戴治恒, 張孟喜, 魏 輝, 顧 婕, 張曉清

(1.上海大學(xué) 力學(xué)與工程科學(xué)學(xué)院,上海 200444; 2.中鐵二十局集團(tuán) 第五工程有限公司,昆明 650200)

廣州素有“地質(zhì)博物館”之稱,地質(zhì)條件極其復(fù)雜,大量分布著殘積土層、深厚軟土層以及軟巖層[1].為避免造成施工困難和工程事故,在復(fù)雜地層開展盾構(gòu)施工需及時(shí)開倉更換失效和損壞的刀具.盾構(gòu)換刀主要分為帶壓和常壓換刀,帶壓換刀時(shí),技術(shù)人員必須在一定壓力環(huán)境中進(jìn)行作業(yè),具有時(shí)間短、效率低和風(fēng)險(xiǎn)大的缺點(diǎn)[2];常壓換刀時(shí),需預(yù)先對(duì)地層進(jìn)行加固,然后在常壓條件下進(jìn)行開倉換刀.與帶壓換刀相比,常壓換刀效率高、風(fēng)險(xiǎn)低.長隆隧道工程開展常壓換刀作業(yè),主要采用注漿加固方案.注漿加固方案需使用大量漿液,存在工期長的缺點(diǎn).頻繁換刀時(shí),勢必會(huì)拖延工程進(jìn)度.注漿加固污染較大,殘留在地層中的注漿加固體會(huì)影響土體的后續(xù)使用.在隧道開挖面附近保留注漿加固,隧道上方采用鋼管樁加固,可達(dá)到縮短工期、降低污染的目的.目前,還沒有對(duì)鋼管樁-注漿加固方案的研究和應(yīng)用,故針對(duì)鋼管樁-注漿加固換刀區(qū)穩(wěn)定性展開研究具有理論和現(xiàn)實(shí)價(jià)值.

常壓換刀中,地層加固的目的是提高換刀區(qū)的穩(wěn)定性.針對(duì)盾構(gòu)隧道穩(wěn)定性問題,朱偉等[3]針對(duì)土壓平衡盾構(gòu)不滿艙施工時(shí),開挖面的整體穩(wěn)定、開挖面部分坍塌、壁后注漿竄漿等現(xiàn)象進(jìn)行討論和分析;宋洋等[4]結(jié)合工程實(shí)際分析了外加劑摻入量和地層復(fù)合比對(duì)出漿相對(duì)密度的影響規(guī)律、泥漿的滲透規(guī)律及動(dòng)、靜態(tài)泥膜成膜規(guī)律;王林等[5]通過數(shù)值模擬和理論分析,研究了考慮局部失穩(wěn)時(shí)盾構(gòu)隧道開挖面擠出破壞機(jī)理;宋洋等[6]開展模型試驗(yàn)和理論研究,建立了砂-礫復(fù)合地層開挖面極限支護(hù)力計(jì)算模型;牛豪爽等[7]通過試驗(yàn)研究了滲流對(duì)粉砂地層開挖面支護(hù)壓力和穩(wěn)定性的影響;楊峰等[8]采用改進(jìn)后的上限有限元法程序研究了地表超載作用下非均質(zhì)黏土地層隧道開挖面的穩(wěn)定性,綜合分析了各土體因素對(duì)開挖面失穩(wěn)臨界荷載上限解和地層破壞模式的影響;米博等[9]開展了淺埋盾構(gòu)隧道的開挖滲流模型,研究了開挖進(jìn)土量對(duì)開挖面水平壓力、孔隙水壓力和附近地表沉降的影響;代仲海等[10]運(yùn)用數(shù)值模擬和理論分析方法,分析了開挖面失穩(wěn)模式、支護(hù)壓力及地表沉降隨盾構(gòu)掘進(jìn)位移的變化規(guī)律,推導(dǎo)了穿越鄰近隧道時(shí)支護(hù)壓力的變化模式;程紅戰(zhàn)等[11]基于數(shù)值分析軟件平臺(tái),研究了內(nèi)摩擦角的變異系數(shù)、自相關(guān)距離對(duì)開挖面失穩(wěn)模式和極限支護(hù)應(yīng)力的影響規(guī)律,探討了極限支護(hù)應(yīng)力特征值的選取;Eshraghi等[12]依托德黑蘭地鐵3號(hào)線工程項(xiàng)目,采用蒙特卡羅方法進(jìn)行數(shù)據(jù)模擬,分析特定支護(hù)壓力下的安全系數(shù)小于預(yù)定值的概率,利用有限元法計(jì)算了工作面坍塌時(shí)的面壓力.目前,國內(nèi)外學(xué)者主要聚焦于地表超載、滲流、支護(hù)壓力等因素對(duì)掘進(jìn)過程中盾構(gòu)開挖面穩(wěn)定性的影響,鮮有對(duì)常壓開倉換刀時(shí)換刀區(qū)穩(wěn)定性的研究.

通過室內(nèi)試驗(yàn)和數(shù)值模擬,考慮常壓換刀時(shí)頂推力卸載對(duì)換刀區(qū)穩(wěn)定性的影響,研究換刀區(qū)失穩(wěn)和漸進(jìn)破壞過程.結(jié)合工程實(shí)際,確定鋼管樁-注漿加固方案,并與注漿加固方案對(duì)比,分析鋼管樁-注漿加固方法的加固效果,為地層加固提供新思路.

1 均質(zhì)地層換刀區(qū)穩(wěn)定性分析

1.1 室內(nèi)模型試驗(yàn)

1.1.1試驗(yàn)概況 試驗(yàn)采用模型箱的長×寬×高為800 mm×290 mm×600 mm,由4塊鋼化璃板拼裝而成,如圖1所示.模型箱內(nèi)壁涂抹凡士林以減小玻璃板與砂土的摩阻力.試驗(yàn)采用砂土模擬均質(zhì)地層,用有機(jī)玻璃管模擬襯砌.玻璃管厚度為0.2 cm,內(nèi)徑為6 cm,密度為1.19×103kg/m3.刀盤通過有機(jī)玻璃板進(jìn)行模擬,與速度可控的專用電機(jī)黏接在一起.電動(dòng)機(jī)以恒定速度緩慢后移,模擬盾構(gòu)刀盤卸載工況.為便于觀察,取盾構(gòu)隧道原型的一半進(jìn)行試驗(yàn)?zāi)M.砂土相對(duì)體積質(zhì)量為2.65,設(shè)計(jì)孔隙比為0.597,不均勻系數(shù)為1.39,曲率系數(shù)為0.89.采用人工落雨法控制土樣密實(shí)度,落距為0.72 m,每鋪設(shè)30 cm進(jìn)行一次刮平,砂土相對(duì)密實(shí)度為70%～74%.根據(jù)工況,模型試驗(yàn)中設(shè)置隧道埋深為3D(D為隧道直徑).

圖1 換刀區(qū)穩(wěn)定性試驗(yàn)?zāi)Ｐ虵ig.1 Test model for cutter replacement ground stability

1.1.2試驗(yàn)結(jié)果分析 模型試驗(yàn)全過程采用粒子圖像測速法(PIV)記錄換刀區(qū)失穩(wěn)和漸進(jìn)破壞過程.采用電荷耦合元件(CCD)照相機(jī)實(shí)時(shí)拍攝高分辨率灰度照片,每1 s記錄一幅圖片,使用北京立方天地科技公司提供的MicroVec軟件分析得到土體顆粒的位移矢量結(jié)果.位移矢量分析首先匹配兩張圖片中灰度像素點(diǎn)的相關(guān)性,然后對(duì)比分析每個(gè)灰度像素點(diǎn)的移動(dòng)路徑,最終得到矢量結(jié)果.

當(dāng)兩張圖片中顆粒位移相差較大時(shí),像素點(diǎn)將無法匹配,矢量分析結(jié)果失真.因此,在進(jìn)行位移矢量分析前,將試驗(yàn)結(jié)果等分為6個(gè)階段,每階段選兩張間隔30 s的圖片進(jìn)行分析,分析結(jié)果如圖2所示.其中,U表示位移矢量的大小,箭頭指向表示位移矢量的方向,箭頭位置和顏色表示位移場分布.階段1為卸載初期,開挖面始終與刀盤緊密接觸,出現(xiàn)較小的水平位移;階段2隨著刀盤持續(xù)后移,開挖面水平位移隨之增大并出現(xiàn)豎向位移分量,換刀區(qū)出現(xiàn)局部失穩(wěn);階段3～階段6繼續(xù)維持卸載,開挖面逐漸與刀盤脫離接觸,表明涌入隧道內(nèi)部的土體越來越少,在此過程中,換刀區(qū)位移分布越來越廣,逐漸貫通至地表.

由圖2可知,僅在階段1時(shí)開挖面位移矢量以水平方向?yàn)橹?其他階段開挖面位移矢量方向均為斜向右下,既分布有水平位移又有豎直方向位移.換刀區(qū)地層開挖面范圍以外的位移矢量方向均為豎直方向.

1.2 均質(zhì)地層數(shù)值模擬分析

1.2.1數(shù)值模型建立 數(shù)值模型的長×寬×高為800 mm×290 mm×560 mm,隧道直徑D為64 mm,埋深為192 mm.襯砌內(nèi)徑為60 mm,厚度為 2 mm.土體控制密度為1.9×103kg/m3,內(nèi)摩擦角為36.4°,泊松比為0.3,彈性模量為22 MPa,采用摩爾-庫倫強(qiáng)度準(zhǔn)則進(jìn)行模擬.有機(jī)玻璃襯砌密度為1.19×103kg/m3,彈性模量為3.25 GPa,泊松比為0.3,采用線彈性模型進(jìn)行模擬.

1.2.2數(shù)值結(jié)果分析 利用FLAC3D軟件得到換刀區(qū)位移矢量的漸進(jìn)變化過程,如圖3所示.計(jì)算100步時(shí)為卸載初期,位移最大值為 0.038 878 2,如圖3(a)所示,開挖面出現(xiàn)分布均勻的水平方向位移,位移指向隧道內(nèi)部;計(jì)算 1 000 步時(shí),位移最大值為 0.283 952,如圖3(b)所示,開挖面位移逐漸發(fā)生變化,豎向位移分量逐漸增大;計(jì)算 7 400 步時(shí),位移最大值為 1.746 15,如圖3(c)所示,計(jì)算模型已平衡,最終開挖面位移矢量方向?yàn)樗狡?上半部土體位移大于下半土體.

圖3 換刀區(qū)位移矢量Fig.3 Displacement vector of cutter replacement ground

圖3中紅色線為換刀區(qū)土體失穩(wěn)區(qū)域.卸載初期僅開挖面附近小范圍發(fā)生失穩(wěn),隨后不斷向開挖面前方擴(kuò)展,最終發(fā)展成為常見的楔形破壞模式.圖3(c)中藍(lán)色線為水平位移的分布范圍,表明開挖面分布著顯著的水平位移分量,而隧道上方主要為豎向位移.

換刀區(qū)土壓力分布云圖如圖4所示.卸載后,換刀區(qū)地層的水平和豎向土壓力(Syy和Szz)均出現(xiàn)明顯的應(yīng)力釋放現(xiàn)象.水平土壓力釋放主要出現(xiàn)在開挖面附近,如圖4(a)所示;而豎向土壓力釋放不僅出現(xiàn)在開挖面附近,同時(shí)也出現(xiàn)在開挖面上方較大范圍內(nèi),如圖4(b)所示.換刀區(qū)土壓力釋放現(xiàn)象與位移矢量分布一致,結(jié)合位移矢量的漸進(jìn)變化過程可知,開挖面土壓力釋放并產(chǎn)生水平位移是誘發(fā)換刀區(qū)失穩(wěn)破壞的原因.

圖4 土壓力分布云圖Fig.4 Contour of earth pressure distribution

2 工程背景

2.1 地層分布

佛莞城際線路位于珠三角地區(qū)中南部,其中長隆隧道工程位于廣州市番禺區(qū),隧道全長 11.03 km,包含兩站三區(qū)間.采用的土壓平衡盾構(gòu)機(jī)直徑為8.85 m,隧道襯砌外徑為8.5 m,環(huán)寬為1.6 m,厚為0.4 m,盾構(gòu)機(jī)頂部覆土為15～25 m.隧道沿線地層從上往下分別為第四系坡洪積層(Q4dl+pl)、白堊系砂巖、泥質(zhì)砂巖層(K)、震旦系二長花崗巖(Z),盾構(gòu)機(jī)多次穿越上軟下硬地層以及全風(fēng)化花崗巖地層.

2.2 換刀點(diǎn)加固方案

現(xiàn)場主要采用注漿加固技術(shù)對(duì)換刀區(qū)進(jìn)行加固.注漿加固雖能夠保障常壓開倉時(shí)開挖面的穩(wěn)定性,但存在工期長、污染嚴(yán)重等問題,且遺留在土中的注漿加固體會(huì)影響土體的后續(xù)使用,如圖5(a)所示.為縮短地層加固工期、減少污染,提出采用可回收式鋼管樁對(duì)換刀區(qū)進(jìn)行加固,計(jì)劃在換刀完成后回收所有鋼管樁,但為避免與鋼管樁發(fā)生碰撞,盾構(gòu)機(jī)需要停在換刀點(diǎn)前方,導(dǎo)致開挖面無法被加固.刀盤卸載時(shí),開挖面易發(fā)生局部失穩(wěn),不利于開展換刀工作;鋼管樁端部易發(fā)生彎曲,不利于開展鋼管樁回收工作,如圖5(b)所示.綜合鋼管樁和注漿加固技術(shù)的優(yōu)缺點(diǎn),提出鋼管樁-注漿加固技術(shù)如圖5(c)所示,隧道開挖面附近仍采用注漿加固,隧道上方采用鋼管樁加固.換刀后,注漿加固體可被挖除,鋼管樁可悉數(shù)回收,不僅能夠縮短工期、降低污染而且不影響土體的后續(xù)使用.

圖5 換刀區(qū)加固技術(shù)Fig.5 Cutter replacement ground reinforcement technology

3 鋼管樁-注漿加固換刀區(qū)穩(wěn)定性分析

換刀區(qū)地層加固工況復(fù)雜、安全風(fēng)險(xiǎn)高,目前工程項(xiàng)目不具備開展現(xiàn)場試驗(yàn)的條件,也很難在實(shí)驗(yàn)室中進(jìn)行模擬.因此,采用FLAC3D數(shù)值分析方法,結(jié)合工程實(shí)際,對(duì)比不同技術(shù)加固后換刀區(qū)的穩(wěn)定性、應(yīng)力分布及位移大小,研究鋼管樁-注漿加固效果.

3.1 數(shù)值模型建立

現(xiàn)場共設(shè)置2排共計(jì)6個(gè)注漿孔,孔位布置如圖6(a)所示,每個(gè)注漿孔能夠加固半徑為1 m范圍內(nèi)的土體.現(xiàn)場擬定采用的可回收式鋼管樁直徑為 1 016 mm,壁厚為14 mm,設(shè)計(jì)3排共計(jì)7根鋼管樁,樁位布置如圖6(b)所示.

圖6 孔位和樁位布置平面圖Fig.6 Layout of holes and piles

注漿加固模型整體概況如圖7(a)所示,鋼管樁-注漿加固模型整體概況如圖7(b)所示.采用ZONE網(wǎng)格模擬土體,采用NULL網(wǎng)格模擬土體開挖.考慮整體對(duì)稱性,沿隧道掘進(jìn)方向取一半進(jìn)行建模,地層長度為60 m,寬度為20 m;考慮土體開挖,各土層的塑性特征采用摩爾-庫倫強(qiáng)度準(zhǔn)則進(jìn)行模擬.

圖7 FLAC3D數(shù)值模型概況Fig.7 Overview of numerical FLAC3D models

選取全風(fēng)化地層斷面和上軟下硬地層斷面兩個(gè)典型斷面進(jìn)行分析.其中,全風(fēng)化地層斷面從上往下為素填土層、粉質(zhì)黏土層、全風(fēng)化泥質(zhì)砂巖、強(qiáng)風(fēng)化泥質(zhì)砂巖和中風(fēng)化泥質(zhì)砂巖,如圖8(a)所示,隧道完全位于全風(fēng)化地層中;上軟下硬地層斷面從上往下為素填土層、粉質(zhì)黏土層、全風(fēng)化二長花崗巖層,如圖8(b)所示,隧道位于粉質(zhì)粘土層和全風(fēng)化二長花崗巖層中間.各地層土體力學(xué)性質(zhì)如表1所示.

表1 地層土體力學(xué)性質(zhì)Tab.1 Mechanical properties of strata

圖8 換刀點(diǎn)典型斷面Fig.8 Typical section of cutter replacement ground

鋼管樁采用樁單元(PILE)進(jìn)行模擬,選用線彈性模型模擬鋼材的力學(xué)性能.PILE單元是FLAC3D程序內(nèi)置的結(jié)構(gòu)單元,可以自動(dòng)與周圍模擬土體的實(shí)體單元(ZONE)建立摩擦接觸,能夠模擬鋼管樁與周圍土體的摩擦作用.盾構(gòu)管片采用襯砌單元(LINER)進(jìn)行模擬,選用線彈性模型模擬襯砌的力學(xué)性能,計(jì)算參數(shù)如表2所示.文獻(xiàn)[13]中表明注漿加固對(duì)土體壓縮模量和黏聚力提高較大,而對(duì)土體內(nèi)摩擦角影響不大,因此在模擬注漿加固時(shí),參照文獻(xiàn)[13]中將彈性模量提高到2.93倍,將黏聚力提高到3.18倍,如表3所示.

表2 結(jié)構(gòu)單元計(jì)算參數(shù)Tab.2 Parameters of structure elements

表3 注漿加固區(qū)計(jì)算參數(shù)Tab.3 Parameters of grouting reinforcement area

數(shù)值模擬主要包括以下3步.

(1) 初始狀態(tài)模擬地應(yīng)力平衡:建立地層模型并賦予材料屬性和邊界約束后,在重力荷載條件下計(jì)算至平衡,然后清零所有節(jié)點(diǎn)位移和速度.

(2) 模擬隧道開挖:開挖面施加靜止土壓力,分節(jié)開挖土體并添加LINER單元,并計(jì)算至平衡.

(3) 模擬常壓開倉:開挖至預(yù)定斷面后,提高相關(guān)地層的強(qiáng)度來模擬注漿,添加PILE單元來模擬鋼管樁加固,然后逐級(jí)降低開挖面壓力來模擬頂推力卸載.

3.2 數(shù)值結(jié)果分析

3.2.1安全系數(shù) 結(jié)合強(qiáng)度折減法,計(jì)算兩種典型地層各工況的安全系數(shù)如圖9所示.未加固時(shí),全風(fēng)化地層安全系數(shù)為1.02,上軟下硬地層為1.10.注漿加固后,全風(fēng)化地層和上軟下硬地層安全系數(shù)分別為1.22和1.34,提高了19.6%和21.8%;鋼管樁-注漿加固后,全風(fēng)化地層和上軟下硬地層安全系數(shù)分別為1.24和1.38,提高了21.5%和25.5%.

圖9 各工況地層安全系數(shù)Fig.9 Safety factor for each working condition

3.2.2應(yīng)力分布 各工況平均應(yīng)力分布如圖10所示,兩典型地層應(yīng)力(S)分布基本一致.無論加固與否,開挖面附近均出現(xiàn)了顯著的應(yīng)力釋放現(xiàn)象,因此易發(fā)生局部失穩(wěn).未加固時(shí),開挖面應(yīng)力釋放向加固區(qū)快速擴(kuò)散.全風(fēng)化地層應(yīng)力釋放擴(kuò)散范圍廣,故整體穩(wěn)定性差;上軟下硬地層應(yīng)力釋放范圍相對(duì)較小,故整體穩(wěn)定性較好.加固后,加固區(qū)應(yīng)力釋放得到有效抑制,尤其是在開挖面上方未出現(xiàn)明顯的應(yīng)力釋放,加固區(qū)穩(wěn)定性得到顯著提高.

圖10 土壓力分布云圖Fig.10 Contour of earth pressure distribution

3.2.3水平位移分布 全風(fēng)化地層水平位移曲線如圖11(a)所示,其中,以開挖面中心為原點(diǎn),Z為監(jiān)測點(diǎn)的豎向坐標(biāo);Uh為水平方向位移.鋼管樁-注漿加固和注漿加固后,水平位移均得到有效控制,分布較為均勻,開挖面水平位移控制在190 mm左右,注漿加固控制在210 mm左右;加固區(qū)水平位移控制在120 mm左右,注漿加固控制在140 mm左右.

圖11 水平位移分布Fig.11 Horizontal displacement distribution

上軟下硬地層水平位移曲線如圖11(b)所示,開挖面上半部土體位移大于下半部.鋼管樁-注漿加固后水平位移分布更均勻,開挖面水平位移控制在180 mm左右,注漿加固控制在200 mm左右;加固區(qū)水平位移控制在120 mm左右,注漿加固控制在140 mm左右.

3.2.4豎向位移分析 全風(fēng)化地層豎向位移曲線如圖12(a)所示,上軟下硬地層豎向位移曲線如圖12(b)所示,位移分布與全風(fēng)化地層相似.其中,以開挖面中心為原點(diǎn),X為監(jiān)測點(diǎn)的水平坐標(biāo);Uv為豎直方向位移.

圖12 換刀區(qū)豎向位移曲線Fig.12 Vertical displacement of cutter replacement ground

由圖12可知,越靠近開挖面豎向位移越大,位移拐點(diǎn)出現(xiàn)在開挖面正上方.埋深較淺時(shí),鋼管樁-注漿加固地層豎向位移曲線不平滑,在開挖面前方2 m出現(xiàn)陡增現(xiàn)象,地表處的豎向位移一度超過注漿加固地層.隨著埋深增加,豎向位移曲線趨于平滑.埋深較淺時(shí),兩種工況豎向位移相差不大,埋深越深兩者豎向位移差距越明顯.在地表處,鋼管樁-注漿加固地層豎向位移最大值為4.0 mm,注漿加固為3.8 mm;在埋深25 m處,鋼管樁-注漿加固地層豎向位移最大值為23.4 mm,注漿加固為42.8 mm.埋深較淺時(shí),鋼管樁-注漿加固地層豎向位移曲線不平滑,在開挖面前方2 m處出現(xiàn)陡增現(xiàn)象.隨著埋深增加豎向位移曲線趨于平滑.鋼管樁-注漿加固地層豎向位移小于注漿加固地層,埋深越深兩者豎向位移差距越明顯.在地表處,鋼管樁-注漿加固地層豎向位移最大值為3.3 mm,注漿加固為4.0 mm;在埋深21 m處,鋼管樁-注漿加固地層豎向位移最大值為19.4 mm,注漿加固為38.1 mm.

結(jié)果顯示,在開挖面正上方,鋼管樁-注漿加固地層地表位移出現(xiàn)陡增現(xiàn)象,而埋深越深即越靠近開挖面,該現(xiàn)象逐漸弱化.經(jīng)討論,位移陡增是由鋼管樁沉降所致.樁體沉降由樁身壓縮變形和樁端沉降組成,樁側(cè)摩阻力分布、端阻力比例和樁端以下土的性質(zhì)則是重要影響因素[14].

全風(fēng)化地層其中一根鋼管樁位移(Upile)和周圍土體位移情況分析如圖13所示,該鋼管柱位于開挖面前方2 m即地層位移發(fā)生陡增位置處.鋼管樁樁端位移明顯大于樁頂位移,樁體內(nèi)部軸力為拉力,這表明鋼管樁樁端受到向下的作用力,而樁頂受到向上的作用力.刀盤卸載后開挖面土體產(chǎn)生水平位移,引起樁端附近土體發(fā)生豎向位移,對(duì)樁端施加向下的摩阻力,導(dǎo)致樁體變形和沉降.淺層土體沉降相對(duì)較小,會(huì)對(duì)鋼管樁施加向上的摩阻力,限制樁體沉降.相反,鋼管樁樁頂會(huì)對(duì)淺層土體施加向下的摩阻力,擴(kuò)大其沉降.

圖13 位移分析Fig.13 Displacement analysis

4 結(jié)論

通過開展室內(nèi)模型試驗(yàn)和數(shù)值模擬,分析開挖面失穩(wěn)、漸進(jìn)破壞過程、土體位移和應(yīng)力分布.建立鋼管樁-注漿加固FLAC3D計(jì)算模型,與注漿加固技術(shù)進(jìn)行對(duì)比,分析換刀區(qū)的穩(wěn)定性、開挖面水平位移和隧道上方豎向位移的分布情況,主要結(jié)論如下:

(1) 卸載初期,開挖面位移矢量以水平方向?yàn)橹?隨著刀盤持續(xù)卸載,開挖面既分布有水平位移,又分布有豎直方向位移,而開挖面范圍以外的位移矢量方向均為豎直方向.開挖面土壓力釋放并產(chǎn)生水平位移是誘發(fā)換刀區(qū)失穩(wěn)破壞的原因.

(2) 鋼管樁-注漿加固有效地抑制了換刀區(qū)地層應(yīng)力釋放現(xiàn)象,能顯著提高地層的安全系數(shù),略優(yōu)于注漿加固.對(duì)比注漿加固,鋼管樁-注漿加固不同地層開挖面水平位移平均減小20 mm.鋼管樁-注漿加固換刀區(qū)的豎向位移整體小于注漿加固,而且埋深越深兩者差距越大.

(3) 盡管鋼管樁樁頂會(huì)引起地表沉降激增現(xiàn)象,但是樁底端部有效地控制了開挖面附近豎向位移,這對(duì)換刀區(qū)穩(wěn)定性提升更大,證明了鋼管樁-注漿加固技術(shù)能夠降低注漿量、縮短工期、減少污染,不影響土體的后續(xù)使用,可行且有效.