引起土體沿掘進(jìn)方向的水平位移顯著增大;盾殼摩擦的增大會(huì)造成鄰近單樁樁頂沉降、沿掘進(jìn)方向的樁身水平側(cè)移和樁身彎矩增大,而對(duì)樁側(cè)摩阻力、垂直于掘進(jìn)方向的樁身水平側(cè)移和彎矩影響微弱;盾殼摩擦對(duì)樁頂沉降的影響具有滯后性,當(dāng)盾構(gòu)機(jī)脫離樁身后,對(duì)其變形更需要嚴(yán)格控制.

關(guān)鍵詞:盾構(gòu)隧道;盾殼摩擦;單樁;變形;彎矩

隨著城市軌道交通的發(fā)展,地鐵線路常下穿復(fù)雜地下環(huán)境的城市中心地區(qū),采用盾構(gòu)法施工必然會(huì)造成土體擾動(dòng),并對(duì)鄰近構(gòu)筑物如建筑樁基礎(chǔ)等產(chǎn)生影響.目前,國(guó)內(nèi)外學(xué)者主要從數(shù)值模擬、試驗(yàn)分析、監(jiān)測(cè)分析和理論推導(dǎo)4個(gè)層面進(jìn)行了研究.朱逢斌等[1]結(jié)合離心試驗(yàn)結(jié)果,采用摩爾庫(kù)倫本構(gòu)關(guān)系進(jìn)行數(shù)值模擬,研究軟土地區(qū)盾構(gòu)隧道開(kāi)挖對(duì)不同位置鄰近樁基的影響規(guī)律.Jongpradist等[2]和王明年等[3]通過(guò)數(shù)值模擬分析了盾構(gòu)掘進(jìn)過(guò)程,并根據(jù)臨近樁基的不同響應(yīng)劃分了盾構(gòu)影響分區(qū).Dias等[4]綜合里昂地鐵監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)和數(shù)值模擬,研究了不同施工階段下土體位移.廖少明等[5]用邊界元方法模擬分析了新建隧道對(duì)既有隧道的影響,并提出盾殼摩擦是影響土體位移的主要因素,且影響具有滯后性.袁海平等[6]基于橋樁結(jié)構(gòu)耦合彈簧力學(xué)計(jì)算原理與有限差分方法,分析盾構(gòu)推進(jìn)過(guò)程中橋樁受力、水平變形、地層沉降的變化規(guī)律,探討樁實(shí)體結(jié)構(gòu)單元彎矩、剪力計(jì)算方法的可行性.梁榮柱等[7]利用彈性力學(xué)的Mindlin解推導(dǎo)掌子面推力、盾殼摩擦、注漿壓力和盾尾空隙造成的地表變形計(jì)算公式并通過(guò)實(shí)測(cè)結(jié)果進(jìn)行驗(yàn)證.

徐澤民等[8]介紹了天津地鐵3號(hào)線下穿歷史風(fēng)貌建筑時(shí)由于盾殼摩擦過(guò)大導(dǎo)致的事故.該工程左線在接收過(guò)程中由于漏水漏沙而停機(jī)采取多次注漿加固,期間雙液漿硬化并固結(jié)在盾殼表面,造成盾殼與土體摩擦力增大.盾構(gòu)機(jī)恢復(fù)掘進(jìn)后,以54 MN的較大頂推力仍難以掘進(jìn),對(duì)地層造成很大的擾動(dòng),盾尾后建筑不同位置在10 d內(nèi)出現(xiàn)30～90 mm的較大沉降.清理完盾殼表面的漿體后盾殼摩擦減小,盾構(gòu)能正常掘進(jìn)且對(duì)上部建筑沉降增量可控制在正常范圍之內(nèi).

綜上可見(jiàn),盾殼摩擦對(duì)周圍地層及結(jié)構(gòu)物如樁基礎(chǔ)的影響不可忽視,而現(xiàn)有研究關(guān)于盾殼摩擦對(duì)臨近單樁的變形及受力的研究相對(duì)較少.故本文采用考慮盾殼摩擦的影響對(duì)盾構(gòu)施工過(guò)程進(jìn)行三維有限元模擬,結(jié)合東南角站至建國(guó)道站區(qū)間的地表實(shí)測(cè)結(jié)果進(jìn)行驗(yàn)證,分析了周圍土體的變形模式,并在此基礎(chǔ)上研究了盾殼摩擦不同時(shí)對(duì)鄰近單樁工作性狀的影響.

1 有限元模型

1.1模型尺寸

由于對(duì)空曠場(chǎng)地(greenfield)下的研究更具有代表性,本文研究場(chǎng)地范圍取自天津地鐵東南角站至建國(guó)道站區(qū)間左線第311～360環(huán),共50環(huán),該區(qū)段地表建筑較少,場(chǎng)地平坦,盾構(gòu)施工前土體未受到明顯擾動(dòng).

為了降低邊界效應(yīng)對(duì)模擬計(jì)算結(jié)果的影響,本文計(jì)算模型沿掘進(jìn)方向(y向)總長(zhǎng)度取90 m,且僅對(duì)中間50環(huán)(60 m)的地表沉降進(jìn)行分析驗(yàn)證,并設(shè)y=15 m處為研究的第1環(huán),y=75 m處為研究的第50環(huán).模型沿垂直于掘進(jìn)方向(x向)寬度100 m,深度方向(z向)60 m,模型的網(wǎng)格劃分如圖1和表1.側(cè)面及底面位移施加法向約束,水位位于地表并設(shè)為排水面.

圖1　網(wǎng)格尺寸及地層示意圖Fig.1 The finite element mesh and the strata profile

隧道覆土厚度約為17 m.隧道管片采用目前國(guó)內(nèi)通用的寬1.2 m的鋼筋混凝土預(yù)制管片,外徑6.2 m,內(nèi)徑5.5 m.

在模型研究的第25環(huán)側(cè)方加入了單樁的模擬.單樁采用1 m×1 m的方樁,樁長(zhǎng)30 m,樁身外皮與盾構(gòu)最小凈距為6 m.根據(jù)計(jì)算得到單樁的荷載(Q)-沉降(s)曲線,確定單樁極限豎向承載力為7.8 MN,考慮安全系數(shù)的影響取樁頂豎向荷載效應(yīng)為2 MN.

表1　土層劃分及組成Tab.1 Division and composition of soil layer

表2　土層物理力學(xué)指標(biāo)Tab.2 Physical and mechanical properties of soil layer

1.2土體及結(jié)構(gòu)參數(shù)

土體采用C3D8P孔壓?jiǎn)卧?共43 200個(gè)單元, 46 614個(gè)節(jié)點(diǎn),139 842個(gè)自由度),本構(gòu)關(guān)系采用修正劍橋彈塑性模型模擬,并假定研究范圍內(nèi)的土體為水平均勻分布且各向同性,將研究范圍內(nèi)的土體簡(jiǎn)化成7層土,如圖1所示.其參數(shù)通過(guò)現(xiàn)場(chǎng)取樣進(jìn)行室內(nèi)固結(jié)慢剪試驗(yàn)(M)和回彈固結(jié)試驗(yàn)(λ和κ)得到,各土層的物理力學(xué)參數(shù)見(jiàn)表2.

盾構(gòu)殼體、管片采用線彈性殼單元S4R模擬(共1 200個(gè)單元,1 224個(gè)節(jié)點(diǎn),7 344個(gè)自由度),注漿體采用實(shí)體單元C3D8R模擬(共1 200個(gè)單元,2 448個(gè)節(jié)點(diǎn),7 344個(gè)自由度),單樁采用實(shí)體單元C3D8R模擬(共30個(gè)單元,124個(gè)節(jié)點(diǎn),372個(gè)自由度).盾構(gòu)機(jī)長(zhǎng)度為8.4 m,重度定義為盾構(gòu)機(jī)實(shí)際重量(2.2 MN)與模型中體積之比,彈性模量與泊松比按照鋼材選取[9],見(jiàn)表3.對(duì)于裝配式襯砌采用修正慣用法簡(jiǎn)化成整體結(jié)構(gòu)計(jì)算,并引入管片剛度有效率η=0.75[10]來(lái)考慮接頭造成的管片剛度降低;對(duì)于注漿體綜合考慮注漿壓力、硬化時(shí)間、盾尾間隙、注漿不及時(shí)[11]等因素,并根據(jù)張?jiān)频萚12]對(duì)等代層的研究,結(jié)合天津軟土地區(qū)的工程特點(diǎn),將彈性模量(E)取為1.2 MPa,厚度取為10 cm.

本研究中為了模擬接觸界面的相對(duì)切向滑移,采用Coulomb摩擦定律來(lái)模擬摩擦接觸并計(jì)算極限摩擦力.盾殼-土、樁-土等接觸界面的摩擦性狀由兩個(gè)參數(shù)來(lái)確定:一個(gè)是臨界滑移γcrit(γcrit表示界面黏結(jié)在一起時(shí)允許發(fā)生的少量相對(duì)滑移變形),另一個(gè)是界面摩擦系數(shù)μ.根據(jù)Lee等[13]的研究,當(dāng)γcrit為5 mm 時(shí),摩擦力能夠得到充分發(fā)揮,如圖2.盾殼與土體之間摩擦接觸的μ取為0.2[14],盾尾與已安裝管片、管片與注漿體的μ設(shè)為0.4[15],樁身與土體之間的μ設(shè)為0.35[16].

表3　結(jié)構(gòu)物物理力學(xué)指標(biāo)Tab.3 Physical and mechanical properties of the structures

圖2　臨界剪應(yīng)力與滑移示意圖Fig.2 Sketch of critical shear stress and sliding

1.3模擬方法

采用“剛度遷移法”來(lái)模擬盾構(gòu)向前推進(jìn)的過(guò)程,每推進(jìn)一步(長(zhǎng)度為一環(huán)管片寬度)[17],相應(yīng)的土體被挖出,新的盾構(gòu)機(jī)、管片與注漿體單元也隨即生成,掘進(jìn)模擬中盾構(gòu)機(jī)后盾始終有一環(huán)已安裝管片且暫不考慮管片安裝與盾構(gòu)停機(jī)的影響,如圖3所示.

圖3　模型受力示意圖Fig.3 Sketch of the model considering different forces

挖出土體單元的同時(shí)在開(kāi)挖面施加梯形分布側(cè)向壓力來(lái)模擬掌子面壓力,與所在深度位置的水土側(cè)向壓力相平衡.根據(jù)本工程盾構(gòu)機(jī)掘進(jìn)參數(shù)施工記錄,模型中取掌子面壓力pN=0.75γZ(γ為土體按層厚的加權(quán)重度,Z為土體深度).盾殼摩擦力Ff簡(jiǎn)化為千斤頂總頂推力F與掌子面推力FN的差值[14],并平均施加在盾構(gòu)機(jī)單元的每個(gè)節(jié)點(diǎn)上,以此來(lái)模擬控制盾殼與土體間的摩擦.模型中根據(jù)該研究區(qū)段的50環(huán)盾構(gòu)機(jī)施工記錄,采用盾殼摩擦平均記錄值8.7 MN,如圖4所示.而實(shí)際掘進(jìn)施工中為了控制盾構(gòu)機(jī)姿態(tài),刀盤切削方向是隔環(huán)交替轉(zhuǎn)動(dòng)的,刀盤扭矩對(duì)周圍土體的影響存在抵消效應(yīng)而可忽略,因此本文未考慮刀盤扭矩的影響.

圖4　盾殼摩擦施工記錄Fig.4 Measured data of skin friction

2 計(jì)算分析結(jié)果

2.1計(jì)算結(jié)果驗(yàn)證

2.1.1地表縱向沉降曲線

圖5所示為盾構(gòu)掘進(jìn)過(guò)程中刀盤分別位于第20環(huán)和第30環(huán)時(shí)地表縱向沉降曲線的計(jì)算值與實(shí)測(cè)值,其中數(shù)值分析過(guò)程中所施加的盾殼摩擦力是基于實(shí)測(cè)結(jié)果取其平均記錄值8.7 MN來(lái)考慮的.由于只對(duì)計(jì)算模型中部50環(huán)的地表縱向沉降進(jìn)行研究,故分析土體沉降時(shí)已將先期沉降扣除.可以看出,圖5中2個(gè)時(shí)刻地表縱向沉降的計(jì)算值與實(shí)測(cè)值是基本吻合的,只是在第1環(huán)和第15環(huán)附近,實(shí)測(cè)結(jié)果與計(jì)算結(jié)果差異較大.這主要是因?yàn)閷?shí)際場(chǎng)地監(jiān)測(cè)時(shí)易受到場(chǎng)地周圍地面荷載及偶然荷載的影響;另外盾構(gòu)掘進(jìn)過(guò)程中盾構(gòu)姿態(tài)的調(diào)整、盾尾注漿壓力的波動(dòng)以及注漿是否及時(shí)等因素也是造成偏差的原因.

圖5　不同施工階段地表豎向位移曲線Fig.5 Vertical displacement curves on the ground during different construction stages

刀盤位于第20環(huán)時(shí),盾構(gòu)掘進(jìn)導(dǎo)致盾構(gòu)后方土體產(chǎn)生沉降,刀盤后方20環(huán)(第0環(huán))處地表沉降為8.1 mm.刀盤前方3環(huán)(第23環(huán))之前的地表土體產(chǎn)生約1.0 mm的輕微隆起.

刀盤位于第30環(huán)時(shí),地表沉降規(guī)律與刀盤位于第20環(huán)時(shí)類似,且刀盤后方30環(huán)處地表沉降在8.6 mm附近.由此可見(jiàn),本工程當(dāng)?shù)侗P通過(guò)地表20環(huán)(約4D,D為盾構(gòu)直徑)的距離后,由于土體固結(jié)產(chǎn)生的地表沉降已基本完成而趨于穩(wěn)定.

2.1.2地表沉降時(shí)程曲線

將對(duì)應(yīng)的第20環(huán)正上方地表沉降計(jì)算點(diǎn)與實(shí)測(cè)結(jié)果的沉降時(shí)程發(fā)展進(jìn)行對(duì)比,分析其沉降隨掘進(jìn)過(guò)程的變化規(guī)律,沉降時(shí)程曲線如圖6所示.可以看出,地表沉降計(jì)算值從原點(diǎn)(第0天)開(kāi)始,隨著盾構(gòu)掘進(jìn)過(guò)程的發(fā)展呈現(xiàn)先隆起后沉降的趨勢(shì),在刀盤到達(dá)之前(第3天)開(kāi)始沉降,盾構(gòu)通過(guò)階段持續(xù)沉降,盾構(gòu)脫出之后(第5天)由于盾尾注漿層壓縮變形使得沉降發(fā)展加速,隨后直至第8天基本趨于穩(wěn)定.第20環(huán)上方地表實(shí)測(cè)結(jié)果與計(jì)算結(jié)果基本吻合但略有區(qū)別,該處實(shí)測(cè)結(jié)果基本表現(xiàn)為沉降.這是由于實(shí)際盾構(gòu)掘進(jìn)過(guò)程中頂推力不均勻以及刀盤超挖等因素引起土體擾動(dòng)程度加大造成.

圖6　第20環(huán)上方地表測(cè)點(diǎn)沉降隨掘進(jìn)過(guò)程變化曲線對(duì)比Fig.6 Comparison of the ground settlement-advancing process curves at measured points above ring 20

綜上所述,本文有限元模擬計(jì)算結(jié)果與實(shí)測(cè)值基本吻合,從而驗(yàn)證了本文所采用的數(shù)值模擬方法及參數(shù)選取的合理性,因此在此基礎(chǔ)上進(jìn)行以下深入的分析是可靠的.

2.2盾殼摩擦?xí)r土體變形模式

為了定性考察盾殼摩擦的存在是否會(huì)對(duì)土體的變形模式產(chǎn)生影響,本節(jié)只針對(duì)無(wú)摩擦和實(shí)測(cè)平均盾殼摩擦水平下(即平均記錄值8.7 MN)的結(jié)果進(jìn)行比較分析,以研究不同盾殼摩擦水平下的變化規(guī)律.

圖7為刀盤到達(dá)和盾尾脫出時(shí)距隧道中心線水平距離分別為0,6,12 m的土體分層沉降.由圖7可知,刀盤到達(dá)時(shí)隧道上方土體沉降,且沉降隨土體深度增加而增加.隧道下方土體隆起,且隆起量隨深度增加而減小.盾尾脫出后由于盾尾空隙、卸荷等作用,沉降和隆起繼續(xù)發(fā)展.距離6 m的土體分層沉降與中心線位置處的變形存在著相似的規(guī)律,只是變形幅度有所減小,距中心線12 m的土體受隧道掘進(jìn)影響很小,其變形基本可以忽略.

對(duì)比考慮盾殼摩擦作用和不考慮摩擦作用土體分層沉降可知,對(duì)于盾構(gòu)下方土體,摩擦作用影響很小;考慮盾殼摩擦造成盾構(gòu)上方土體在刀盤到達(dá)時(shí)沉降變小,這是由于盾殼摩擦產(chǎn)生的擠壓作用使刀盤前方土體水平向主應(yīng)力提高,土體發(fā)生類似于側(cè)向加載時(shí)的豎向膨脹造成盾構(gòu)上方土體隆起所致.盾尾脫出后,土體繼續(xù)固結(jié)沉降,沉降值變大并趨于穩(wěn)定,這是由于盾尾脫出后盾殼摩擦可以減小盾尾周圍土體的圍壓使得土體的水平向主應(yīng)力減小,土體發(fā)生類似于側(cè)向卸載時(shí)的豎向壓縮所致.

此外還可根據(jù)土體分層沉降將盾構(gòu)開(kāi)挖對(duì)土體影響分為沉降區(qū)、隆起區(qū)和弱影響區(qū),如圖7所示.若隧道掘進(jìn)范圍附近有樁基礎(chǔ)處于隆起區(qū)和沉降區(qū)內(nèi),則樁基礎(chǔ)上部會(huì)受到土體向下的變形傳遞,下部會(huì)受到土體向上的變形傳遞,故對(duì)樁基礎(chǔ)的正常工作狀態(tài)產(chǎn)生不利影響.

圖7　土體分層沉降Fig.7 Subsurface ground vertical movement

由圖8所示,掌子面前方土體沿掘進(jìn)方向最大水平位移uy出現(xiàn)在掌子面正前方,地表最大水平位移發(fā)生在掌子面斜上方.考慮盾殼摩擦造成的掌子面前方土體最大位移為7 mm比不考慮摩擦的3 mm增大了約133%,故可以得出盾殼摩擦是造成土體沿掘進(jìn)方向水平位移的主要因素.

圖8　掌子面前方縱斷面掘進(jìn)向水平位移uy等值線Fig.8 Contours of horizontal movement uyahead tunnelling face along advance direction

由圖9所示,掌子面前方土體垂直于掘進(jìn)方向最大水平位移ux出現(xiàn)在隧道兩側(cè),最大值發(fā)生在距隧道邊緣約1倍盾構(gòu)直徑處(x=10 m).由圖9(a)、(b)對(duì)比可知,考慮盾殼摩擦?xí)r比不考慮盾殼摩擦?xí)r的ux最大幅值增大了約64%,但隨著與隧道距離的增大,考慮盾殼摩擦?xí)rux變化與不考慮盾殼摩擦的差異逐漸減小.盾殼摩擦?xí)雇馏w產(chǎn)生更大的沿垂直于掘進(jìn)方向的水平變形,并會(huì)傳遞到鄰近樁基使其產(chǎn)生撓曲變形,使樁基處于偏心受力的不利工作狀態(tài).

綜上,當(dāng)在盾構(gòu)掘進(jìn)的較近范圍內(nèi)存在對(duì)正常使用要求較高的樁基礎(chǔ)時(shí),需要考慮盾殼摩擦對(duì)其產(chǎn)生的不利影響.

圖9　掌子面前方橫斷面土體垂直于掘進(jìn)向水平位移ux等值線Fig.9 Contours of horizontal movement uxahead tunnelling face perpendicular to advance direction

3 不同盾殼摩擦對(duì)單樁的影響

由于實(shí)際掘進(jìn)地層存在變異性會(huì)導(dǎo)致盾殼摩擦突變,比如局部存在細(xì)砂層,施工中會(huì)通過(guò)中盾盾殼的徑向孔注入膨潤(rùn)土潤(rùn)滑,如圖10所示.盡管如此,盾構(gòu)施工記錄表明盾構(gòu)掘進(jìn)中的盾殼摩擦波動(dòng)仍較大.根據(jù)圖4所示該區(qū)間盾構(gòu)掘進(jìn)的施工參數(shù)記錄,分別計(jì)算了盾殼摩擦力為3種工況.由于覆土厚度不變,故盾殼所承受土體的法向壓力是固定的,對(duì)應(yīng)的摩擦系數(shù)可根據(jù)差值法得到,即依次為0.22,0.17,0.11,用來(lái)對(duì)比分析不同盾殼摩擦?xí)r盾構(gòu)掘進(jìn)對(duì)鄰近單樁9.6,7.2,4.8 MN工作性狀的影響.

圖10　徑向孔注入膨潤(rùn)土示意圖Fig.10 Sketch of the bentonite injection from radial hole

3.1對(duì)樁頂沉降的影響

圖11為樁頂沉降隨掘進(jìn)過(guò)程的變化曲線,可見(jiàn)樁頂沉降在盾構(gòu)機(jī)通過(guò)樁身之后盾殼摩擦的影響較明顯,盾殼摩擦越大,樁頂?shù)淖罱K沉降越大.盾殼摩擦較大時(shí)最終沉降(2.1 mm)比盾殼摩擦較小時(shí)最終沉降(1.5 mm)增大了約40%.這是由于較大的盾殼摩擦更大程度地減小了盾尾后方土體的圍壓,導(dǎo)致土體更易被豎向壓縮而沉降變大,從而土體帶動(dòng)樁身下沉使其沉降也變大.這也說(shuō)明了盾殼摩擦對(duì)周圍土體及單樁影響具有滯后性,當(dāng)盾構(gòu)機(jī)脫離樁基礎(chǔ)以后,對(duì)其變形影響更需要嚴(yán)格控制.

圖11　不同盾殼摩擦?xí)r樁頂位移曲線對(duì)比Fig.11 Comparison of the settlement curves of pile top with different skin friction

3.2對(duì)水平位移的影響

樁身2個(gè)方向的水平位移與土體水平位移規(guī)律相同,最大水平位移均產(chǎn)生在隧道埋深附近.不同盾殼摩擦下樁身2個(gè)方向水平位移的變化見(jiàn)圖12.不同盾殼摩擦下垂直于盾構(gòu)軸線方向樁身水平位移沿深度分布曲線變化不大,與圖9所示的土體變形規(guī)律相似.平行于盾構(gòu)軸線方向樁身產(chǎn)生沿掘進(jìn)方向水平變形,且隨著盾殼摩擦的增大,樁身水平位移也增大,位移增幅最大的位置仍處于隧道埋深附近,如圖12(b),其原因是盾殼摩擦的方向是沿隧道掘進(jìn)方向的,盾殼摩擦增大造成土體沿掘進(jìn)方向產(chǎn)生增大的水平附加應(yīng)力,進(jìn)而帶動(dòng)樁身位移增大.

3.3對(duì)樁身受力的影響

3.3.1樁身側(cè)摩阻力

圖13為樁身側(cè)摩阻力沿深度分布曲線,由圖13 (a)可見(jiàn)盾構(gòu)開(kāi)挖引起的隧道以上樁身側(cè)摩阻力先增大后減小,最終產(chǎn)生負(fù)摩阻力;隧道下方樁身側(cè)摩阻力先減小后增大,這是由于盾構(gòu)掘進(jìn)造成上方土體先隆起后沉降,樁土之間產(chǎn)生相對(duì)滑移所致.不同盾殼摩擦對(duì)樁身最終側(cè)摩阻力的分布影響很小,只是在隧道埋深范圍內(nèi)側(cè)摩阻力有輕微降低,即對(duì)樁的承載力影響不明顯,如圖13(b),這是因?yàn)槎軞つΣ翆?duì)樁身的法向壓力影響并不大.

圖12　不同盾殼摩擦?xí)r樁身水平位移Fig.12 The horizontal displacement curves of the pile with different skin friction

圖13　側(cè)摩阻力隨樁深度變化Fig.13 The side friction changed with the depth of pile

3.3.2樁身彎矩

圖14為樁身彎矩沿樁深度方向的變化,其中彎矩值是由數(shù)值計(jì)算所得到的應(yīng)力進(jìn)行積分后導(dǎo)出的. 圖14(a)中彎矩My主要是通過(guò)隧道-樁間土的壓應(yīng)力傳遞,由樁身產(chǎn)生沿垂直于盾構(gòu)掘進(jìn)方向的撓曲變形所引起的,My以樁遠(yuǎn)離隧道側(cè)受拉時(shí)為正.隧道埋深處正彎矩最大,下方負(fù)彎矩最大,這是由于樁身受到隧道側(cè)向變形和隧道下方土體約束作用所致;埋深9 m附近樁身正彎矩也較大,是由于該處土層剛度較大,對(duì)樁約束較強(qiáng),而上方土層剛度較小,在樁頂荷載下,樁發(fā)生側(cè)向變形所導(dǎo)致.可以看出,考慮不同盾殼摩擦?xí)r樁身My的幅值變化不大,這主要也是因?yàn)槎軞つΣ恋姆较蚺c其相垂直所致.

沿盾構(gòu)掘進(jìn)方向的樁身彎矩Mx主要是通過(guò)隧道-樁間土的剪應(yīng)力傳遞產(chǎn)生,其最大值小于My,并以樁身外法線指向掘進(jìn)方向側(cè)受拉為正,其分布如圖14(b)所示.由于掌子面壓力和盾殼摩擦使得盾構(gòu)直徑范圍內(nèi)的樁產(chǎn)生沿掘進(jìn)方向的位移,同時(shí)由土體對(duì)樁身的約束作用使其彎矩分布呈“M”型.盾殼摩擦越大,樁身產(chǎn)生沿掘進(jìn)方向的撓曲變形越大,故Mx也隨之增大.

圖14　不同盾殼摩擦下樁身彎矩圖Fig.14 Bending monment diagranms of piles in different skin friction

綜上所述,盾殼摩擦的增大對(duì)鄰近單樁樁頂沉降、沿盾構(gòu)掘進(jìn)方向的樁身水平位移和樁身彎矩Mx影響較大,而對(duì)樁身側(cè)摩阻力和垂直于掘進(jìn)方向的樁身彎矩My影響較小.過(guò)大的樁身水平位移和樁身彎矩會(huì)使混凝土樁開(kāi)裂、鋼筋銹蝕等,因此當(dāng)盾構(gòu)掘進(jìn)的鄰近區(qū)域存在樁基時(shí),需要重點(diǎn)評(píng)估盾殼摩擦對(duì)樁基的不利影響.

4 結(jié) 論

本文利用有限元模擬了考慮盾殼摩擦的盾構(gòu)隧道掘進(jìn)過(guò)程,并與工程實(shí)測(cè)結(jié)果進(jìn)行了對(duì)比驗(yàn)證.在此基礎(chǔ)上分析了不同盾殼摩擦對(duì)土體變形的影響模式,討論了盾殼摩擦對(duì)于鄰近單樁位移和受力的影響,主要有以下結(jié)論:

1)盾殼摩擦對(duì)周圍土體的變形影響模式為使地表下土體產(chǎn)生平行于掘進(jìn)方向水平位移,且位移值隨著盾殼摩擦的增大而增大;平行于掘進(jìn)方向的土體最大水平位移發(fā)生在盾尾脫出時(shí),盾構(gòu)埋深附近;盾殼摩擦對(duì)垂直于掘進(jìn)方向的土體水平位移影響較小.

2)考慮盾殼摩擦的盾構(gòu)掘進(jìn)過(guò)程中,土體受到盾殼摩擦的影響產(chǎn)生變形,并傳遞給鄰近單樁使其產(chǎn)生更大的沉降和沿掘進(jìn)方向的水平位移;盾殼摩擦的方向是沿隧道掘進(jìn)方向的,盾殼摩擦的增大對(duì)鄰近單樁沿掘進(jìn)方向樁身彎矩Mx的增大影響較大,而對(duì)樁身側(cè)摩阻力和垂直于掘進(jìn)方向樁身彎矩My影響較小.

3)盾殼摩擦對(duì)單樁工作性狀的影響主要表現(xiàn)在對(duì)樁身變形的影響,且盾殼摩擦對(duì)樁頂沉降的影響具有滯后性,當(dāng)盾構(gòu)機(jī)脫離樁基礎(chǔ)后,對(duì)其變形影響更需要嚴(yán)格控制.

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Study on the Influence of Shield Skin Friction on Adjacent Single Pile

ZHENG Gang,LU Ping*,ZHANG Wenjun
(Key Laboratory of Coast Civil Structure Safety(Tianjin University),Ministry of Education, School of Civil Engineering,Tianjin University,Tianjin 300072,China)

Abstract:The skin friction induced compression and shear in the soil will significantly increase the bending moment and deformation of adjacent piles.A three-dimensional finite element model is established to investigate the impact of changing skin friction during the process of shield tunneling on the adjacent single pile.The predicted data are compared with the measured counterpart of the section between Dongnanjiao Station and Jianguo Road Station in Tianjin Metro in terms of driving parameters and ground settlement.The study shows that the horizontal movement of the soil along the advance direction will greatly increase when the skin friction is taken into account.The increase in the skin friction largely increases the calculated settlement,horizontal deflection,and bending moment of the single pile along the advance direction,while the contribution of the skin friction to the pile side friction,the horizontal deflection, and bending moment perpendicular to the advance direction is negligible.Meanwhile,the skin friction exerts a lagging effect on the settlement of pile top.Therefore,stricter deformation-control measures should be taken after the shield departs from the pile.

Key words:shield tunneling;skin friction;single pile;deformation;bending moment

*通信作者:paul1986612@126.com

基金項(xiàng)目:國(guó)家重點(diǎn)基礎(chǔ)研究發(fā)展計(jì)劃(973計(jì)劃)項(xiàng)目(2010CB732106);海南大學(xué)科研啟動(dòng)基金(KYQD1565)

收稿日期:2015-03-28 錄用日期:2015-06-12

doi:10.6043/j.issn.0438-0479.2016.02.025

中圖分類號(hào):TU 91

文獻(xiàn)標(biāo)志碼:A

文章編號(hào):0438-0479(2016)02-0297-08

引文格式:鄭剛,路平,張穩(wěn)軍.盾殼摩擦對(duì)鄰近單樁工作性狀影響的研究[J].廈門大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版),2016,55(2): 297-304.

Citation:ZHENG G,LU P,ZHANG W J.Study on the influence of shield skin friction on adjacent single pile[J].Journal of Xiamen University(Natural Science),2016,55(2):297-304.(in Chinese)