Model tests on deep soft ground improvement of existing sand-filled subgrade with squeezed branch piles
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摘要: 高速公路改扩建中既有填砂路基深层软土加固时存在路面结构层和施工场地空间限制的问题。首先,提出使用单盘挤扩支盘桩方案进行地基处理,通过挤扩法成盘于桩顶,以期实现不破除路面结构层的情况下达到设置桩顶承台或托板的效果。其次,利用群桩地基物理模型试验模拟一个桩土单元体研究加固方案的承载过程,通过分析桩体、盘体和土体的力学及变形指标研究支盘桩加固既有填砂路堤的承载表现和土体变形特征,最后,考虑土体参数和桩体尺寸推导了既有填砂路基深层软土支盘桩加固方法的二维简化模型。研究结果表明,软土在恒载下桩体轴力和土压力随时间变化调整,原因在于软土的压缩性和砂土的散粒体属性;桩顶轴力总和与恒载大小近似线性正相关,同时支盘直径越大桩顶轴力总和越大、桩承荷载占比越高,试验发现支盘桩加固法的桩承荷载占比约70%。另外,利用所建二维简化模型进行参数分析发现填砂路基中的最小盘间净距与上覆荷载、填砂内摩擦角、深层软土强度指标和支盘桩几何参数相关。Abstract: There are limitations from the pavement structure layer and construction site space during the deep soft soil reinforcement of the existing sand-filled subgrade in expansion of expressways. Firstly, a new method using the squeezed branch pile (SBP) with one single plate for treatment of the existing soft foundation is proposed. In this method, a plate is set on the top of the piler to achieve the effects similar to a pile cap or support plate without breaking the road structure layer. Secondly, a physical model test on the pile group foundation is performed, and a pile-soil unit is simulated to study the bearing behavior of the SBP. By analyzing the mechanical and deformation indices of the pile, plate and soil, the bearing performance and soil-deformation characteristics of the new reinforcement method are studied. Finally, a simplified two-dimensional model for the reinforcement method with SBPs for the existing sand-filled embankment is derived by considering the soil parameters and pile sizes. The results indicate that the axial force of piles and soil pressure vary with time under constant loads due to the compressibility of soft soil and the properties of loose sand. The total axial force at the top of the pile is approximately positively correlated with the magnitude of the constant loads linearly. At the same time, the larger the diameter of the support plate, the greater the total axial force at the top of the pile and the higher the proportion of pile-bearing loads. It is found that the pile-bearing ratio of the reinforcement method with SBPs is about 70%. In addition, the proposed two-dimensional simplified model for parameter analysis shows that the minimum pile spacing in the sand-filled subgrade is related to the overlying load, internal friction angle of sand-filled soil, strength index of deep soft soil and geometric parameters of support piles.
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Keywords:
- expressway /
- expansion /
- existing sand-filled subgrade /
- squeezed branch pile /
- model test
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0. 引言
在上软下硬的土岩复合地层中进行盾构隧道的施工极易造成上部软土地层扰动剧烈从而引起地表塌陷等问题[1],中国不少工程就曾发生类似风险,造成大量损失。对盾构隧道穿越土岩复合地层引起的地表沉降规律展开研究具备一定的工程意义。
针对上软下硬地层中盾构隧道施工引起的地表沉降问题,目前主要的研究方法分为经验法、解析(半解析)法、数值模拟、室内模型试验。针对经验法,大多数工作主要集中在根据实测数据进行反分析,从而对经典的Peck公式进行修正,起到预测地表沉降的目的[2];针对数值模拟,周力军等[3]、刘重庆等[4]、Lv等[5]均研究了盾构在不同硬岩比地层中掘进所引起的地表沉降规律;针对室内模型试验,王俊等[6]采用ϕ800 mm的土压平衡盾构模型研究了上软下硬地层中盾构掘进对地表位移的影响。总的来说,现有上述研究大多针对单个工程分析,缺乏普遍性,难以直接应用于其他工程。而解析法(半解析)法采用等效土体损失参数g(m)[7]描述土体损失大小,可有效分析不同工程中隧道施工引起的地表沉降规律,适用范围广,但目前该方法大多针对均质地层,针对土岩复合地层的较少,因此有必要提出一种适用于土岩复合地层中隧道施工引起的地表沉降计算方法。
本文以盾构穿越上软下硬土岩复合地层为研究工况,通过引入开挖面收敛模式参数γ来反映盾构开挖面的收敛模式,综合考虑了隧道上部覆土的分层影响,对经典的随机介质理论[8]进行了简化,并用简化后的方法推导了地表水平及竖向位移计算公式,依托杭州环城北路—天目山路02标段盾构隧道工程,进行了地表沉降值的计算和可靠性验证,收集整理了中国共26组地表实测数据并利用反分析得到了各自的土体损失率,进一步分析了土体损失率的分布及取值规律。
1. 本文方法
1.1 工程特点及本文假定
本文以土岩复合地层作为研究对象,主要考虑盾构开挖中土体损失作用引起的土体位移。上软下硬地层交界面称为岩土交界面,用RSI (rock-soil interface)表示;盾构开挖面内的软硬地层比例用硬岩比B[4-5](开挖面内硬岩层高度与盾构外径的比值)表示。
盾构穿越上软下硬土岩复合地层,是指开挖面内上半部分在黏土、砂土以及全风化岩层等软弱性质地层中掘进,而开挖面下半部分在沉积岩、中微风化岩石等硬质地层中掘进。相对于上部软弱性质地层,下部硬岩自稳能力好,不易发生变形,未见因为硬岩段塌陷而引起的地表大变形问题[1]。此外,开挖后硬岩部分闭合较慢,收敛程度有限,将会给浆液提供足够的时间充填和凝固。鉴于此,本文作如下假定:①盾构开挖引起的土体损失集中在软土层,下部硬岩层不产生变形,开挖形成的空隙将全部由注浆填充;②各地层均为水平层状地层,单层土质均匀。
1.2 开挖面收敛模式
根据随机介质理论及本文假设,上部土层损失体积应等于盾构开挖断面收敛体积与硬岩层注浆填充体积之差,即等于开挖面在软弱地层中的收敛体积。隧道在全断面软土中开挖时,目前采用较多的开挖面收敛模式包括两种:①等量收敛模式[9],收敛前后中心位置不发生变化;②底部相切非等量径向收敛模式[10],收敛后断面沉至开挖面底部。当盾构在上软下硬复合地层中掘进时,盾构有着向软土层偏移的特性[1, 3];同时,下部硬岩开挖后闭合较慢,主要靠浆液填充,浆液长时间处于一种流动状态,会对包裹的管片产生浮力,极限状态是收敛后断面上浮至开挖面顶部。实际工程中,由于管片自重、浆液浮力等因素的综合作用,实际收敛模式应介于上述3种之间。
为了准确表示隧道可能出现的收敛模式,本文引入开挖面收敛模式参数γ[11],则开挖断面P和收敛后断面Q的埋深H1,H2满足:
H2 = H1+γg2。 (1) 式中:γ的取值范围为[-1, 1]。
1.3 上部覆土影响
在随机介质理论中,tanβ为主要影响角正切值,是隧道开挖引起土体变形的主要参数。根据Knothe[12]的定义,有
tanβ=h/L。 (2) 式中:h为埋深;L为沉降槽主要影响范围。
考虑隧道开挖断面上部存在多层覆土的情况,盾构开挖过程引起的土体变形将会逐层向上扩散传递。根据随机介质理论的唯一性可知地层某一单元dξdη开挖所引起的上部土体沉降曲线是唯一的,所以从隧道开挖层开始依次向上逐层推导的沉降曲线将和实际沉降曲线一致。同理,多层地层主要影响角β也可以通过逐层向上传递推导而成[13]。如图 1所示,上下地层厚度分别为h1,h2,假设埋深为h的变形单元dξdη在地层2中形成的主要影响角为β2,之后变形继续向上传递,在地层1中形成的主要影响角为β1,满足:
tanβ=OAOB=h1+h2h1tanβ1+h2tanβ2。 (3) 同理,n层地层主要影响角β满足:
tanβ=h1+h2+⋅⋅⋅+hnh1tanβ1+h2tanβ2+⋅⋅⋅+hntanβn。 (4) 式中:hi,βi为从上至下第i层地层的高度及主要影响角,i=1, 2···n。
韩煊等[14]建立了随机介质理论与Peck公式的联系,
tanβ=1/K√2π 。 (5) 将式(5)代入式(4)可得
tanβ=hK1h1√2π +K2h2√2π +⋅⋅⋅+Knhn√2π 。 (6) 式中:Ki,φi为从上至下第i层地层的沉降槽宽度系数及土体内摩擦角,i=1, 2,···,n,有Ki = 1−0.02φi[14]。
1.4 盾构施工引起的地表位移计算
(1)土体位移计算公式推导
由图 2可知,大圆表示盾构开挖断面P,直径为Dd (2Rd),中心o1埋深为H1;小圆表示收敛后断面Q,直径为D (2R),中心o2埋深为H2。定义中心o1和o2与RSI面的夹角分别为土岩复合角A1,A2。
开挖面内分两层,RSI面上部位于软弱性质地层,为土体损失发生区(空白表示);下部位于硬岩层,将全部由浆液填充(阴影表示)。
(2)某一断面地表土体位移计算公式
根据传统的随机介质理论方法,需在土体损失发生区内进行积分,盾构在土岩复合地层施工引起的地表竖向位移W(x)及水平位移U(x)为
W(x)=WP−S(x)−WQ−S(x)=∬P−Stanβηexp[−π tan2βη2(x−ξ)2]dξdη−∬Q−Stanβηexp[−πtan2βη2(x−ξ)2]dξdη, (7) U(x)=UP−S(x)−UQ−S(x)=∬P−S(x−ξ)tanβη2exp[−π tan2βη2(x−ξ)2]dξdη−∬Q−S(x−ξ)tanβη2exp[−πtan2βη2(x−ξ)2]dξdη。 (8) 以上公式需进行积分运算,计算过程复杂,不利于工程中的推广与应用。对此,Yang等[15]提出了随机介质理论的简化方法,认为在隧道埋深与隧道直径之比大于某一值时,整个隧道断面可视为位于中心处的一个单元,在计算过程中可理解为取中心处的单元计算值乘上积分区域面积得到最终地表位移值。在Yang等[15]的研究中,土体损失发生区域为圆形,圆心即为中心,而本文研究工况中,土体损失发生区域发生了变化(图 3),本文在计算过程中取形心处的单元计算值乘上面积来估算最终地表沉降值。
由于断面P,Q左右对称,形心一定位于z轴上,仅需确定形心的埋深即可确定形心坐标。图 3所示,以开挖断面P为例,土体损失发生区的几何形心为o1-z,埋深为H1-z。从几何角度分析,根据分割法或负面积法即可求得H1-z满足:
H1−z=H1−4Rdsin3(A1/A122)6π −3A1+3sinA1。 (9) 对应非阴影部分的面积SP-S为
SP−S=R2d[2π −A1+sinA1]2。 (10) 同理,收敛后断面Q几何形心o2-z的埋深H2-z及对应非阴影部分面积SQ-S为
H2−z=H2−4Rsin3(A2/A222)6π −3A2+3sinA2, (11) SQ−S=R2[2π −A2+sinA2]2。 (12) 式中:Rd,R分别为断面P和Q的半径,满足R = Rd−0.5g;A1 = 2arccosH3−H1Rd,A2 = 2arccos⋅ H3−H2R≈A1,且A1,A2的取值范围均为[0,2π]。
式(7),(8)可简化为
W(x)=WP−S(x)−WQ−S(x)=SP−StanβH1−zexp[−π tan2βH21−zx2]−SQ−StanβH2−zexp[−πtan2βH22−zx2]。 (13) U(x)=UP−S(x)−UQ−S(x)=SP−SxtanβH21−zexp[−π tan2βH21−zx2]−SQ−SxtanβH22−zexp[−πtan2βH22−zx2]。 (14) (3)计算公式沿掘进方向的延拓
盾构开挖的土体量会多于设计开挖量,增加的这一部分即称为土体损失量Sloss。满足
Sloss=Spε = επ R2d。 (15) 式中:ε为土体损失率。
根据图 2所示的几何关系可知:
Sloss=π R2d−π (Rd−0.5g)2−[R2d(A1−sinA1)2−(Rd−0.5g)2(A2−sinA2)2]。 (16) 联立式(15),(16)可得
g=2Rd−2Rd√C2+C[(A2−sinA2)−(A1−sinA1)−2πϵ]C。 (17) 式中:C为中间变量,有C = 2π −A2+sinA2。
上述研究中的ε为某一断面的土体损失率,进一步可获得土体损失率沿掘进方向的变化公式为[11]
ε(x)=ε2[1−y√y2+H21−z]。 (18) 将式(18)代入式(17)可得
g(x)=2Rd−2Rd√C2+C[(A2−sinA2)−(A1−sinA1)−2π ε(x)]C。 (19) 将g(x)替换上述推导过程中的g,就可以使地表位移公式沿盾构掘进方向得以延拓,使式(13),(14)能够计算盾构开挖面前后不同距离的地表位移值。
2. 简化方法可靠性验证
2.1 不同埋深(深经比)的影响
计算案例参数取值:Dd=6 m,B=0.5,ε=2%,γ=0。各地层分层情况、内摩擦角、厚度及隧道所在位置详见图 4。如图 5,6所示为不同隧道埋深(深经比)工况下,使用传统随机介质理论及本文简化方法计算得到的地表位移值对比。
由图 5,6可知,当埋深依次为18,24 m时,两种方法计算得到的地表竖向及水平向位移曲线基本重合;当埋深为12 m,即隧道深经比为2时,两种方法计算得到的位移曲线在位移最大值附近略有偏差,简化方法所得位移值要略大于传统方法,但总体差别较小。综合来看,当隧道达到一定埋深后,本文简化方法与传统方法计算结果基本相同,可用本文简化方法代替传统方法进行简单计算。
2.2 开挖面收敛模式参数γ的影响
按2.1节所述算例,取H1=18 m,依次取γ为0,-1,1,分别使用传统随机介质理论及本文简化方法计算得到地表位移值进行对比。如图 7,8所示,当γ取0时,传统方法与本文简化方法计算所得竖向及水平向位移曲线基本重合,差值较小;当γ取-1或1时,两种方法所得位移值差值较大,无法使用本文简化方法进行计算。故本文在综合考虑盾构穿越上软下硬土岩复合地层的特点及计算精度的情况下,后续研究中取γ=0进行计算。
3. 工程案例分析
3.1 工程概况
杭州环城北路—天目山路02标段盾构隧道分为南北双线,本文以先行的北线隧道为研究对象。北线全长3260 m,采用泥水平衡式盾构施工,开挖断面直径为13.46 m,盾构主机长度为15 m,管片外径为13 m,环宽2 m。如图 9所示,北线隧道在约NK2+708—NK3+244里程范围内先后穿越了5段上软下硬的土岩复合地层,穿越段地层分布复杂,隧道上部覆土为高低起伏的层状地层,主要穿越的岩层为中等风化晶屑玻屑凝灰岩(图中红色)。按照穿越前后分别将各穿越段记为N3(右侧三小段),N2,N1。
3.2 监测断面的选取及测点布置
如图 10所示,以N3所在里程范围内的监测断面布置为例,相邻监测断面间隔24 m(12环),每个监测断面的测点数量为16~19个,测点编号由南向北依次编号。以DBC516监测断面为例,各测点间距详见图 11,其中,测点13对应北线隧道轴线正上方。
从N1~N3段共13个监测断面中,挑选出9组数据正常的断面,断面名称、里程、对应硬岩比详见表 1。各监测面对应的地层参数如表 2。
表 1 所选监测断面详细介绍Table 1. Details of selected monitoring sections监测断面 监测面里程 硬岩比 所在组段编号 DBC468 NK3+229 0.09 N3 DBC516 NK3+130 0.38 N3 DBC528 NK3+106 0.13 N3 DBC600 NK2+964 0.07 N2 DBC612 NK2+940 0.23 N2 DBC624 NK2+916 0.35 N2 DBC696 NK2+772 0.38 N1 DBC708 NK2+748 0.12 N1 DBC720 NK2+724 0.04 N1 表 2 各监测面对应地层参数Table 2. Corresponding formation parameters of various monitoring sections地层 层厚/m 内摩擦角/(°) DBC
468DBC
516DBC
528DBC
600DBC
612DBC
624DBC
696DBC
708DBC
720①1杂填土 2.5 2.70 2.70 2.70 2.20 3.4 2.6 3.80 3.40 10.0 ②2粉质黏土 — — 1.00 0.45 — — — 1.20 0.60 12.1 ③1粉土夹淤泥质土 2.5 1.60 0.85 0.95 1.00 3.5 — — — 25.1 ③2砂质粉土 — — — 3.70 7.40 3.8 — — — 31.8 ④1淤泥质黏土 5.0 6.20 5.70 2.15 — — 5.4 5.40 5.90 9.5 ④2粉质黏土夹粉 12.0 7.00 7.15 7.25 5.90 5.8 4.4 4.10 4.05 11.5 ⑤1粉质黏土 — 5.50 6.70 5.65 7.10 4.3 7.0 4.30 6.05 13.8 ⑥1淤泥质黏土 — — — — — — — 5.20 4.55 9.3 ⑥2黏土 — — — — — — 5.3 1.20 0.94 10.8 ⑦1粉质黏土 5.0 — — 4.10 2.68 4.9 — 1.53 1.95 15.7 ⑨1含砂粉质黏土 1.0 — 1.30 0.60 1.10 — — 1.20 1.40 15.3 ⑩1黏土 2.5 — 2.80 — — — — — — 12.9 ⑳1全风化晶屑玻屑凝灰岩 0.4 — — 1.00 0.50 — — — — 17.3 ⑳2强风化晶屑玻屑凝灰岩 1.8 4.45 2.20 0.98 0.10 — — — — 20.3 ⑳3中等风化晶屑玻屑凝灰岩 — — — — — — — — — — 3.3 地表沉降数据分析
结合表 2中各监测断面的地层分层情况,根据中心监测点附近(小范围)的沉降数据进行反分析,得到各个监测面对应的土体损失率,将土体损失率代入本文方法并对隧道中心两侧40 m范围(大范围)内的土体位移值进行计算,最后将计算所得沉降曲线与所有实测数据进行对比。对本工程上述9个监测面的土体损失率进行反分析,得到对应土体损失率见表 3,再对隧道中心两侧40 m内的沉降值进行计算,得到相应沉降值曲线。以DBC468和DBC528实测数据对比情况为例,由图 12可知,大多数的实测数据点都分布在理论计算曲线两侧附近,实测数据分布规律与本文方法所得沉降值曲线的分布规律相吻合。需要注意的是:①计算过程中取y=-50 m,即所取沉降数据为盾构通过后达到的稳定最大沉降值;②部分监测点由于数据失真,故不采用,不影响整体数据分布规律。
表 3 盾构穿越上软下硬地层的工程案例及参数分析Table 3. Engineering cases and parameter analysis of shield tunnel crossing upper-soft (soil) and lower-hard (rock) strata序号 隧道及研究断面 隧道穿越土层 Dd/m H1/m B ε/% 1 N5段,DBC468 详见上文 13.46 27.33 0.09 1.05 2 N3段,DBC516 详见上文 13.46 25.95 0.38 0.80 3 N3段,DBC528 13.46 25.52 0.13 0.95 4 N2段,DBC600 详见上文 13.46 23.96 0.07 0.20 5 N2段,DBC612 13.46 23.88 0.23 0.11 6 N2段,DBC624 13.46 23.78 0.35 0.09 7 N1段,DBC696 详见上文 13.46 23.09 0.38 0.35 8 N1段,DBC708 13.46 23.01 0.12 0.50 9 N1段,DBC720 13.46 22.86 0.04 0.55 10 广州某地下综合管廊,398环[16] ①杂填土、②淤泥质黏土、③粉质黏土、④强风化炭质灰岩(软岩)、⑤中风化石灰岩(硬岩) 6.30 21.00 0.25 0.42 11 广州某地下综合管廊,446环[16] 6.30 21.00 0.50 0.36 12 佛莞城际铁路,1322环[3] ①素填土、②可塑状粉质黏土、③全风化花岗岩、④强风化二长花岗岩(硬岩) 8.80 27.61 0.25 0.77 13 佛莞城际铁路,1346环[3] 8.80 29.25 0.5 0.45 14 南昌地铁1号线,断面1[17] ①杂填土、②土层、③岩层(具体不详) 6.28 17.00 0.67 1.50 15 南昌地铁1号线,断面2[17] 6.28 17.00 0.50 1.85 16 南昌地铁1号线,断面3[17] 6.28 17.00 0.33 2.20 17 厦门地铁1号线,DBC42[4] ①素填土、②残积砾质黏土、③全风化花岗岩、④强风化花岗岩、⑤中风化花岗岩 6.48 14.00 0.15 1.20 18 厦门地铁1号线,DBC62[4] 6.48 14.00 0.50 0.85 19 厦门地铁1号线,DBC32[4] 6.48 14.00 0.85 0.50 20 厦门地铁1号线,DBC26[4] 6.48 14.00 0.95 0.45 21 合肥地铁1号线,开挖至12 m[18] ①素填土、②黏土、③粉质黏土、④强风化泥质砂岩、⑤中等风化泥质砂岩 6.00 21.00 0.67 1.70 22 合肥地铁1号线,开挖至18 m[18] 6.00 21.00 0.67 2.00 23 合肥地铁1号线,开挖至24 m[18] 6.00 21.00 0.67 2.00 24 广州地铁8号线,YD203[5] ①杂填土、②淤泥质土、③细砂、④中粗砂、⑤砾石砂、⑥微风化石灰岩 6.28 15.62 0.20 0.73 25 广州地铁8号线,YD200[5] 6.28 17.50 0.50 0.67 26 广州地铁8号线,YD161[5] 6.28 19.70 0.85 0.43 3.4 国内其他工程案例的收集与分析
本文还对6个其他工程案例进行了整理与计算,加上上面分析的案例,总共反分析得到了26个土体损失率数值,具体工程数据及所取土体损失率见表 3。
以广州某地下综合管廊工程[16]为例,如图 13所示为该工程计算值与实测值对比,可以发现监测面实测数据点均匀分布在计算曲线两侧,说明本文方法计算所得沉降曲线的变化规律与实测数据分布规律大体一致,其他工程所得计算曲线与实测数据吻合度也较高,本文由于篇幅有限,不逐一展示。综上所述,本文方法能够有效预测盾构隧道穿越上软下硬土岩复合地层引起的地表沉降值,且具备一定的准确性。
3.5 实测数据统计规律及影响因素分析
土体损失率在0%~2.5%分布较为均匀,连贯,没有出现大量数据相等的现象,表明本文统计的数据具有一定代表性。在26组数据中,土体损失率最小为0.09%,最大为2.2%。土体损失率<0.49%的为9个,0.5~0.99有9个,土体损失率平均值为0.87%。土体损失率主要集中在0%~0.99%内,占比为69.2%。魏纲[19]统计了国内71个地表实测数据并进行了土体损失率的反分析,发现土体损失率主要集中在0.2%~2.0%,占数据量的95.77%,其中黏性土地区的土体损失率均在0.2%~2.02%。对比之下,复合地层中土体损失率的分布规律与分布区间大体相同。如图 14所示为两者土体损失率累积发生概率对比图,曲线变化规律基本相同。造成上述现象的可能原因包括:①硬岩部分开挖间隙闭合慢,将由浆液填充,使土损下降;②盾构穿越上软下硬土岩复合地层使盾构掘进姿态难以控制,引起频繁的盾构超挖及纠偏[1, 3],使土损上升。在上述两个因素的综合作用下,盾构穿越上软下硬复合地层引起的土体损失率和黏性土地层大致相同。
如图 15所示为上述不同工程(区段)土体损失率随硬岩比的变化趋势,对折线进行线性拟合。由图可知,各工程数据的线性拟合效果较好,对于同一个工程(区段)中,即地层条件、施工水平和隧道埋深等条件相近的情况下,土体损失率都随着开挖面硬岩比的增大而减小,且大致呈线性关系。也就是说,同一个工程(区段)内,在已知两处断面土体损失率的情况下,可以通过线性关系初步估算其他硬岩比断面下的土体损失率,从而对该断面的地面沉降值进行计算。
4. 结论
(1)本文对随机介质理论进行了简化,在保证精度的同时提升了计算的简便性,本文方法计算所得地表沉降曲线与实测数据吻合度较高,可以用于盾构穿越上软下硬地层引起的地表位移值估算。
(2)通过26组实测数据的统计分析可以看出,盾构穿越上软下硬复合地层引起的土体损失率分布在0.09%~2.2%,与黏性土中的取值规律大致类似。
(3)通过对比同一工程(区段)不同断面的地表沉降实测数据,发现土体损失率随着开挖断面硬岩比的增大而减小,且大致呈线性相关,而不同工程(区段)之间由于地层条件、施工水平和隧道埋深等因素差别较大,导致土体损失率取值上的差异性。
目前可用的合适案例较少,本文采用的样本量相对较少,存在一定不足,进行的影响规律分析也是初步分析,有待后续进一步研究与完善。
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图 2 传感器安装示意图(图 (1)传感器)
Figure 2. Installation of sensors
表 1 模型试验用土性状指标
Table 1 Parameters of soils
土类 w/% γ/(kN·m-3) Gs wL/% Ip Cc CV/(10-4cm2·s-1) Cq/kPa φq/(°) 粒组含量/% < 0.075 < 0.5 天然软土 53.6 16.5 2.65 44 20 1.12 2.30 10 8 54 94 干散砂 — 15.5 2.62 — — — — 0 20 0 99.1 表 2 传感器参数
Table 2 Parameters of sensors
测量指标 传感器类型 量程 数量 量测频率 桩体轴力 轴力计 0~5 kN 4 1次/min 盘顶压力 土压力计 0~500 kPa 4 1次/min 盘面压力 土压力计 0~200 kPa 4 1次/min 桩间土压力 土压力计 0~200 kPa 5 1次/min 软土孔隙水压力 孔压计 0~100 kPa 1 1次/min 模型顶板下沉量 百分表 0~15 mm 1 1次/min 软土层压缩量 位移杆 0~10 cm 4 1次/h 位移片 0~10 cm 12 1次/h 模型剖面土层
各点位移矢量PIV设备 — 1 1次/h 表 3 试验模型参数及控制条件
Table 3 Parameters of model tests
砂层
厚度/
mm淤泥
厚度/
mm模型桩
直径/
mm桩间
距/
mm荷载
级数分级
荷载/
kPa变形稳
定标准/
(mm·h-1)350 260 32 150 12 5 < 0.01 表 4 模型试验实施情况指标
Table 4 Implementation indices of model tests
编号 试验
时间/
h支盘
直径/
mm盘净距/盘径 盘面积
占比/
%盘净
距/
mm淤泥含水率/% 试验前 试验后 变化量 #1 229.8 75 1.00 19.6 75 59.94 54.81 5.13 #2 220.1 85 0.76 25.2 65 56.56 51.64 4.92 #3 192.3 95 0.58 31.5 55 55.54 52.60 2.94 表 5 桩体轴力比较
Table 5 Comparison of pile axial force
试验
编号试验
时间/h支盘直
径/mm盘缘距
/mm最大荷载
/kPa桩端轴力
总和/kN桩承荷载
占比/%#1 229.8 75 75 60 7.63 63.6 #2 220.1 85 65 60 8.33 69.4 #3 192.3 95 55 60 8.98 74.8 表 6 模型#2盘顶、盘面压力
Table 6 Pressures on bulb top and surface of model No. 2
桩位
序号荷载/
kPa盘顶
压力/
kPa盘面法向压
力/kPa盘面竖向压力/
kPa盘顶压力/荷载 盘面法
向压力/
荷载盘面法向压力/盘顶压力 a桩 60 202.99 109.74 137.48 3.38 1.83 0.54 b桩 60 218.10 132.16 165.57 3.64 2.20 0.61 c桩 60 180.01 117.95 147.77 3.00 1.97 0.66 d桩 60 169.09 83.79 104.97 2.82 1.40 0.50 表 7 试验前后淤泥参数
Table 7 Parameters of sludge before and after tests
试验编号 试验
时间/
h支盘
直径/
mm最大
荷载/
kPa淤泥含水率初值/% 淤泥含
水率终
值/%淤泥孔
隙比
初值总压
缩量/
mm淤泥层
压缩量/
mm#1 229.8 75 60 59.94 54.81 1.618 30.1 15.4 #2 220.1 85 60 55.56 51.64 1.527 27.6 15.0 #3 192.3 95 60 55.54 52.60 1.500 24.2 8.3 表 8 工况参数与盘间净距
Table 8 Working parameters and disc clearances
材料属性参数 盘几何参数 条件参数 盘间距 γ/
(kN·m-3)φ/
(°)φ′/
(°)c/
kPaL/
mα/
(°)h/
mΔH/m D/m min max max min 17 25 8 15 0.57 25 2.0 7.0 8.25 3.99 2.92 3.0 8.0 9.50 5.89 4.33 4.0 9.0 10.75 7.76 5.72 -
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