盾構穿切過程中單樁復合地基動態響應的研究

曾 力， 劉一帆， 李明宇, *， 靳軍偉， 楊 瀟， 馬世舉

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

0 引言

在城市地下空間開發采用盾構法施工時，往往因空間環境復雜，導致盾構掘進需要直接穿切樁體通過既有建(構)筑物。目前，盾構直接穿切樁體的研究主要關注點在于盾構刀具切削樁體的效果，因為大量實際工程中往往會因刀具選型和布置不當、施工參數設置不合理，導致刀具磨耗增加、盾構卡滯、長時間強烈振動下樁身和周圍土體破壞嚴重等。針對所出現的問題，李宏波[1]著重分析刀具損傷規律； 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； 汪衛軍等[4]、陳海豐等[5]分析切樁過程中掘進參數的變化特征。除了上述研究外，另一個關注點在于盾構穿切樁體后對樁基承載力的影響，主要從樁側摩阻力、樁身軸力和基礎沉降3方面體現樁基承載力的變化特征。目前涉及盾構直接穿切樁基的案例較少，相關研究有： Ong等[6]、許華國等[7]、王飛[8]、唐仁等[9]、李景茂等[10]通過室內、現場試驗和數值模擬，分別研究盾構刀盤刀具切削混凝土的效果、切樁過程中的刀具磨損、盾構切削樁基后殘樁的沉降及承載力計算、盾構下穿對鄰近樁基的影響。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、基于Pasternak地基模型采用有限差分法求解隧道側穿既有樁基力學響應的理論表達式、用2階段理論研究新建隧道下穿既有結構對既有結構的受力和變形的影響等相關計算方法。

上述是目前國內外有關盾構直接穿切樁基的相關研究現狀，而針對盾構直接穿切復合地基的相關研究尚存在較大空白。首先，有關盾構直接穿切樁基全過程中樁承載力變化特征的研究較少，與側穿、下穿樁基問題不同，盾構穿切對樁承載力的削弱體現在以下方面： 1)刀具切削破除部分樁體后，導致樁長變短，僅保留殘樁的摩阻力； 2)刀具和刀盤切削樁體的振動力，會使樁和樁周土之間的相互作用力減弱，導致殘樁側阻力下降； 3)刀盤切樁時的水平卸荷和頂推作用，會使樁身產生附加彎矩和傾斜，嚴重時會導致樁體局部破碎； 4)在設計制造盾構時，為減小盾構殼與周圍土層的摩擦力，會使盾構刀盤外徑略大于盾構殼體外徑，兩者之間的建筑空隙如不及時注漿填充，會削弱殘樁樁端的承載力； 5)刀具切樁歷時相比切土更長，長時間對開挖面區域土體擾動，會降低土的強度，乃至破壞土的結構，進而削弱土的承載力。上述這些作用耦合后，勢必使樁基承載力下降，基礎沉降增大。而目前國內外鮮見有針對每個作用效果的研究。

與樁基相比，復合地基就是在天然地基處理過程中部分土體得到增強或置換，或在天然地基中設置加筋材料，由基體(天然地基土體)和增強體2部分組成的人工地基。在設計復合地基承載力時，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的，而樁與土分擔荷載比例又通過基礎下的碎石墊層來協調。這樣一來，盾構穿切復合地基過程中，除了考慮盾構穿切對樁承載力的上述影響外，還需考慮地層損失對樁與土之間相互作用的影響，而目前針對這些內容鮮有研究，也未見對現象背后機制的討論及相關計算理論的探索。

本文依托鄭州市地鐵5號線農業東路站—心怡路站區間盾構切樁工程，通過現場試驗和數值模擬，初步探究盾構穿切復合地基過程中反映復合地基承載力變化的基礎累計沉降、樁土應力比、樁身軸力和樁側摩阻力的變化規律，并詮釋此種工況下樁與土之間的協同變形機制。

1 現場試驗方案設計

1.1 依托工程背景

該工程所處鄭州市，為鄭州地鐵5號線農業東路站—心怡路站區間隧道工程。鄭州地鐵5號線主干道及研究場地位置如圖1所示。隧道采用盾構法施工，施工期間盾構將直接穿切水泥土復合地基，整個穿切過程中未對既有房屋和地基進行加固處理。樁與隧道相對位置如圖2所示。隧道與既有房屋的平面夾角為22°，被穿越房屋為7層砌體結構，含有半地下室，房屋基礎為條形基礎，基礎材料為C30混凝土。基礎下方鋪設C10素混凝土墊層，其厚度為100 mm。水泥土樁復合地基中，褥墊層由厚度為200 mm的級配砂石組成，以減少基礎底面的應力集中，調整樁土水平荷載的分擔，保證樁、土共同承擔荷載。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，水泥等級為32.5，直徑為500 mm，樁間距為950 mm，有效樁長為11 m。

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

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

盾構隧道上覆土厚度為12.1～13.5 m，采用直徑為6 420 mm土壓平衡盾構，盾殼長6 m，開口率為38%。盾構切樁長度為2.6～3.7 m，管片外徑為6.2 m，內徑為5.5 m，壁厚為0.35 m，穿切復合地基段。管片寬度為1.5 m，材料為C50混凝土，采用錯縫拼裝方式。盾構切樁長度為3～4 m，下穿房屋段共計切削175根樁，占砌體房屋復合地基總樁數的16%。

1.2 現場試驗細化方案

為了探究復合地基持荷狀態下，盾構切樁對復合地基承載性狀的影響，在確保盾構順利完成切樁掘進施工的同時，盡可能減小盾構穿切對既有房屋結構和基礎的不利影響。在盾構切削樁基前，選取距離砌體結構房屋18 m外的臨時停車場，開展水泥土單樁復合地基靜載試驗和盾構穿切水泥土單樁復合地基現場試驗。

1.2.1 土體物理力學參數

地面監測點及切樁位置如圖3所示。現場試驗主要研究盾構穿切全過程中地表累計沉降和樁土應力比的變化規律。試驗方案設計中，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計參數與實際工程中相同，僅是樁長設為15.6 m，擬切除樁長約3.07 m。土體性質參數如表1所示。

圖3 地面監測點及切樁位置圖(單位： m)Fig. 3 Ground monitoring point and pile cutting position (unit: m)

表1 土體性質參數Table 1 Soil properties

1.2.2 監測元件布置與安裝

試驗中，垂直隧道軸線方向，共布設9個沉降監測點。各測點間距見圖3。此外，利用電阻應變式位移傳感器在加載板上也布設4個沉降監測點，利用位移計測量加載板的沉降量，以計算和分析加載板中心的沉降量。土壓力盒與位移計布置如圖4所示。布點時沖擊鉆在地面上打10 cm孔，孔深約30 cm，清除孔內渣土，插入1 m長光圓鋼筋，鋼筋頭低于地面約5 cm，鋼筋頭周圍填細砂，然后加蓋保護蓋，防止孔內進渣土和人為踩踏，破壞測點或降低監測精度。

(a) 土壓力盒與位移計平面布置(單位： mm) (b) 土壓力盒現場埋設圖4 土壓力盒與位移計布置圖Fig. 4 Layout of earth pressure box and displacement gauge

利用1、2、3土壓力盒傳感器對褥墊層下方樁頂和樁間土的壓力進行監測，用此監測數據來計算分析切樁過程的樁土應力比。土壓力傳感器直徑為100 mm，厚度為24 mm，量程為0.1 MPa，廠家給定的標定系數分別為1.708×10-3、2.967×10-4、2.969×10-4。土壓力傳感器布設前先切除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；再在槽內布設細砂，將土壓力傳感器感應面向下放入槽內，保證其與樁頂面平齊；最后鋪設2 cm細砂找平和鋪設褥墊層，褥墊層厚度為60 mm。樁間土上的土壓力傳感器布設方法與樁頂布設方法相似。

1.2.3 監測元件的監測時長及加載系統

土壓力盒和位移計監測頻率如表2所示。

表2 土壓力盒和位移計監測頻率Table 2 Monitoring frequency of earth pressure box and displacement gauge

根據GB 50009—2012《建筑結構荷載規范》的規定，水泥土單樁復合地基靜載荷試驗最大加載量近似取Qmax=90.25 kN，堆載配重為2Qmax。試驗時分10級加載，首級荷載為最大加載量的5%，采用分級慢速加載方法，每級荷載讀數頻率為0.5 h，當同級荷載中1 h內承壓板累計沉降變化量小于0.1 mm時，開始施加下一級荷載。現場試驗加載示意和現場照片如圖5所示。

(a) 現場試驗加載布置示意

2 盾構穿切單樁復合地基模擬建模

考慮到水泥土樁成樁時插入鋼筋應力計操作難度大，鋼筋計難定位，導致測量精度無法滿足試驗要求，通過數值模擬分析，在試驗基礎上對樁側摩阻力和樁身軸力在盾構穿切復合地基整個過程中的變化規律進行補充討論。

2.1 模型尺寸及本構模型

根據相關研究，模型尺寸設置如下： 橫向(沿X軸方向)長度為60 m(10D，D為隧道直徑)，縱向(沿Y軸方向)長度為24 m(4D)，深度(沿Z軸方向)為32 m(2倍樁長)。三維有限模型尺寸如圖6所示。模型本構遵循修正摩爾-庫侖準則，加載板褥墊層、水泥土單樁、盾殼、管片、注漿層用線彈性本構模型。加載板和褥墊層選用實體單元，樁體選用梁單元，盾殼、管片和注漿層選用殼單元。采用荷載傳遞法簡化模擬樁—土間的荷載傳遞，該方法將水泥土樁沿樁長方向離散成若干個彈性單元，并假定樁體上任一點位移只與該點的側摩阻力有關，然后用獨立的非線性彈簧來模擬土層與樁體單元間的相互作用，用Midas有限元軟件設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 材料參數選取及邊界條件

參照有關研究[14-16]對水泥土樁和褥墊層的材料參數進行選取，模型中盾殼質量按照實際質量根據體積比進行折算，其彈性模量與泊松比參照文獻[17-19]取值。管片采用C50混凝土，模擬中忽略接縫對管片剛度的影響。本模型采用等效均質圓環法模擬盾尾注漿層，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對地層的擾動程度等一系列影響，用等效后的均質線彈性殼單元(即等代層單元)進行模擬，單元厚度為0.11 m。“等效均質圓環法”模擬注漿層如圖7所示。根據方勇等[20]的研究成果，本文在進行有限元數值計算時，為不同位置處的注漿層設置不同的材料參數，即： 脫出盾尾后1環注漿層彈性模量取1 MPa，脫出盾尾后2環注漿層彈性模量取10 MPa，脫出盾尾后3環注漿層彈性模量取20 MPa，脫出盾尾3環以上注漿層彈性模量取40 MPa。以近似模擬考慮注漿層凝結硬化的時間過程，即： 將注漿層分為短時注漿層和凝結后注漿層。注漿層凝結硬化模擬如圖8所示。復合地基和隧道模擬參數如表3所示。注漿層參數如表4所示。建模時地表面不設約束，除此之外，其他模型邊界僅設置法向約束。

圖7 “等效均質圓環法”模擬注漿層Fig. 7 Grouting layer simulated using equivalent homogeneous ring method

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

表3 復合地基和隧道模擬參數表Table 3 Structure parameters

表4 注漿層參數Table 4 Grouting layer parameters

2.3 模擬工序簡介

根據“剛度遷移法”，通過逐步改變各環管片材料屬性，模擬盾構31環掘進開挖過程，即31個施工步，通過鈍化每環土體單元，并逐步激活盾殼單元、開挖面壓力，待開挖6 m后，增加管片脫離盾尾過程的模擬，逐步激活管片、等代層單元和注漿壓力。通過“殺死”樁的梁單元、樁與土體之間的接觸單元模擬刀盤切樁效果。典型工況說明如表5所示。

表5 典型工況說明Table 5 Description of typical working conditions

3 現場試驗與數值模擬數據分析

本文將盾構切樁下穿水泥土單樁復合地基施工全過程劃分為6個階段，各個階段及對應的名稱如下： Ⅰ階段(盾構切樁前)、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)、Ⅵ階段(盾構遠離殘樁復合地基)。下文將圍繞這6個階段對地表橫斷面沉降、加載板中心沉降、樁土應力比、樁身水平位移、樁身軸力以及側摩阻力展開分析。

3.1 地表橫斷面沉降

地表累計沉降對比曲線如圖9所示。可以看出： 1)隨著盾構掘進開挖施工的進行，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)，水泥土單樁復合地基最大沉降值位于其基礎中心點處，大小為-33.3 mm； 2)Ⅰ—Ⅲ階段(對應圖中S7—S13)，由于盾構切樁對土體及樁體的持續擾動，使得地表沉降槽逐漸加深； 3)Ⅳ—Ⅴ階段(對應圖中S18—S22)，盾構切樁完成，同步注漿補充盾尾間隙，地表沉降量持續增大； 4)Ⅵ階段，盾構施工對復合地基的影響逐漸消散，地層沉降趨于穩定。

圖9 地表累計沉降對比曲線Fig. 9 Surface cumulative settlement curves

通過對比施工步S18(盾構刀盤距復合地基樁體+6.75 m/殘樁脫離盾尾復合地基)和S22(盾構刀盤距復合地基樁體+15.75 m/脫離殘樁盾尾1.125D)現場試驗和數值模擬的地表沉降數據，發現二者的規律基本一致，均呈正態分布，且最大沉降量近似相同。存在的沉降量數值上的偏差可能是由于現場試驗測量儀器的誤差以及現場試驗施工環境等不可控因素所引起的。因此，采用有限元數值模擬分析盾構切樁下穿對水泥土單樁復合地基承載性狀的影響是可行的。

3.2 加載板中心沉降

加載板中心累計沉降變化曲線如圖10所示。可以看出： 1)現場試驗加載板中心沉降量與數值模擬加載板中心沉降量規律大致相同，二者沉降整體呈增加的趨勢; 2)單樁加載板中心點沉降隨盾構的向前推進而變化，Ⅰ階段，由于距離樁體較近，且盾構隧道掌子面壓力與地層壓力不平衡，使得地層產生朝向掌子面的位移，引起地表較為明顯的沉降，這一階段產生的沉降量占最大沉降值的20%左右; 3)Ⅱ—Ⅴ階段，盾構切樁的施工作用會對地層產生較大的擾動，沉降速率顯著增加，沉降量占最大沉降值的60%; 4)Ⅵ階段，盾構逐漸遠離殘樁復合地基的范圍，盾構施工對于復合地基的影響逐漸消散，地層沉降逐漸趨于穩定，該階段產生的沉降量占最大沉降值的20%。

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

數值模擬與現場試驗產生的加載板累計沉降的差值主要是現場試驗中刀具切樁歷時時間較長，長時間對開挖區域土體進行擾動，并且刀盤在切樁的過程中刀盤振動也會對土體產生一定的擾動，會降低土體的強度，導致加載板的沉降值偏大。由此可見，加載板中心的沉降主要發生在刀盤切樁—同步注漿層凝結與硬化階段，實際工程中需重點控制該階段間產生的沉降變形。

3.3 樁土應力比

3.3.1 樁土應力比的概念及分析階段

樁土應力比是樁頂的平均應力與樁間土表面的平均應力的比值，反映了樁和土分擔上部力的比值，是評價復合地基工作效率以及反映復合地基工作狀態的一個重要參數，研究切樁過程中的樁土應力比可以反映和評價復合地基的工作狀態及工作性能，分析切樁對復合地基承載力的影響。

單樁樁土應力比對比曲線如圖11所示。可以看出: 1)盾構切樁下穿水泥土單樁復合地基施工全過程期間，水泥土單樁復合地基樁土應力比數值模擬結果與現場試驗結果規律具有較好的一致性，均整體呈現“拋物線”形變化規律; 2)Ⅰ階段、Ⅱ階段、Ⅲ階段、Ⅳ階段這4個階段樁土應力比呈下降趨勢，Ⅴ階段、Ⅵ階段這2個階段樁土應力比呈上升趨勢。

圖11 單樁樁土應力比對比曲線Fig. 11 Comparison curves of pile-soil stress ratio of single pile

3.3.2 樁土應力比變化規律

對各個階段復合地基樁土應力比的變化規律進行詳細分析可得： 1)Ⅰ階段，該階段樁土應力比的變化主要與盾構千斤頂推力有關，當盾構千斤頂推力大于掌子面壓力時，開挖面前方土體受擠壓，使得樁體周圍土體更加“貼合”樁體，增大了樁側摩阻力，提高了復合地基樁體的承載力，使樁土應力比n增大；當千斤頂推力小于掌子面壓力時，開挖面前方土體產生向土壓力倉內流動的趨勢，樁周圍土體脫離樁體，此時樁側摩阻力減小，復合地基樁體的承載力降低，樁土應力比n減小；施工過程中在保證開挖面穩定的情況下，該階段樁土應力比變化不大。2)Ⅱ階段，該階段受盾構切樁和刀盤切樁產生微振動的影響，會造成殘樁樁端附近土體擾動較大，降低樁側摩阻力，使得樁土應力比n進一步減小。3)Ⅲ階段，切樁完成后，盾構機體通過殘樁復合地基時，對樁體和地層持續擾動，受其影響下樁和樁間土的沉降變形持續增加，樁土應力比相應減小。4)Ⅳ階段，由于盾尾空隙的存在，盾構盾尾脫離殘樁復合地基時，會使殘樁復合地基迅速下沉，樁土應力比n持續下降。5)Ⅴ階段，同步注漿逐漸填充盾尾間隙，注漿壓力會減緩樁體的沉降，同時增加樁端承載力，樁間土承擔的荷載向樁體轉移，使樁土應力比n呈增大趨勢。6)Ⅵ階段，隨著注漿漿液的凝結硬化，樁端阻力逐漸增大，樁的沉降速率減小，樁間土固結壓縮變形仍持續增加，導致上部荷載逐步從樁間土頂向樁頂轉移，使得樁土應力比n持續增大。

3.4 樁身水平位移

在盾構切削復合地基掘進施工時，樁體產生的位移和變形主要以樁身Y方向(盾構掘進方向)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千斤頂推力的影響,當盾構千斤頂推力大于掌子面壓力時，開挖面前方土體受擠壓，使得樁體下部(50%～100%樁長范圍)出現沿Y軸正方向的位移，樁體上部(0～50%樁長范圍)出現沿Y軸負方向的位移；當盾構千斤頂推力小于掌子面壓力時，開挖面前方土體產生向土倉內流動的趨勢，使得樁體下部出現沿Y軸負方向的位移，樁身呈現出明顯的彎曲變形。2)Ⅱ階段，受盾構千斤頂推力、刀盤轉矩等施工荷載的影響，樁身位移整體指向Y軸負方向，樁體上部位移略大于樁體下部位移量，樁身變形表現為撓曲變形。3)Ⅲ階段，盾體與復合地基間的摩擦力對樁體持續擾動，受其影響下樁體上部位移量沿Y軸負方向進一步增大，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，導致樁身上部呈現傾斜變形，樁身下部呈現彎曲變形。5)Ⅴ階段，同步注漿開始填充盾尾建筑空隙，注漿壓力減緩樁體沉降，樁身變形逐漸呈現傾斜變形。6)Ⅵ階段，注漿漿液凝結硬化后，樁的沉降速率減小，樁間土固結壓縮變形逐漸增加，樁身變形持續為傾斜變形。

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

3.5 樁身軸力和樁側摩阻力

盾構施工造成了地層變形，進一步影響著樁體的變形規律，從而使得樁身軸力和樁側摩阻力得到改變。樁身軸力和樁側摩阻力曲線如圖13所示。可以看出: 1)盾構切削水泥土單樁復合地基全過程中，水泥土樁的樁身上部(0～50%樁長范圍)軸力變化較小;樁身下部(50%～100%樁長范圍)軸力變化較大，水泥土樁0～19%樁長范圍內側摩阻力變化較小;樁身19%～100%樁長范圍內側摩阻力變化較大。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，使拱頂上方土體產生較大的朝向隧道內的位移，樁身周圍的正摩阻力逐漸減小，直至出現較大的負摩阻力，進而引起樁身軸力的增加，降低了樁體的承載性能。3)Ⅱ階段，樁身應力重新分配，樁身出現2個中性點，第1個中性點位于樁身約-3 m處，第2個中性點位于樁身約-10 m處，上部中性點處于受壓狀態，下部中性點處于受拉狀態，表現為中性點以上為正摩阻力，中性點以下為負摩阻力，中性點附近樁體處于受拉狀態。4)Ⅲ階段，盾構盾體通過殘樁復合地基，盾構盾體填充了開挖地層，抑制了下部地層和復合樁體的位移，樁側摩阻力略有減小，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，樁體下部負摩阻力進一步增加。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，樁體下部負摩阻力逐漸減小，正摩阻力逐漸增大。7)Ⅵ階段，漿液凝結硬化后，樁間土固結壓縮變形逐漸增加，水泥土復合地基達到新的受力平衡，樁身側摩阻力比切樁前要大。

(a) 樁身軸力

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

4 結論與建議

本文通過有限元模擬還原現場盾構切削單樁復合地基試驗工況，將現場試驗結果與數值模擬結果進行對比，驗證了本文數值模擬方法的合理性，并進一步深化分析了數值模擬內容。主要結論與建議如下。

1)盾構切削樁基前，由于盾構刀盤距離樁體較近，且盾構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階段會產生較大的地層擾動，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%；遠離殘樁復合地基，加載板中心沉降量值占最大沉降量值的20%。

2)樁土應力比隨著切樁施工過程先減小后增大，在盾構切樁前、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、盾構遠離殘樁復合地基等各個階段的增幅比例分別為-8%、-16%、-53%、3%、25%、66%。

3)盾構切樁前，樁身Y方向的位移主要受千斤頂推力的影響，樁身會呈現出明顯的彎曲變形；刀盤切樁—盾體穿越殘樁階段時，樁體受盾構千斤頂推力、刀盤轉矩等施工荷載的影響，樁身呈現出明顯的撓曲變形；盾體脫離殘樁—殘樁脫離盾尾階段，盾尾空隙的存在會使得樁身下部迅速沉降，導致樁身上部出現傾斜，樁身下部仍呈現彎曲，隨著同步注漿漿液的凝結硬化，樁的沉降速率減小，樁間土逐漸固結，樁身變形持續為傾斜變形。

4)盾構切樁前，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，使拱頂上方土體產生較大的朝向隧道內的位移，樁身下部出現較大的負摩阻力，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，樁長變短，樁身應力重分配，樁身出現2個中性點，第2個中性點以上為正摩阻力，樁體處于受壓狀態，中性點以下為負摩阻力，樁體處于受拉狀態；盾體脫離殘樁—殘樁脫離盾尾，盾尾空隙使得樁體迅速沉降，下部負摩阻力進一步增加，隨著漿液的填充凝結，樁體下部負摩阻力逐漸減小，正摩阻力逐漸增大。

5)盾構切樁下穿時，穩定土艙壓力、增大同步注漿量、提高刀盤轉速更有利于控制復合地基樁體沉降變形，但提高刀盤轉速容易導致刀具崩刃、脫焊或刀盤卡死等情況發生，在盡可能保證刀盤刀具切樁安全的情況下可以適當提高刀盤轉速來控制復合地基樁體沉降變形；而盾構脫離樁體后，不應大幅度調整施工參數，適當增大刀盤壓力和千斤頂推力，保持刀盤轉矩、刀盤轉速、同步注漿量和掘進速度不變，更有利于控制復合地基樁體沉降。本文研究的切樁規律是否能夠適應不同的地質條件，還需要進一步研究。