基于实测的挤密砂桩复合地基沉降算法研究

寇晓强; 于健; 胥新伟; 宋神友; 高潮

doi:10.11779/CJGE202205004

基于实测的挤密砂桩复合地基沉降算法研究 English Version

寇晓强^{1, 2, 3,},
于健^{1, 2, 3},
胥新伟^{1, 2, 3},
宋神友⁴,
高潮^{1, 2, 3}

1.
中交天津港湾工程研究院有限公司, 天津 300222
2.
港口岩土工程技术交通行业重点实验室, 天津 300222
3.
天津市港口岩土工程技术重点实验室, 天津 300222
4.
广东省公路建设有限公司, 广东中山 528400

基金项目:

广东省重点领域研发计划资助项目 2019B111105002

详细信息

作者简介:
寇晓强(1982—)，男，高级工程师，硕士，主要从事跨海通道人工岛及沉管隧道地基与基础等方面的科研工作。E-mail: ytkouxq@163.com

中图分类号: TU43
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出版历程
- 收稿日期: 2021-01-04
- 网络出版日期: 2022-09-22
- 刊出日期: 2022-04-30

Settlement calculation method for sand compaction piles under water based on in-situ measurement

KOU Xiao-qiang^{1, 2, 3,},
YU Jian^{1, 2, 3},
XU Xin-wei^{1, 2, 3},
SONG Shen-you⁴,
GAO Chao^{1, 2, 3}

1.
CCCC Tianjin Port Engineering Institute, Ltd., Tianjin 300222, China
2.
Key Laboratory of Port Geotechnical Engineering, Ministry of Transport, PRC, Tianjin 300222, China
3.
Key Laboratory of Geotechnical Engineering of Tianjin, Tianjin 300222, China
4.
Guangdong Highway Construction Co., Ltd., Zhongshan 528400, China

摘要

摘要: 挤密砂桩作为深水原位处理地基新技术在港珠澳大桥和深中通道工程中得到了大量应用。对挤密砂桩复合地基水下原位载荷试验测试的桩土应力分布情况进行分析，在加载过程中实测桩土应力比始终维持为6左右。对大面积水下堆载过程中的复合地基沉降进行了现场实测，对实测资料进行了统计分析，与现有的理论计算方法进行了比较，认为现有普遍应用的日本规范推荐算法，在置换率低于50%时，其计算结果相对实测值偏大，当置换率高于50%时，该方法不再适用。提出了基于实测的挤密砂桩沉降修正计算方法，并建议桩土应力比取值范围为5~6.3。
- 挤密砂桩 /
- 沉降算法 /
- 桩土应力比 /
- 现场实测 /
- 沉降折减比
Abstract: The sand compaction pile which is an efficient foundation treatment method under water is used in Hongkong-Zhuhai-Macao Bridge and Shenzhen-Zhongshan Link. A large number of in-situ tests such as underwater plate load tests and surcharge preloading tests under water are implemented. The in-situ values of pile-soil stress ratio in the underwater plate load tests are discussed, and the values of pile-soil stress ratio are kept to 6 in the process of loading. The settlement of the sand compaction pile ground in the process of surcharge preloading under water is monitored, and the values of settlement are comparatively analyzed to those by the available calculation method recommended in the Japanese standard. It is illustrated that the available calculation method in the Japanese standard is conservative when the replacement rate is less than 50%, and is not suitable for the practice when the replacement rate is more than or equal to 50%. A modified settlement calculation method based on the in-situ measurement is proposed and illustrated, and the values of pile-soil stress ratio are suggested in the range of 5 to 6.3.
- sand compaction pile /
- settlement calculation method /
- pile-soil stress ratio /
- in-situ measurement /
- reduction factor of settlement

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0. 引言

近年来,城市轨道交通以其便捷快速的优点在许多城市得到快速的发展。然而随着城市化进程的不断推进,许多已建成的地铁隧道附近不可避免地受到外部工程活动扰动影响,其中突发地表堆载引发的隧道变形事故日益突出^[1],如为便于上海嘉闵高架的施工将河道作为堆放材料场地引起地铁9号线产生较大的不均匀沉降^[2]以及违规弃土引起的地铁正上方堆载导致隧道的横向变形^[3-4]等。地表堆土荷载作用引起的附加应力,会破坏盾构结构原有的平衡状态,引起隧道应力重分布,产生一定的纵向和横向变形,一旦结构内力超过混凝土和螺栓容许应力,会引发管片压损或开裂等^[5],对地铁安全造成严重影响。因此研究地表堆载对临近运营地铁盾构隧道的影响具有重要意义。

目前,已有学者对地表堆载荷载作用下盾构隧道的纵向变形进行了研究。戴宏伟等^[6]利用Boussinesq解和分层总和法计算自由场的位移,基于Euler-Bernoulli梁模型研究了地表施工荷载对临近地铁隧道的影响,但未考虑土体成层特性和隧道自身的结构特性；魏新江等^[7]、魏纲等^[8]基于变分法研究了堆载对下卧隧道错台变形的影响,康成等^[9]采用Timoshenko梁模型研究了不同堆载形式对隧道纵向变形的影响,高继锦等^[10]研究了堆载对下卧交叉隧道竖向位移的影响,但是他们的研究忽略了土体的成层特性；李俊昱等^[11]根据层状弹性半空间理论计算了高填方堆载对地埋管线受力和变形的影响,研究成果虽然涉及到土体的成层特性但没有考虑管线接头的影响。综上,这些研究成果或考虑的土层单一,不能分析土层特性对隧道变形的影响；或忽略了隧道接头引起的隧道整体刚度的弱化,无法准确反映分层地基中堆载对隧道纵向变形的影响。黄大维等^[3]、张明告等^[12]、Zhang等^[13]、张治国等^[14]研究表明当土层性质差别比较大时,不能简单地将分层地基等效为均值地基,关于这一点,康成等^[9]也明确指出。

在实际工程中,由于土是长期自然沉积形成的,因此天然地基并非是均质的弹性体,而是层状分布。基于层状弹性半空间理论^[15-16],本文建立了层状地基中地表堆载对既有隧道影响的弹性分析方法。利用Fourier变换,首先推导了直角坐标系下非均质土体中堆载引起的附加应力；基于两阶段法^[17],采用Timoshenko梁模型和Winkker地基模型,计算地表堆载下隧道的响应；进一步分析上覆土层和下卧土层对隧道内力和变形的影响。与已有的研究成果相比,本文的计算模型可以同时考虑土体的分层特性及隧道的结构特性,通用性更强。

1. 计算模型

1.1 直角坐标系下弹性层状半空间体系基本解

地表堆载作用下将在地层中产生附加应力,从而引起已有地铁隧道产生沉降变形,甚至影响隧道的正常运营。为简化计算,得到堆载下分层地基中的基本解,本文计算模型做如下假定：①地基由多个具有有限厚度的水平层以及半无限空间体组成,每层都是均匀、连续、各向同性的弹性体（如图1所示）；②各层之间弹性接触,且不发生相对滑动；③不考虑土体固结和蠕变以及地表堆载随时间的变化,且堆载前隧道变形已经稳定。

图 1 层状地基示意图

Figure 1. Cross section of multi-layered soils

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从弹性力学中不计体力的平衡微分方程、几何方程和物理方程构造如下控制方程^[18]：

(1)

式中, $σ_{z}$ , $τ_{z x}$ , $τ_{y z}$ 分别为竖向应力和剪应力, $u_{x}$ , $u_{y}$ , $u_{z}$ 分别为3个方向的位移。

为推导方便,采用如下变换：

$\begin{matrix} χ_{1} = \frac{\partial τ_{x z}}{\partial x} + \frac{\partial τ_{y z}}{\partial y}, Γ_{1} = \frac{\partial u_{x}}{\partial x} + \frac{\partial u_{y}}{\partial y}, χ_{2} = \frac{\partial τ_{x z}}{\partial y} - \frac{\partial τ_{y z}}{\partial x}, \\ Γ_{2} = \frac{\partial u_{x}}{\partial y} - \frac{\partial u_{y}}{\partial x} 。 \end{matrix}$

(2)

双重Fourier变换与逆变换采用如下形式进行：

$\begin{matrix} ({\tilde{χ}}_{1}, {\tilde{Γ}}_{1}, {\tilde{σ}}_{z}, {\tilde{u}}_{z}, {\tilde{χ}}_{2}, {\tilde{Γ}}_{2}) = \frac{1}{4 π^{2}} \int_{- \infty}^{\infty} \int_{- \infty}^{\infty} (χ_{1}, Γ_{1}, σ_{z}, u_{z}, χ_{2}, Γ_{2}) \cdot \\ e^{- i (f_{x} x + f_{y} y)} d x d y, \end{matrix}$

(3a)

$\begin{matrix} (χ_{1}, Γ_{1}, σ_{z}, u_{z}, χ_{2}, Γ_{2}) = \int_{- \infty}^{\infty} \int_{- \infty}^{\infty} ({\tilde{χ}}_{1}, {\tilde{Γ}}_{1}, {\tilde{σ}}_{z}, {\tilde{u}}_{z}, {\tilde{χ}}_{2}, {\tilde{Γ}}_{2}) \cdot \\ e^{i (f_{x} x + f_{y} y)} d f_{x} d f_{y} 。 \end{matrix}$

(3b)

$f_{x}$ 和 $f_{y}$ 分别对应于时域中的x和y坐标。结合式（2）,对控制方程（1）进行双重Fourier变换,并写成矩阵形式,有

$\frac{d {\tilde{U}}_{I 1}}{d z} = A_{I 1} {\tilde{U}}_{I 1}$ ,

(4a)

$\frac{d {\tilde{U}}_{I 2}}{d z} = A_{I 2} {\tilde{U}}_{I 2}$ ,

(4b)

式中, $f = \sqrt{f_{x}^{2} + f_{y}^{2}}$ , ${\tilde{U}}_{I 1} = {[\begin{matrix} {\tilde{Γ}}_{1} & {\tilde{u}}_{z} & {\tilde{χ}}_{1} & {\tilde{σ}}_{z} \end{matrix}]}^{T}$ ,

$\begin{array}{l} {\tilde{U}}_{I 2} = {[\begin{matrix} {\tilde{Γ}}_{2} & {\tilde{χ}}_{2} \end{matrix}]}^{T} \\ A_{I 1} = [\begin{matrix} 0 & f^{2} & \frac{2 (1 + μ)}{E} & 0 \\ - \frac{μ}{1 - μ} & 0 & 0 & \frac{(1 + μ) (1 - 2 μ)}{(1 - μ) E} \\ \frac{E}{1 - μ^{2}} f^{2} & 0 & 0 & \frac{1}{1 - μ^{2}} f^{2} \\ 0 & 0 & - 1 & 0 \end{matrix}], \\ A_{I 2} = [\begin{matrix} 0 & \frac{2 (1 + μ)}{E} \\ \frac{E}{2 (1 + μ)} f^{2} \end{matrix}] 。 \end{array}$

依据Cayley-Hamilton定理,对矩阵方程式（4a）,（4b）进行求解可以得到单层地基中应力和位移的传递函数,传递函数的具体表达形式参见文献[18],由于篇幅限制,本文不再赘述。采用与文献[16]相似的处理方式,就可以得到堆载作用下层状土体的应力位移关系：

(5)

基于文献[19]的方法,对式（5）进行双重Fourier逆变换,可以得到真实空间域中地表堆载引起的附加应力数值解。

对于如图2所示的地面偏心堆载,采用如式（6）的坐标变换,并代入式（5）中,即可以得到偏心荷载下分层地基中应力和位移的响应。

$\begin{array}{l} x = x^{'} \cos θ - y^{'} \sin θ + x_{0}, \\ y = x^{'} \sin θ + y^{'} \cos θ + y_{0}, \\ z = z_{0} 。 \end{array}}$

(6)

图 2 偏心堆载

Figure 2. Eccentric surcharge

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1.2 地表荷载作用下盾构隧道变形计算

通过1.1节可以得到地表堆载下分层地基中任一深度处附加应力的计算结果,接下来采用两阶段法^[17],计算地铁隧道与土体的相互作用,分析地表堆载下隧道的纵向变形响应。

（1）土体模型

在结构与土体的相互作用计算中,通常采用Winkler地基模型^{[17, 20]}、Pasternak地基模型^[21]、连续弹性体模型来模拟软土^[13]。Liang等^[21-22]分析了基坑开挖对下卧地铁的影响,土体分别采用Winkler地基模型和Pasternak地基模型进行模拟,研究表明两种地基模型下得到的隧道隆起量差别不大,但Winkler地基模型更方便于工程应用。因此,本文土体模型采用Winkler地基模型。关于地基反力系数,Vesic基于地表弹性地基梁,给出了确定地基反力系数的经验公式。由于没有考虑土层埋深对土层刚度的影响,Vesic经验公式会高估了隧道的变形。为了更好地反映埋深对土层刚度的影响,Liang等^[21]提出了基于埋深修正的Vesic地基反力系数经验公式：

$k = \frac{1.3 E_{s}}{η B (1 - μ^{2})} \sqrt[12]{\frac{E_{s} B^{4}}{E I}},$

(7)

式中, $η = 1 + \frac{1}{1.7 z_{0} / B}$ ^[20], $E_{s}$ , $μ$ 分别为隧道周围土体变形模量和泊松比,B为隧道外径, $E I$ 取隧道等效抗弯刚度 $E I_{eq}$ 。

（2）隧道模型

城市地铁隧道通常由预制管片组成,管片与管片之间通过高强螺栓连成一个整体。毫无疑问,管片接头的存在会削弱盾构隧道的整体刚度。大量监测数据表明,隧道沿轴线方向的变形可以分解为两部分：①弯曲引发管片的弯曲变形,造成管片的张开；②不均匀沉降诱发的剪切应力引发管片之间的错台变形^[23-24]。戴宏伟等^[6]、李俊昱等^[11]采用Euler-Bernoulli梁分别计算了隧道和管线的纵向变形,但Euler-Bernoulli梁只能考虑弯曲变形,无法得到管片之间的错台量大小,因此本文采用Timoshenko梁来模拟盾构隧道。

为了考虑管片之间接头的存在引起隧道纵向刚度的衰减,大量学者进行了研究^[25-26],其中日本学者Shiba提出的刚度等效方法在工程中得到了大量应用,本文同样也采用该方法。图3为隧道变形示意图,通过变形协调条件,可以得到隧道等效抗弯刚度、等效抗剪刚度、张开量和错台量。

图 3 管片受力和变形示意图

Figure 3. Deformation and stress of linings

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a）等效抗弯刚度和张开量

$\begin{array}{l} ϕ + \cot ϕ = π (0.5 + \frac{N k_{b} l_{s}}{E_{c} A_{c}}), \\ φ = \frac{l_{s}}{E_{c} I_{c}} \frac{\cos ϕ + (ϕ + π / 2) \sin ϕ}{\cos^{3} ϕ} M, \\ E I_{eq} = \frac{\cos^{3} ϕ}{\cos ϕ + (ϕ + π / 2) \sin ϕ} E_{c} I_{c} 。 \end{array}}$

(8)

式中,N为纵向螺栓的数量, $k_{b}$ 为螺栓的刚度： $k_{b} =$ $E_{b} A_{b} / l_{b}$ , $l_{s}$ 和 $l_{b}$ 分别为管片和螺栓的长度, $E_{c}$ 和 $I_{c}$ 分别为管片的弹性模量和隧道的惯性矩。

由弯矩引起管片之间最大张开量可以表示为

$Δ = φ (r + m) = \frac{M}{E I_{eq}} (r + r \sin ϕ) l_{b} 。$

(9)

b）等效剪切刚度和错台量

基于Timoshenko梁理论和变形协调条件,隧道的等效剪切刚度可以表示为

$G_{e q} = ζ \frac{l_{s}}{\frac{l_{b}}{N κ_{b} G_{b} A_{b}} + \frac{l_{s}}{κ_{c} G_{c} A_{c}}},$

(10)

式中 $ζ$ 为考虑影响隧道刚度相关因素的修正参数,一般取1； $κ_{b}$ 和 $κ_{c}$ 为Timoshenko梁和管片的剪切刚度修正系数,分别取0.9和0.5； $G_{b}$ 和 $G_{c}$ 分别为螺栓和隧道的剪切模量； $A_{b}$ 和 $A_{c}$ 分别为螺栓和隧道的横截面积。

由剪切引起管片之间的错台量可以表示为

$δ = l_{s} \frac{Q}{G_{eq}} 。$

(11)

（3）隧道变形计算模型

为简化计算,假设地表荷载作用前隧道变形已经稳定、隧道与周围土体始终保持接触,并且不考虑土体固结、蠕变以及荷载随时间的变化。取隧道微元体单元进行受力分析（如图4所示）,可以得到如下两个平衡方程：

图 4 隧道单元受力分析图

Figure 4. Force analysis of element

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$Q + p D_{t} d x = q D_{t} d x + Q + d Q / d x （力平衡方程）,$

(12a)

$\begin{matrix} - M - Q d x - p D_{t} d x d x / 2 + q D_{t} d x d x / 2 + M + d M / d x = 0 \\ （力矩平衡方程）。 \end{matrix}$

(12b)

式中 $Q$ 和 $M$ 分别为作用在隧道上的剪力和弯矩； $q$ 为堆载引起的附加应力； $D_{t}$ 为隧道外径； $p$ 为地基反力,根据Winkler地基模型, $p = k w (x)$ , $k$ 为地基反力系数,由式（7）确定, $w (x)$ 为堆载引起的隧道沉降。

根据Timoshenko梁理论,内力与变形之间的关系为

$M = - E I_{eq} \frac{d θ}{d x}, Q = G_{eq} (\frac{d w}{d x} - θ),$

(13)

式中, $θ$ 为梁截面中性面的转动角度。

联立式（12a）,（12b）,（13）,可以得到地表竖向荷载下盾构隧道竖向位移w(x)的微分控制方程：

$\frac{d^{4} w (x)}{d x^{4}} + α \frac{d^{2} w (x)}{d x^{2}} + β w (x) = α_{1} \frac{d^{2} q (x)}{d x^{2}} + β_{1} q (x),$

(14)

式中, $α = - \frac{k D_{t}}{G_{eq}}$ , $β = \frac{k D_{t}}{E I_{eq}}$ , $α_{1} = - \frac{D_{t}}{G_{eq}}$ , $β_{1} = \frac{D_{t}}{E I_{eq}}$ 。

式（14）为4阶常微分方程,很难直接得到其显式解析解,故采用有限差分法将微分方程转换为代数形式的差分方程,通过编程求其数值解。先将隧道离散成n+5个微单元体,每个单元体的长度为l,如图5所示,-2,-1,n+1和n+2均为虚节点。假设隧道两端均自由,即无弯矩和剪力作用。因此,对于0节点和n节点,分别满足边界条件： $Q_{0} = Q_{n} = 0$ , $M_{0} =$ $M_{n} = 0$ 。根据差分原理,结合边界条件,式（14）可以改写为以挠度w(x)为未知数的矩阵表达式：

图 5 隧道离散分析

Figure 5. Discretization of tunnel

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$K W = D S,$

(15)

式中, $W = {[w_{0} w_{1} \dots w_{n - 1} w_{n}]}^{T}$ , $S =$ ${[q_{0} q_{1} \dots q_{n - 1} q_{n}]}^{T}$ ,可以通过式（5）求得,K和D的表示形式见附录。求解式（15）就可以得到地表荷载作用下隧道的纵向变形,然后联立式（9）～（13）,进一步可以得到隧道承受的弯矩、剪力、张开量和错台量。

1.3 算例验证

（1）与Boussinesq解比较

基于式（5）,采用双重Fourier逆变换和高斯积分法,可以得到分层地基中地表堆载引起的附加应力,通过与经典的Boussinesq解进行对比,来验证分层地基应力计算模型以及数值变换的正确性。假设地表作用100 kN的荷载,荷载作用范围为4×10 m,地基土为弹性半空间无限体,弹性模量为10 MPa,泊松比为0.33。分别采用Boussinesq解和本文解（其中土体分层数取为2层和4层）计算10 m处的附加应力,计算结果如图6所示,对比结果表明,本文计算结果与Boussinesq解基本一致,从而验证了本文分层土体附加应力计算模型的可靠性。

图 6 附加应力计算结果对比

Figure 6. Comparison of additional stress

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（2）与已有文献比较

文献[9]以上海典型隧道为研究背景,分析了均质土体中地表堆载对隧道纵向变形的影响。采用本文的计算结果与文献的结果如图7所示,进一步验证了本文计算模型的正确性。

图 7 均质地基中堆载引起的隧道沉降

Figure 7. Comparison of settlement

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2. 影响参数分析

假定在隧道轴线正上方地表进行工程堆土,堆土重度为18 kN/m³,堆土高度为4 m,地表附加荷载作用范围为2a×2b=20 m×40 m,隧道轴线埋深为15 m。隧道为上海典型地铁隧道,管片内外径分别为5.5 m和6.2 m,环宽为1.2 m,弹性模量为3.45×10⁷ kPa。螺栓为17个,直径为0.03 m,长度为0.4 m,弹性模量为2.06×10⁸ kPa。在下面分析中,若无特别说明,隧道所取参数不变。

2.1 上覆土体模量

为了便于分析,假设第一层层厚10 m,弹性模量变化范围为5～40 MPa,泊松比为0.35,第二层为半无限空间体,弹性模量为10 MPa,泊松比为0.35。

隧道正上方堆载情况下,上覆土体模量对隧道纵向变形影响如图8（a）所示。隧道竖向沉降最大值出现在荷载作用中心处,随着上覆土体模量越大隧道纵向变形越小；当上覆土体模量从5 MPa增大到40 MPa时,隧道最大沉降从16 mm减小为12 mm,最大沉降幅度减小了25%。这主要是因为上覆土体模量越大,土体强度越高,应力扩散效应越明显,作用在隧道上的附加应力也就越小,从而引起隧道的沉降量也就越小。距堆载中心40 m附近,隧道沉降几乎为零,因此隧道沉降槽宽度约为80 m,是荷载作用宽度（沿隧道轴线方向）的4倍,且沉降槽宽度几乎不受上覆土体模量的影响。

图 8 上覆土体模量对隧道内力和变形的影响

Figure 8. Effects of modulus of overlying soil on tunnel deformation and internal forces

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图8（b）,（c）分别为隧道所受弯矩和张开量随上覆土层模量的变化情况。由图可知,堆载作用下隧道弯矩和张开量沿隧道纵向的分布一致,最大值均出现在荷载作用中心点处,此处即为隧道最危险截面,隧道管片可能因为过大的压应力或拉应力导致破损或产生裂缝,从而引发隧道渗水,影响隧道安全运营。地表堆载下,隧道受到的最大剪力和错台量出现在荷载作用边缘处,如图8（d）,（e）所示,这表明在这些隧道截面处,螺栓承受的剪应力最大,因而最容易发生破坏。

综上,在堆载中心处和边缘处,隧道会因承受较大的弯矩和剪力而出现较大的张开量和错台量,情况严重时甚至导致隧道出现道床脱落管片混凝土挤碎、螺栓剪断、渗漏水以及纵缝张开等^[1]病害,影响隧道的安全运营。所以,一旦隧道正上方出现堆载,需要加强这些隧道截面的监测工作或提前采取保护措施,预防隧道病害的产生。

2.2 下卧土体模量

为了便于分析,假设第一层层厚20 m,弹性模量为10 MPa,泊松比为0.35,第二层为半无限空间体,弹性模量变化范围为5～40 MPa,泊松比为0.35。

隧道正上方地表堆载作用下,隧道下卧土体模量对隧道内力和变形的影响如图9所示。由图9（a）可知,下卧土体模量越大,地表荷载作用下隧道沉降越小；当下卧土体模量从5 MPa增大到40 MPa时,隧道最大沉降从22 mm减小为7 mm,最大沉降幅度减小了68%。这主要是因为下卧土体模量越大,土体刚度也就越大,对上覆土体的约束作用也随之增加；当下卧土体的模量趋于无穷大时,下卧土层可以等效为刚性边界,即上覆土体底部的竖向位移完全被约束,此种情况下隧道的纵向变形完全取决于上层土体的性质。此外,与图9（a）比较,隧道沉降范围随着下卧土体模量的增大明显缩小,从5倍加载宽度减小为3倍。

图 9 下卧土体模量对隧道内力和变形的影响

Figure 9. Effects of modulus of underlying soil on tunnel deformation and internal forces

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下卧土体模量对隧道承受的弯矩、张开量、剪力以及错台量的影响分别如图9（b）～（e）所示,随着下卧土体模量的增加,隧道内力和变形随之减小,变化趋势与上层土体一致,此处不再赘述。

两层土体情况下,隧道最大沉降随土体模量比变化的计算结果如图10所示。由图10可知,在地表堆载作用下,无论是上覆土体模量增加,还是下卧土体模量增加,隧道竖向最大沉降均会降低,相比而言下卧土层的影响更为明显,说明下卧土层控制隧道沉降的效果要优于硬表层地基的情况。另一方面,当下卧土层模量小于隧道所处土层的模量时（即下卧软土层）,隧道沉降急剧增大。因此,若隧道下卧软土层,需要引起重视,不宜进行堆土工程,避免隧道因堆载出现过大的变形。

图 10 最大沉降随土体模量比的变化趋势

Figure 10. Effects of relative soil modulus on maximum tunnel settlement

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3. 结论

地表堆载会改变隧道原有的平衡状态,引起隧道结构产生过大变形,诱发一系列的隧道病害。基于层状弹性半空间理论,本文建立了层状地基中地表堆载对既有隧道影响的弹性分析方法,分析了土体分层特性对隧道结构响应的影响,得到以下3点结论。

（1）本文采用弹性层状半空间地基模型,建立了能够考虑非均质土体条件的地表大面积荷载对临近既有隧道影响的弹性分析方法,并编写了层状地基中隧道性状的分析程序,方便求解出地表堆载作用下土体特性对既有盾构隧道的内力和变形响应。通过与已有文献数据的对比,验证了本文模型的合理性。

（2）本文方法具有较强的通用性,不仅可以解答均质地基的情况,还可以解答非均质地基的情况,继而可以反映土体分层特性对隧道的影响。对上海典型地铁隧道性状进行参数分析,结果表明上覆土层和下卧土层的弹性模量对隧道沉降和受力具有较为明显的影响,其中增大下卧层土体弹性模量可以显著减小隧道沉降。

（3）当隧道下卧软土层时,地表堆载作用下隧道更容易发生变形,为了保证隧道的安全运营,应该严格评估隧道地表堆载的影响。

此外,限于篇幅,本文仅考虑了隧道正上方大面积堆载引发的隧道纵向变形响应,未涉及到隧道堆载（尤其是偏载）对隧道侧向变形的影响,因此在后续的研究中也可以进行具体分析。

附录

图 1 试验区位置

Figure 1. Location of plate load tests

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图 2 土压力计及孔压计埋设位置

Figure 2. Position of soil pressure cells and pore pressure gauges

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图 3 桩土应力比随荷载施加过程变化曲线

Figure 3. Development of pile-soil stress ratio in process of loading and reloading

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图 4 水下堆载断面图

Figure 4. Section of surcharge preloading under water

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图 5 堆载区实测点位布置

Figure 5. In-situ points of surcharge preloading area

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图 6 置换率42%挤密砂桩复合地基沉降-加载时程曲线

Figure 6. Development of settlement at replacement ratio of 42%

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图 7 实测沉降与原地基计算沉降对比

Figure 7. Comparison between in-situ values and original ground calculations

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图 8 复合地基沉降示意图

Figure 8. Settlements of composite foundation

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图 9 复合地基下卧层荷载传递

Figure 9. Delivering stress of underlying clay

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图 10 不同置换率实测沉降与理论计算沉降结果对比

Figure 10. Comparison between in-situ values and calculations by formula in Japanese standard under different replacement ratios

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图 11 各点位实测沉降与理论计算沉降结果对比

Figure 11. Comparison between in-situ values and calculations by formula in Japanese standard at different points

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沉降折减比 ${\beta _{\text{c}}}$ 基于实测的拟合修正

Figure 12. Modification of reduction factor based on in-situ measurement

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沉降折减比 ${\beta _{\text{c}}}$ 基于实测的拟合修正

Figure 13. Modification of reduction factor based on in-situ measurement

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图 14 修正公式计算结果与实测结果对比

Figure 14. Comparison between in-situ values and calculations by modified formula

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图 15 修正算法与不同工程实测结果的验证

Figure 15. Comparison between in-situ values and calculations by modified formula

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表 1 港珠澳西人工岛挤密砂桩水下堆载预压理论沉降计算与实测沉降对比

Table 1 Comparison between in-situ measured values at Hongkong-Zhuhai-Macao Bridge and calculations by formula in Japanese standard

置换率/%	测点编号	水下堆载高度/m	挤密砂桩层沉降/mm	下卧层沉降量/mm	总沉降量/mm	实测沉降量/mm
42	A1	14.5	79.9	15.9	95.8	64.9
42	A3	14.5	46.9	16.7	63.6	62.6
42	B	15.5	71.7	16.3	87.9	64.1
42	D1	13.7	76.1	14.6	90.7	45.8
42	D2	13.5	85.9	14.5	100.4	68.6
42	D3	13.3	73.9	14.2	88.1	74.7
55	E1	14.4	150.1	16.3	166.4	49.8
55	E2	14.4	151.9	0	151.9	27.9
55	E3	14.4	160.6	17.3	177.9	41.6
70	F1	15.6	109.7	0	109.7	33.9
70	F2	16.0	119.0	18.6	137.6	44.6
70	F3	15.5	108.4	18.5	126.9	41.9
注：表中部分位置下卧层沉降为0的区域，下卧层地层主要为中砂，这里不计入沉降计算。

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表 2 深中通道西人工岛救援码头实测沉降与理论计算对比

Table 2 Comparison beween in-situ values and calculations by modified formula in Shenzhen-Zhongshan Link

实测点位	置换率/%	实测沉降量/mm	日本规范结果/mm	理论计算沉降量/mm（n=6.3，η=3）
CJ1	65	231	682	211
CJ2	65	225	682	211
CJ3	65	210	682	211
CJ4	65	205	682	211
CJ5	65	258	682	211

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