盾構掘進引起的鄰近樁基水平附加荷載分析

張潤峰，梁榮柱，張獻民

?

盾構掘進引起的鄰近樁基水平附加荷載分析

張潤峰1, 2，梁榮柱3，張獻民1, 2

(1. 南京航空航天大學民航學院，江蘇南京，210016；2. 中國民航大學機場學院，天津，300300；3. 浙江大學濱海和城市巖土工程研究中心，浙江杭州，310058)

基于Mindlin基本解及彈性力學基本理論，考慮刀盤擠土效應產生的附加推力、土體地層軟化特性且不均勻分布的盾殼摩阻力及土體損失等因素推導得到盾構掘進過程中鄰近樁基的水平附加荷載解析解答。算例分析結果表明：在方向上，盾構刀盤到達前，鄰近樁基承受附加壓力荷載；刀盤通過樁基平面后，附加荷載轉為拉力；在盾尾通過后，樁身附加拉力荷載達到最大。在方向上，土體損失是引起樁身的附加荷載的主要因素，特別是在盾尾通過樁基平面后，對應于隧道拱頂及拱底附近位置樁身分別承受較大的附加壓力及附加拉力荷載，這將會導致樁基產生較大的撓曲變形、彎矩及剪力，為最不利施工工況。

盾構；推力；摩阻力；土體損失；附加荷載；樁基

在繁華密集的城市地下施工，盾構掘進往往不可避免穿越建筑結構物。由于盾構施工擾動，會對城市房屋基礎、天然氣管道、已有隧道、通訊管道等結構物產生不良影響。城市房屋高樓多以樁基礎承載，在盾構施工作用下，鄰近樁基礎產生附加內力及變形，承載性狀產生變化，嚴重時將導致樁基承載失效，房屋樓房損毀。因此，研究盾構隧道施工對樁基的影響成為目前較為緊迫的課題之一。目前，許多學者基于位移控制的“兩階段法”研究了隧道施工樁基撓曲及內力響應[1?6]。盾構施工引起鄰近樁基的撓曲、剪力及彎矩的變化其本質是荷載作用的結果，因此，亦可以通過荷載施加的方式研究盾構施工對鄰近樁基的影響。目前只有少量學者通過荷載控制的方法研究樁基的響應。李永盛等[7]利用彈性力學開爾文解，假定樁基為Winkler彈性地基梁，推導得到盾構施工對鄰近樁基的影響。魏綱等[8]基于半空間的Mindlin彈性解，研究頂管施工對鄰近樁基附加荷載的影響，得到考慮刀盤切口、掘進機及后續管道摩阻力引起的樁身附加荷載解答，但仍然沒有考慮到土體損失的對鄰近樁基的影響。而離心機試驗[9?11]表明土體損失對鄰近樁基的變形及內力有重要的影響。魏新江等[12]在前人基礎上進一步考慮切口推力、盾殼摩阻力及土體損失等因素的共同作用，推導得到雙圓盾構掘進引起鄰近樁基的附加荷載解答。本文作者在前人已有成果基礎上，全面考慮盾構施工實際情況，進一步研究盾構掘進施工全過程對鄰近樁基附加荷載的影響。基于Mindlin彈性力學基本解，考慮盾構施工刀盤的擠土效應引起附加推力、不均勻分布且在軟土地層中具有軟化特性的盾殼摩阻力引起的樁基附加應力，并結合彈性力學理論得到土體損失引起的樁基附加應力，疊加三者得到盾構施工全過程各個施工因素對鄰近樁基附加荷載解答。

1 盾構施工對鄰近樁基影響的力學模型及基本假定

盾構施工過程是一個動態三維過程，受到各種施工因素的影響，與周圍土體的作用非常復雜。本文根據盾構施工產生的力學效應，考慮主要施工因素的作用，可把盾構施工簡化為刀盤附加推力、盾殼摩阻力及土體損失V3個因素共同作用[13?16]。盾構推進對樁基影響的力學模型見圖1。

為反映盾構掘進中主要因素對鄰近樁基附加荷載的影響及簡化計算，本文作如下假定：1) 假定土體為均質的半無限空間線彈性體，規定壓應力為正，拉應力為負。2) 在掘進過程中，盾構保持水平，不考慮盾構姿態的變化。3) 盾構推進為僅視為空間的變化，不考慮時間效應。4) 切口附加推力作用面積與刀盤一致，作用方向與刀盤法向一致。5) 盾殼摩阻力沿盾殼縱向均勻分布，沿環向非均勻分布。

圖1 盾構掘進對樁基影響力學模型

2 盾構推進引起附加應力解析解

2.1 考慮不均勻分布及具有軟化特性的摩阻力引起樁基附加應力解

基于Mindlin彈性力學基本解[17]，可得到盾殼上任意一微小單元摩阻力dd引起樁身上任一點 (，，)沿軸及軸的附加正應力?及?，計算模型如圖2所示。求得：

圖2 盾構摩阻力積分示意圖

式中：為盾構軸線埋深，m；為盾構半徑，m；；；為盾殼長度，m。

對式(1)和(2)積分便可求得盾殼摩阻力引起樁基上任一點(，，)沿軸及軸附加應力p?(，，)及p?(，，)：

(4)

由式(1)和(2)可知：盾殼與地層摩阻力的取值對計算結果有重要的影響。魏綱等[13?15]在計算盾殼與地層摩阻力時假定其為一定值，這與實際中盾殼摩阻力非均勻分布的事實不符。由于盾殼與地層摩阻力產生機制與樁基中側摩阻力較為接近，可借鑒樁基中樁身摩阻力進行計算。

根據ALONSO等[16]給出樁?土界面剪力計算公式，盾殼位置摩擦力為

表1 不同土體與光滑鋼材界面摩擦角取值[21]

注：′為土體有效內摩擦角(°)。

張乾青等[18]指出在軟土地層中樁土相對位移超過其極限值后(此值一般在5~25 mm之間)，樁?土界面存在軟化現象。在軟土地層中，盾構掘進，盾殼與地層的摩擦受力機制與樁?土界面較為相似。梁榮柱等[19]指出在軟土地層中應考慮盾殼與軟土地層的摩阻力軟化特性，并給出考慮軟化特性的摩阻力計算 公式：

式中：s為摩阻力軟化系數，即殘余摩阻力sr與極限摩阻力u的比值。張乾青等[20]在大量樁?土位移統計基礎上建議s取值范圍為0.83~0.97。

應該指出的是：在除軟黏土外的土體，如超固結硬粘土、砂土、粉質黏土、角礫等土中，界面軟化效應不明顯，計算中可不考慮。

2.2 考慮擠土效應的盾構刀盤附加推力引起樁基附加應力解

基于Mindlin彈性力學基本解，可求解在任意一微小單元的切口附加推力dd作用下引起樁身任一點沿軸及軸的正應力?，?，刀盤附加推力計算模型如圖3所示。求解得到：

(7)

式中：

。

對式(6)和(7)積分即可得到在切口附加推力作用下樁身上任一點(,,)沿軸及軸方向的附加正壓力p?(，，)及p?(，，)：

(9)

由式(6)和(7)可知：在盾構幾何參數確定的情況下，盾構在已知地層施工，附加推力對地層附加應力有重要的影響。因此，準確估算切口附加壓力尤為重要。在采用土壓平衡盾構機掘進時，王洪新[20]通過理論推導及現場試驗，指出盾構刀盤有明顯的擠土效應，產生較大的接觸附加壓力。魏綱等[21]指出土壓盾構擠土效應將造成鄰近土體被擠開，向遠離盾構方向移動。侯永茂等[22]通過現場試驗進一步驗證了王洪新理論的正確性。而現有研究多數假定盾構刀盤附加壓力為20 kPa[8, 12?15]，忽略了刀盤擠土的效應，低估了刀盤附加壓力引起地層的附加應力。本文考慮土壓平衡盾構擠土效應這一實際情況，根據文獻[20]的理論分析給出盾構刀盤附加接觸應力的計算公式：

而對于泥水平衡盾構而言，開口率幾乎為100%，式(10)右邊第1項為0，因此，正面附加推力可用泥水壓力與側向靜止土壓力之差求得[15]。

2.3 土體損失引起樁基附加應力解

魏新江等[12]基于SAGASETA[24]推導得到隧道施工位移解的基礎上，通過鏡像法求解土體損失引起地層及樁基的附加應力。但是，鏡像法求解過程極其復雜，不利于工程應用。本文采用PINTO等[25]提出的隧道施工引起地層位移解析解，避免了鏡像法解的繁瑣。PINTO等[25]假定土體損失均勻分布，在Sagaseta基礎上提出的隧道施工三維解析解：

(12)

(13)

式中：u，u和u分別為，和方向的位移，m；2D為土體損失(2D=2π)，m3/m；為隧道與周圍土體間隙，m；loss為土體損失率，%；；R為隧道外徑，m；

；

，。

通過彈性力學理論[26]，對各方向位移微分則得到各方向的應變為

根據彈性力學應力應變關系，可求解土體損失作用下樁基附加應力：

(15)

式中：為彈性模量；為剪切剛度。

2.4 盾構施工引起樁基水平附加應力

疊加正面附加推力、盾殼與周圍土體的摩阻力及土體損失引起的及軸方向的附加應力，最終得到盾構掘進過程中引起的及軸方向總附加應力解答：

(18)

把得到的附加應力乘以樁基直徑，就得到樁基在盾構掘進過程中所受到的附加線性荷載：

(20)

式中：p和p分別為和方向樁基受到的附加線荷載，kN/m；D為樁基直徑，m。

3 算例分析

以杭州地鐵二號線某區間土壓平衡盾構為例，分析盾構掘進引起已有樁基水平向附加應力。盾構外徑為6.34 m，機身長為8.68 m。隧道管片為預制鋼筋混凝土管片，管片外徑R為6.20 m，管片壁厚為350.00 mm。區間以軟土地層為主，盾構主要在淤泥質黏土中掘進，盾構軸線位置為14.60 m。地層剖面見圖4(a)，土體相關物理力學參數見表2。距離最近的橋梁樁基與盾構外殼相距僅為1.00 m，樁基礎采用鉆孔灌注施工，樁長p為30.00 m，樁徑p為1.00 m。盾構與樁基平面位置如圖5(b)所示。

(a) 剖面圖；(b) 平面圖

表2 場地主要土層物理力學性能

相關參數取值如下：地層平均不排水彈性模量取11.0 MPa，平均泊松比取0.3，靜止側向土壓力系數0取0.57，盾構與周圍土體界面有效摩擦角′取9°，摩阻力軟化系數s取0.97。由實測地表沉降反算得到土體損失率V為1%，得到土體損失2D為0.30 m3/m。由盾構掘進實測系統得到盾構掘進參數如下：盾構平均掘進速度為=70 mm/min，開口率=40%，閉口條幅數=12，盾構刀盤轉速為=0.168 rad/min，切口切入土體產生的擠壓力取20 kPa。則由式(10)可得：擠土效應引起的切口附加推力為227 kPa。

3.1 刀盤推力引起鄰近樁基附加荷載

在盾構刀盤推力作用下鄰近樁基方向附加荷載p分布如圖5所示。與坐標軸一致，當＞0時，表示刀盤在樁基所在平面后方；當＜0時，表示刀盤在樁基平面前方；當＞0時，在刀盤推力作用下，樁身中部承受附加壓力荷載。附加壓力荷載隨著盾構接近而不斷增大。當刀盤在樁基后方與樁基相距(盾構外徑)時，樁身附加壓力達到最大，最大附加壓力荷載位于與盾構軸線成一致的樁身位置處，其值為19 kN/m。當樁基與盾構刀盤位于同一平面時(=0)，樁基附加壓力為0 kN/m。在刀盤通過樁基后，樁身上部產生壓力荷載，樁身中部位置產生附加拉力荷載，在刀盤遠離樁基，距離為時，拉力荷載達到最大值，之后隨著盾構遠離而逐漸減小。

x：1—4R；2—R；3—0；4—?R；5—?3R；6—4R。

盾構推力作用下鄰近樁基方向附加荷載p?y分布如圖6所示。從圖6可見：刀盤與樁基距離大于4時，樁基方向承受的附加壓力較小，幾乎可以忽略不計；當刀盤與樁基相距時，在樁身中部產生壓力荷載，并在與盾構軸線相同位置處達到峰值8.5 kN/m；當刀盤與樁基位于同一平位置時(=0)，樁基附加荷載為0 kN/m。在刀盤通過樁基1后，與盾構軸線同一位置處，樁基產生拉力荷載并達到峰值?8.5 kN/m。隨著盾構脫開樁身平面(＜?3)，樁身附加荷載幾乎可以忽略不計。

x：1—4R；2—R；3—0；4—?R；5—?3R；6—4R。

1—pq?x；2—pq?y。

在樁身=14.6 m 處，(即與盾構軸線同一水平位置)，刀盤附加推力引起的附加線荷載p和p沿掘進方向分布如圖7所示。由圖7可見：附加線荷載p和p沿掘進方向均呈“S”形分布，在刀盤前方引起附加壓力荷載，而在刀盤后方引起附加拉力荷載。不同的是：附加線荷載p最大值在距盾構刀盤約為的位置，而附加線荷載p最大值位置在盾構前方1 m處。刀盤附加推力引起的兩方向附加線荷載在達到峰值后，迅速衰減，其中方向附加荷載作用范圍為(?6，6)，大于方向作用范圍(?2，2)。

3.2 盾殼摩阻力引起鄰近樁基附加荷載

在盾殼摩阻力作用下鄰近樁基方向附加荷載p?x分布如圖8所示。從圖8可見：當盾構刀盤在樁基后方時，樁身上產生壓力附加荷載，附加荷載呈“正態分布”形態，最大附加壓力荷載值與盾構軸線同一位置，樁身附加壓力荷載大小隨刀盤臨近而增加；當盾構刀盤與樁基位于同一平面時(=0)，樁身附加壓力荷載達到最大值，最大壓力荷載為12.7 kN/m；隨著刀盤遠離，樁基附加壓力荷載減少；當盾尾完全通過樁身后(<－3)，摩阻力在樁身產生拉力荷載，并達到最大拉力荷載位置與盾構軸線一致，最大拉力荷載為12.8 kN/m。在隨著盾構進一步遠離樁基，樁身附加拉力荷載進一步減小。

x：1—4R；2—R；3—0；4—?R；5—?3R；6—4R。

在盾殼摩阻力作用下，鄰近樁基方向附加荷載p?y分布如圖9所示。從圖9可見：當刀盤位于樁基后方時，隨著盾構刀盤接近樁身，盾殼摩阻力引起樁身附加壓力荷載；當刀盤與樁基位于同一平面時(=0)，樁身附加壓力荷載達到最大(3.6 kN/m)，最大附加壓力位于樁身下15 m處，在盾構軸線位置下位置，這是盾殼摩阻力分布不均勻所導致；隨著盾構遠離樁基，附加壓力荷載逐漸減少，當盾尾完全離開樁基時(＜?3)，樁身產生最大拉力荷載，拉力荷載最大值位于樁身17 m處，最大值為?2.8 kN/m；隨著盾尾遠離樁基，附加拉力荷載逐漸減少。

x：1—4R；2—R；3—0；4—?R；5—?3R；6—4R。

1—pf?x；2—pf?y。

在盾構摩阻力作用下，對應于盾構軸線位置(=14.6 m)處樁身附加荷載分布隨盾構掘進過程變化如圖10所示。從圖10可見：方向附加荷載p?x隨刀盤掘進距離呈現“S”分布；刀盤與樁基平面距離?/2處為分界點(為盾構長度)，當＞?/2引起附加壓力荷載，當＜?/2引起附加拉力荷載；當刀盤與樁基位于同一平面時(=0)，附加壓力荷載p?x達到最大值；在盾尾脫開樁基所在平面時(＜?3)，附加拉力荷載到達最大值；而方向附加荷載p?x產生的附加荷載作用范圍及大小較小，其影響可忽略。

3.3 土體損失引起鄰近樁基附加荷載

在土體損失作用下鄰近樁基方向附加荷載p?x隨盾構掘進過程變化較為復雜，其分布如圖11所示。從圖11可見：在盾尾脫離樁基前(＞?3)，附加線荷載沿樁身呈現“之”字形分布，以盾構軸線位置為分界點，在軸線上部樁基承受附加壓力荷載，而軸線下部承受附加壓力荷載，在相對應盾構上部及下部位置，附加壓、拉荷載達到最大值；隨著盾尾的臨近，附加荷載值增大；在盾尾完全脫開樁基平面時(＜?3)，樁身附加荷載產生突變：上部附加壓力荷載轉化為附加拉力荷載，而下部附加拉力荷載轉變為附加壓力荷載。由此可見，在盾尾脫開樁基平面為較為不利工況，易于引起樁身變形及內力突變。

x：1—4R；2—R；3—0；4—?R；5—?3R；6—4R。

z/m：1—11.0；2—14.6；3—18.0。

圖12給出不同樁身位置處附加荷載p的隨盾構推進的變化情況。由圖12可見：樁身=11.0 m(與隧道拱頂同一位置)處附加壓力荷載在刀盤通過樁身平面約2后達到最大值25 kN/m，在盾尾通過樁基平面過程中，附加荷載產生突變，由附加壓力荷載轉化為附加拉力荷載，并在盾構通過約后達到峰值，隨后迅速衰減；在樁身=18.0 m(與隧道拱底位置)處的變化與=11.0 m處變化恰好相反，附加荷載由拉力荷載突變為壓力荷載，其最大值位置均與=11.0 m相同。在盾構軸線位置同一位置處=14.6 m樁身在盾尾通過前產生附加拉力荷載，并在盾尾通過時達到峰值，隨后隨著盾尾通過2后，變成附加拉力荷載。

在土體損失作用下鄰近樁基方向附加荷載p?y分布如圖13所示。由圖13可見，在盾尾脫開樁基平面前(＞?3)樁身附加荷載p?y數值較小，在盾構脫開樁基所在平面后(＜?3)，作用在樁身附加荷載突然增大，最大附加壓力及拉力荷載值分別對應于=13 m及=16 m位置。圖14所示為樁身不同位置處由土體損失引起附加荷載隨盾構推進變化。由圖14可見：隨著盾尾脫離樁基所在平面附加荷載迅速增大，其中最大附加壓力荷載及附加拉力荷載達到261 kN/m 及?228 kN/m。這將引起樁身產生大的撓度及彎矩。LEE等[9]通過離心試驗發現在土體損失作用下，隧道拱底及拱底位置的樁身產生正負彎矩值達到最大。CHENG等[27]通過位移控制有限元分析得到相似的結果。因此，在盾構剛脫離樁基所在平面時，樁基將承受較大的彎矩及剪力作用，為最不利工況，在實際施工過程可以通過注漿等手段嚴格控制土體損失對樁基的不良影響。

x：1—4R；2—R；3—0；4—?R；5—?3R；6—4R。

z/m：1—13.0；2—14.6；3—16.0。

3.4 各個因素共同作用下樁基附加荷載

疊加上述各個因素可以得到在盾構施工過程中刀盤附加推力、盾殼摩阻力及土體損失共同作用下樁基方向附加荷載分布，結果如圖15所示。從圖15可見：刀盤在樁身水平面后方時，樁身受附加壓力荷載作用；在=位置，樁身中部附加荷載達到最大值(約20 kN/m)；隨著盾構遠離樁基，樁身附加壓力荷載轉化為附加拉力荷載，在盾尾剛通過樁基時(=?3)，樁身附加拉力荷載達到最大值?48 kN/m，最大附加荷載位于盾構軸線附近。隨著盾構進一步遠離樁身，樁身附加拉力荷載逐漸減小。

隨盾構掘進各因素對樁身=14.6 m處附加荷載p的影響如圖16所示。由圖16可見：在盾構到達前附加荷載以壓力荷載為主，而隨著切口通過后，附加荷載變為壓力荷載。由于各個因素在盾尾通過后均引起樁基附加拉力荷載，其值大于刀盤到達前引起的附加壓力荷載，因此，為最不利工況。

x：1—4R；2—R；3—0；4—?R；5—?3R；6—4R。

1—推力；2—摩阻力；3—土體損失；4—共同作用。

圖17所示為盾構掘進過程樁身附加荷載p的分布情況，各因素作用下對樁身為13 m和16 m處附加線荷載的影響如圖18所示。對比圖17與圖18可知：在盾尾通過后(＜?3)，道土體損失率為附加線荷載p的主導因素；在與隧道拱頂線附近位置處的樁身截面上方產生較大的附加壓力荷載，而與隧道拱底線附加位置處產生較大的附加拉力荷載。因此，在盾尾通過樁基平面為最不利工況，樁身將產生較大的撓曲變形、剪力及彎矩，嚴重情況下將引起樁身失穩。

x：1—4R；2—R；3—0；4—?R；5—?3R；6—4R。

1—推力；2—摩阻力；3—土體損失；4—共同作用。

4 結論

1) 鄰近樁基所受到附加荷載的大小及方向與盾構相對位置密切相關。在方向上，盾構到達前樁基受到以壓力為主的附加荷載，隨著盾構刀盤遠離樁基所在平面，樁身產生拉力荷載。在方向上，樁身附加荷載水平由土體損失產生的附加荷載主導，在盾尾通過樁基所在平面時，樁身在對應隧道拱底、拱底位置分別產生較大的附加壓力、拉力荷載，將會導致樁基產生較大撓曲變形及剪力，為最不利工況。

2) 進一步考慮在土壓平衡盾構刀盤在掘進過程中，刀盤的擠土效應，及盾殼摩阻力不均勻分布及軟化特性的情況，使得計算結果更加貼近盾構施工實際情況。

3) 盾構掘進過程中引起鄰近樁基的附加荷載研究，是進一步研究盾構施工過程樁基內力及變形響應的理論基礎，亦可為盾構掘進鄰近樁基保護提供理論依據。本研究僅在均質地層條件下討論盾構掘進對鄰近樁基的附加荷載的影響，可進一步推廣到非均質地層中。

[1] CHEN L, POULOS H G, LOGANATHAN N. Pile responses caused by tunneling[J]. Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering, 1999, 125(3): 207?215.

[2] HUANG M, ZHANG C, LI Z. A simplified analysis method for the influence of tunneling on grouped piles[J]. Tunnelling and Underground Space Technology, 2009, 24(4): 410?422.

[3] 黃茂松, 張陳蓉, 李早. 開挖條件下非均質地基中被動群樁水平反應分析[J]. 巖土工程學報, 2008, 30(7): 1017?1023. HUANG Maosong, ZHANG Chenrong, LI Zao. Lateral response of passive pile groups due to excavation-induced soil movement in stratified soils[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2008, 30(7): 1017?1023.

[4] 章榮軍, 鄭俊杰, 蒲訶夫, 等. 基于?曲線分析隧道開挖對鄰近單樁的影響[J]. 巖土工程學報, 2010, 32(12): 1837?1845. ZHANG Rongjun, ZHENG Junjie, PU Hefu, et al. Response of adjacent single pile due to tunneling based on-curve[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2010, 32(12): 1837?1845.

[5] ZHANG R J, ZHENG J J, ZHANG L M, et al. An analysis method for the influence of tunneling on adjacent loaded pile groups with rigid elevated caps[J]. International Journal for Numerical and Analytical Methods in Geomechanics, 2011, 35(18): 1949?1971.

[6] 孫慶, 楊敏, 汪浩, 等. 基于?曲線法分析隧道開挖條件下鄰近樁基的水平反應[J]. 巖土工程學報, 2012, 34(11): 2100?2107. SUN Qing, YANG Min, WANG Hao et al. Tunnelling-induced lateral response of adjacent piles based on-curve[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2012, 34(11): 2100?2107.

[7] 李永盛, 黃海鷹. 盾構推進對相鄰樁體力學影響的實用計算方法[J]. 同濟大學學報(自然科學版), 1997, 25(3): 274?280.LI Yongsheng, HUANG Haiying. Computation of mechanical effects on adjacent piles by shield excavation[J]. Journal of Tongji University (Natural Science), 1997, 25(3): 274?280.

[8] 魏綱, 魏新江, 丁智, 等. 頂管推進對鄰近樁基的影響分析[J]. 巖土力學, 2006, 27(S): 849?854. WEI Gang, WEI Xinjiang, DING Zhi, et al. Analysis of influence of pipe jacking construction on adjacent piles[J]. Rock and Soil Mechanics, 2006, 27(S): 849?854.

[9] LEE C J, CHIANG K H. Responses of single piles to tunneling-induced soil movements in sandy ground[J]. Canadian Geotechnical Journal, 2007, 44(10): 1224?1241.

[10] NG C W W, LU H, PENG S Y. Three-dimensional centrifuge modelling of the effects of twin tunneling on an existing pile[J]. Tunnelling and Underground Space Technology, 2013, 35(4): 189?199.

[11] NG C W, LU H. Effects of the construction sequence of twin tunnels at different depths on an existing pile[J].Canadian Geotechnical Journal, 2014, 51(2): 173?183.

[12] 魏新江, 洪杰, 魏綱. 雙圓盾構施工引起鄰近樁基附加荷載的分析[J]. 巖土力學, 2013, 34(3): 783?790. WEI Xinjiang, HONG Jie, WEI Gang. Analysis of additional load on adjacent pile foundation induced by double-O-tube shield tunnel construction[J]. Rock and Soil Mechanics, 2013, 34(3): 783?790.

[13] 魏綱, 徐日慶. 軟土隧道盾構法施工引起的縱向地面變形預測[J]. 巖土工程學報, 2005, 27(9): 1077?1081.WEI Gang, XU Riqing. Prediction of longitudinal ground deformation due to tunnel construction with shield in soft soil[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2005, 27(9): 1077?1081.

[14] 唐曉武, 朱季, 劉維, 等. 盾構施工過程中的土體變形研究[J]. 巖石力學與工程學報, 2010, 29(2): 417?422. TANG Xiaowu, ZHU Ji, LIU Wei, et al. Research on soil deformation during shield construction process[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2010, 29(2): 417?422.

[15] 林存剛, 張忠苗, 吳世明, 等，軟土地層盾構隧道施工引起的地面隆陷研究[J]. 巖石力學與工程學報, 2011, 30(12): 2583?2590.LIN Cungang, ZHANG Zhongmiao, WU Shiming, et al. Study of ground heave and subsidence induced by shield tunnelling in soft ground[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2011, 30(12): 2583?2590.

[16] ALONSO E E, JOSA A, LEDESMA A. Negative skin friction on piles: a simplified analysis and prediction procedure[J]. Geotechnique, 1984, 34(3): 341?357.

[17] POTYONDY J G. Skin friction between various soils and construction materials[J]. Geotechnique, 1961, 11(4): 339?353.

[18] 張乾青, 李術才, 李利平, 等. 考慮側阻軟化和端阻硬化的群樁沉降簡化算法[J]. 巖石力學與工程學報, 2013, 32(3): 615?624. ZHANG Qianqing, LI Shucai, LI Liping. Simplified method for settlement prediction of pile groups considering skin friction softening and end resistance hardening[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2013, 32(3): 615?624.

[19] 梁榮柱, 夏唐代, 林存剛, 等. 軟土地區盾構施工引起地表及深層土體水平位移研究[J]. 巖石力學與與工程學報, 2015, 34(3): 583?593.LIANG Rongzhu, XIA Tangdai, LIN Cungang, et al.Analysis on ground surface displacement and horizontal movement of deep soils induced by shield advancing[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2015, 34(3): 583?593.

[20] 王洪新. 土壓平衡盾構刀盤擠土效應及刀盤開口率對盾構正面接觸壓力影響[J]. 土木工程學報, 2009, 42(7): 113?118. WANG Hongxin. Effect of cutterhead compressing the front soil and influence of head aperture ratio on contact pressure of EPB shield to the front soil[J]. China Civil Engineering Journal, 2009, 42(7): 113?118.

[21] 魏綱, 黃志義, 徐日慶, 等. 土壓平衡盾構施工引起擠土效應研究[J]. 巖石力學與工程學報, 2005, 24(19): 3522?3528. WEI Gang, HUANG Zhiyi,XU Riqing, et al. Study on soil- compacting effects induced by earth pressure balance shield construction[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2005, 24(19): 3522?3528.

[22] 侯永茂, 楊國祥, 葛修潤, 等. 超大直徑土壓土壓平衡盾構土艙壓力和開挖面水土壓力分布特性研究[J]. 巖土力學, 2012, 33(9): 2713?2718. HOU Yongmao, YANG Guoxiang, GE Xiurun, et al. study of distrubiton properties of water and earth pressure at excavation face and in chamber of earth pressure balance shield with super-large diameter[J]. Rock and Soil Mechanics, 2012, 33(9): 2713?2718.

[23] 楊敏, 趙錫宏. 分層土中的單樁分析[J]. 同濟大學學報(自然科學版), 1992, 20(4): 421?428. YANG Min, ZHAO Xihong. An approach for a single pile in layered soil[J]. Journal of Tongji University (Natural Science), 1992, 20(4): 421?428.

[24] SAGASETA C. Analysis of undrained soil deformation due to ground loss[J]. Geotechnique, 1987, 37(3): 301?320.

[25] PINTO F, WHITTLE A J. Ground movements due to shallow tunnels in soft ground. I: analytical solutions[J]. Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering, 2013, 140(4):04013040-1-17.

[26] TIMOSHENKO P, GOODIER J N. Theory of elasticity[M]. New York: McGrawHill, 1970: 5?90.

[27] CHENG C Y, DASARI G R, CHOW Y K, et al. Finite element analysis of tunnel-soil-pile interaction using displacement controlled model[J]. Tunnelling and Underground Space Technology, 2007, 22(4): 450?466.

(編輯 陳愛華)

Analysis on lateral additional loads on adjacent pile induced by shield advancing

ZHANG Runfeng1, 2, LIANG Rongzhu3, ZHANG Xianmin1, 2

(1. College of Civil Aviation, Nanjing University of Aeronautics and Astronautics, Nanjing 210016, China;2. Airport College, Civil Aviation University of China, Tianjin 300300, China;3. Research Center of Coastal and Urban Geotechnical Engineering, Zhejiang University, Hangzhou 310058, China)

The analytical solutions of the lateral additional loads on adjacent pile induced by shield advancing process were derived on the basis of Mindlin’s solutions and the basic theory of elasticity. The proposed analytical solutions take full accounts of the additional thrust induced by compacting effects of the bulkhead, non-uniform distributed shield shell friction forces with softening property in soft soil ground and soil loss caused by shield over-excavation. The proposed solutions were verified by sample analysis. The analyzed results indicate that on the-direction, the adjacent pile suffers additional pressure when the shield is approaching. During the passing of the bulkhead of the shield, the additional squeeze pressure transforms into additional tension pressure. Its values reach the maximum as the shield tail just leaves the pile. On the other hand, the soil loss is the main reason to generate the additional loads on the pile on-direction. In particular, the depths of pile shaft that corresponds to the tunnel crown and invert lines level support lager magnitude of additional squeeze pressure and tension loads, respectively, which lead to excessive deflection, bending moments and shears on the pile shaft. Therefore, it is the most adverse condition for shield advancing an adjacent pile foundation.

shield tunnel; thrusts; shield shell friction forces; soil loss; additional loads; pile foundation

10.11817/j.issn.1672?7207.2017.02.027

TU455

A

1672?7207(2017)02?0473?11

2016?03?15；

2016?06?29

國家自然科學基金資助項目(41472284，U1234204)(Projects(41472284, U1234204) supported by the National Natural Science Foundation of China)

張潤峰，博士研究生，從事道路與鐵道工程研究；E-mail：cauczrf@126.com