软土地区桩基施工群孔效应机理及控制措施研究

'软土地区桩基施工群孔效应机理及控制措施研究Studyofthemechanismandcontrollingmethodofboreholegroupeffectduringthepilefoundationconstructioninsoftsoil学科专业：土木工程作者姓名：张涛指导教师：郑刚教授天津大学建筑工程学院二零一七年十一月 摘要我国东部沿海地区及内陆临江滨湖地区大量分布着软土，其含水量高，压缩性大，灵敏度高的特点使得其受工程活动影响较大。在软土地区进行桩基施工时从超灌桩顶面至地表范围内会留下空孔，即使孔径很小，当大量空孔同时存在时，其对周围环境会造成较大影响，将其称为群孔效应。本文在已有研究的基础上，利用Plaxis3D有限元软件对群孔效应进行了探索分析，通过孔壁变形及孔周应力变化分析了群孔作用内在机理。在此基础上探索了成孔顺序、群孔分布形状以及时间效应等因素对群孔效应的影响。针对群孔对周围环境的影响，提出了提前施工地连墙和一定范围的空孔回填这两种较为经济的控制措施。此外，针对数值模拟计算量过大的问题，确定了多孔合并法的转化系数并提出了更为简化的等效基坑法。主要包括以下内容：（1）进一步探索分析了群孔效应的内在机理。仅单孔形成时周围土体会出现水平向应力拱和竖向应力转移，而群孔效应的影响主要包括以下两个因素：一是孔与孔之间对彼此应力拱的影响，具体表现为对环向应力拱的分布范围和拱强度的影响。二是在已有空孔附近再次成孔的卸荷效应，会使得周围土体有向该孔变形的趋势。群孔效应是以上两种因素共同作用的效果。（2）分析了不同成孔顺序、不同分布形状以及固结对群孔效应的影响。结果表明在垂直于成孔方向的地表沉降观测线上，中心到四周成孔引起的地表沉降最大；在与成孔顺序相同方向的地表沉降观测线上，一侧到一侧施工时后成孔侧地表沉降最大。因此在实际应用何种成孔顺序时需结合具体情况考虑。而相同孔数下群孔的不同分布形状也会产生较大差异，方形分布地表沉降最大，而圆形分布沉降最小。随着时间进行，固结后的群孔效应将更加明显。（3）针对群孔效应对周边环境的影响，提出了两种较为经济的控制措施。包括在桩基施工前提前施工地连墙和及时进行一定范围的空孔回填。结果表明地连墙插入比是影响地连墙控制效果的一个重要因素，空孔回填仅需回填外围一定排数空孔就可起到很好的效果。（4）为简化计算，在本文研究的土质条件下，通过大量模型对比得到多孔合并法的转化系数为1，即多孔合并为单孔时等面积转化引起的地表沉降最为接近。在此基础上进一步探索了等效基坑法，即用一定深度的基坑来简化群孔计算，随孔数增多，一定深度群孔的等效基坑开挖深度趋于稳定。关键词：软土，群孔，机理，土体变形，控制措施，简化方法I ABSTRACTSoftsoilwithhighmoisturecontentandhighcompressibilityiswidelyspreadintheregionsnearsea,riversandlakesinChina,anditscharacteristicsaresensitivetoengineeringactivities.Alargeamountofhollowboreholesexistingbetweenthetopofthecast-in-placepilesandthegroundsurfaceduringtheconstructionofthepilefoundationwouldleadtotheboreholegroupeffect,makingremarkableinfluenceonthesurroundingenvironment.Inthisinvestigation,anexplorationoftheboreholegroupeffectwasconductedusingPlaxis3D.Throughdeformationofinnerwallofholesandstresschanges,themechanismofboreholegroupeffectissearched.Influencingfactorssuchashole-formingorders,variousdistributionshapes,andconsolidationprocessontheboreholegroupeffectisanalyzed.Pre-constructionofdiaphramwallsbeforetheconstructionofthepilefoundationandbackfillinghollowholesforacertainrangeimmediatelyareproposedastworelativelyeconomicmethodstoreducetheeffectcausedbyboreholegroup.Tosimplifythemassivecalculation,thetransfercoefficientforconvertingthemultipleboreholesintooneholebasedonthesoilpropertiesiscalculated.Anequivalentmethod，whichsimplifiestheboreholegroupintoafixeddepthexcavationisalsoexplored.Themaincontentincludesthefollowingaspects:(1)Theessentialmechanismoftheboreholegroupeffectisexplored.Therearestresschangescontainingthehorizontalstressarchandtheverticalstresstransferwhenonlyoneboreholeiscreated.Thefollowingtwomainfactorsshouldbeconsideredasforboreholegroupeffect.Thefirstfactoristheinfluenceofthestressarchbetweenadjacentholes,whichisspecificallyperformedastheinfluenceonthedistributionofthecircumferentialstressarchandthearchstrength.Thesecondoneistheunloadingeffectofthesecond-timeformedholenearexistinghollowholes,whichwillleadtoatendencyofthesurroundingsoildeformingtothehole.Theboreholegroupeffectistheproductofthetwofactorsabove.(2)Theinfluenceofvarioushole-formingorders,variousdistributionshapes,andconsolidationprocessontheboreholegroupeffectisanalyzed.Theresultsindicatethatthehole-formingorderhasasignificantinfluenceonthesurroundingenvironment,whichshouldbeconsideredincombinationwithpracticalapplication.Inthedirectionperpendiculartohole-formingdirection,thecenter-to-peripheryorderIII inducesthemostsignificantsurfacesettlement;Whiletheside-to-sideorderinfluencesthesurfacesettlementmostinthesamedirectionasthehole-formingdirection.Inaddition,differentdistributionshapesofgroupboreholesinaconstantamountmakearelativelydifferenceontheboreholegroupeffect.Squaredistributionresultsinthemaximumsurfacesettlementwhilethecircleonesmatterleast.Furthermore,theboreholeeffectbecomesmoresignificantbecauseofconsolidation.(3)Tworelativelyeconomicalcontrollingmeasuresareproposedbasedontheinfluenceoftheboreholegroupeffectontheenvironment,includingthepre-constructionofdiaphramwallsbeforetheconstructionofthepilefoundationandbackfillinghollowholesforacertainrangeimmediately.Theresultsshowthattheinstallationratioofdiaphramwallsisakeyfactoroninfluencingthecontrolperformance,andbackfillingacertainamountofrowsofhollowholescanresultinasatisfyingperformance.(4)Tosimplifythecalculation,themethodisproposedforconvertingthemultipleboreholesintooneholebasedonthesoilpropertiesconsideredinthispaper.Theconversionofsamesizeofareafitsbest.Anequivalentmethodisexploredbasedonthatconvertingmethod,whichsimplifiestheboreholegroupintoafixeddepthexcavation.Groupboreholeswithacertaindepthcanbesimplifiedbyanequivalentpitwithafixeddepth.KEYWORDS:Softclay,Boreholegroup,Mechanism,Soildeformation,Controllingmethod,Simplifiedcalculation.IV 目录第1章绪论........................................................................................................11.1研究背景................................................................................................11.2国内外研究现状....................................................................................31.2.1地下连续墙成槽对周围环境的影响.........................................31.2.2钻孔灌注桩成孔对周边环境的影响.........................................61.2.3长螺旋CFG桩施工对周围环境的影响...................................91.2.4目前群桩效应的研究成果和存在的问题...............................121.3本文研究内容......................................................................................13第2章群孔效应中空孔的相互影响机理分析..............................................152.1有限元模型介绍..................................................................................152.1.1土质条件...................................................................................152.1.2施工步骤...................................................................................152.2成孔引起的孔壁变形规律分析..........................................................152.2.1单排孔随孔数增加孔壁变形规律...........................................152.2.2随排数增加孔壁变形规律.......................................................172.3单独成孔时周围土体的应力变化规律..............................................192.3.1水平向应力拱...........................................................................202.3.2竖向应力转移...........................................................................212.4群孔作用机理分析..............................................................................242.4.1群孔间彼此应力拱的相互影响...............................................242.4.2成孔的卸荷效应对相邻孔变形的影响分析...........................262.5本章小结..............................................................................................28第3章群孔对周边环境的影响因素研究......................................................313.1群孔成孔顺序对周边环境的影响研究..............................................313.1.1成孔顺序对已有空孔的影响分析...........................................313.1.2成孔顺序对周围环境的影响...................................................363.2群孔不同分布形状对周边环境的影响分析......................................433.3时间效应的影响分析..........................................................................493.4本章小结..............................................................................................50第4章群孔对周边环境影响的控制措施研究..............................................51V 4.1围护结构对群孔效应影响的控制作用研究......................................514.2部分空孔回填对群孔效应影响的控制作用研究..............................554.3本章小结..............................................................................................58第5章群孔效应的简化计算方法研究..........................................................595.1群孔效应计算的多孔合并法研究......................................................595.1.1无围护结构情况下的多孔合并...............................................595.1.2有围护结构情况下的多孔合并...............................................615.2群孔效应计算的等效基坑法研究......................................................635.3本章小结..............................................................................................68第6章工程实例模拟验证..............................................................................696.1工程实例介绍......................................................................................696.1.1工程概况...................................................................................696.1.2场地工程地质条件...................................................................696.1.3基坑支护设计...........................................................................726.1.4实测结果...................................................................................726.2计算模型及参数介绍..........................................................................756.2.1工程案例数值模型介绍...........................................................766.2.2工况及计算步骤.......................................................................776.3模拟结果分析......................................................................................78第7章结论及展望..........................................................................................817.1主要结论..............................................................................................817.2进一步展望..........................................................................................82参考文献.............................................................................................................83发表论文和科研情况说明.................................................................................87致谢.................................................................................................................89VI 第1章绪论第1章绪论1.1研究背景我国幅员辽阔，分布有多种类型土质条件的土体，其中软土作为沿海地区及内陆临江滨湖地区较为常见的一种土体，在我国有着大量分布，并以地下水位高、土体刚度小等特点为人们所熟知。软土的这一特点使得其受工程活动影响较大，基坑开挖、桩基施工、路基填筑等都会对一定范围内的土体造成较大扰动，继而对周边既有建筑物、隧道、管线等造成较大影响。较之基坑开挖、隧道掘进等大型工程，地下连续墙（以下简称地连墙）成槽、SMW工法桩、钻孔灌注桩成孔、CFG桩钻孔等工程活动引起的应力释放虽然较小[1]，但在如今工程用地紧张、周边环境复杂、变形控制严格的条件下，其成槽成孔留下的空洞引起的土体卸荷效应理应加以重视，在某些条件下甚至成为影响变形的主要因素。地连墙成槽对周边环境的影响在很早之前就已经引起了工程界和学术界的注意，经过多年探索已有较为充分的认识。地连墙施工的影响范围可达到1.5~2倍槽深，其引起的变形值也十分可观，水平位移最大可达0.07%倍槽深，沉降值最大为0.05%~0.15%倍槽深，在一些工程中地连墙成槽所引发的沉降量甚至可占总沉降量的40%～50%[2][3]。另一种目前较为常用的基坑支护结构形式是SMW工法桩，通过将工字钢插进水泥搅拌桩内形成支护结构。多数情况下，为了实现经济的目标，会在基坑工程结束后将工字钢拔出，从而留下大量工字型空孔。通过南京某使用SMW工法桩的基坑工程案例，如图1-1所示，此基坑宽5m深7m，采用14m长的SMW工法桩支护，Wu，Liu和Ng[4]发现，工字钢拔出后周边土体发生了较大沉降，在距基坑仅2m处，其引发的地表竖向位移就达到了9mm左右。而在整个基坑施工过程引起的周边地表沉降中，SMW工法桩施工、基坑开挖以及工字钢拔出阶段这三个阶段占比分别为10%，50%及40%。且Wu，Liu和Ng通过后续实验证明，在工字钢拔出后迅速灌入水泥浆到空孔内可减小因空孔引发的沉降达60%以上。钻孔灌注桩成孔在施工过程中虽然有泥浆护壁，但其重度较低，不足以抵消由于土体损失造成的卸荷，因此会出现缩径现象。与地连墙成槽多为矩形不同，钻孔灌注桩一般形成圆形孔，故由卸荷引起的应力拱多为闭合圆环，其存在能更有效的阻止周边土体向孔内的变形。故较之地连墙成槽，单个钻孔灌注桩成孔对周边环境的影响相对较小。但在目前的基坑工程中，采用成排钻孔灌注桩作为支护结构也较为常见，研究表明，当密集排布时桩体之间的1 天津大学硕士学位论文相互影响会使得成排钻孔灌注桩对周边环境的影响远大于单个，引起的最大水平位移可达到0.08%倍桩深，最大竖向位移可达0.05%倍桩深[5]。综上所述，地连墙成槽、SMW工法桩施工、钻孔灌注桩成孔等对周边环境的影响不容小觑。图1-1南京某基坑工程SMW工法支护结构平面图如今大面积桩基施工动辄成百上千根灌注桩，若待基坑开挖至基坑底后再进行桩基施工，在坑内进行泥浆护壁作业时，其制备和循环较为困难。且会使得大型机械设备进场困难，移动不便。另一方面，开挖完成后再进行桩基施工会增加开挖基坑的暴露时间，降低基坑的稳定性，对基坑安全造成较大的影响。因此，钻孔灌注桩多在基坑开挖之前从地面开始施工。群桩基础桩顶标高一般位于基坑底部，在灌注桩浇筑过程中，为保证桩体的完整性，一般会将混凝土浇筑至桩顶标高以上[6][7]，而桩顶至地表则会留下空孔。施工时一般要求将空孔区域进行回填，但时常会出现回填困难或者不及时的情况。仅从人员安全角度出发，为避免工作人员不慎掉入空孔内，仅在地表铺设盖板而完全不回填的情况也较为常见。除以上两种情况外还有很多其他原因可能导致大量空孔同时长时间出现。上文已经提到，SMW工法在工程桩拔出时会引起周围土体较大的变形，需要注意的是，工字钢截面较小，即拔出后留在土体中的空孔面积也较小，且其周围是刚度较大的混凝土，尚且造成了不容忽视的影响。而对于钻孔灌注桩而言，虽然单个钻孔灌注桩引起的周围土体变形较小，但大量空孔同时存在时，其土体损失较之SMW工法工字钢拔出后更大，且周围土体刚度较之混凝土小得多，因此其土体卸荷引起的周围土体变形更为可观。随着时间的发展，刚开挖时形成的对维持周围土体稳定起积极作用的负孔隙水压力逐渐消散，加上土的蠕变特性，空孔缩径现象进一步发展，对周围环境影响更加明显[8][9][10]。这种由于群孔同时大量存在导致应力释放叠加、互相扰动而引起的周边土体较大变形，并随时间变化影响更加明显的现象叫做群孔效应，如图1-2。此外，软土地区使用长螺旋CFG桩对地基进行加固也较为常见。与钻孔灌注桩类似，CFG桩在施工过程中，也是从地表或距坑底标高一定高度处开始钻2 第1章绪论孔[11]，故CFG桩施工也会留下大量空孔。但CFG桩在钻孔过程中会形成“临空面”[12]，且其没有泥浆护壁，故其应力释放较之钻孔灌注桩更为严重，缩孔现象更为明显，因此对周围的影响也更大，需要引起高度的重视。图1-2群孔效应示意图综上所述，无论是SMW工法拔掉工字钢后留下的空孔，还是钻孔灌注桩和CFG桩钻孔后同时存在的大量圆孔，其因群孔效应对周围环境的影响都十分可观，需要引起我们的高度重视。1.2国内外研究现状大量空孔同时存在时互相之间作用的机理以及对周边环境的影响目前还未见有系统的研究。但追其本质是土体损失造成的应力卸荷，从而导致周围土体变形的过程。因此，既有研究中与此相关且已有系统分析的相关问题均可作为探索研究群孔效应的参考。目前地连墙成槽、钻孔灌注桩成孔、长螺旋CFG桩施工等与实际工程联系紧密的方向以及圆孔扩张等较为理论的分析都已经有了成熟的研究成果，可以从理论和实际两方面来指导对群孔效应的探索。1.2.1地下连续墙成槽对周围环境的影响目前，对地连墙成槽可能造成的影响的分析主要集中在两个方面：地连墙成槽时槽壁的稳定分析以及成槽后对周围土体的影响。通过多年来的研究和分析，地连墙成槽引发的孔壁稳定性以及周围土体变形的影响因素包括成槽的宽度、深度、长度，土体的强度，水位的高低，泥浆护壁的重度，施工采用的工艺以及附近地面有无超载等[2]。且槽壁稳定性和周围土体变形这两个方面存在内在的联系，Elson就曾通过试验证明槽段周围土体的变形和该槽段自身的稳定性存在某种定3 天津大学硕士学位论文量关系[13]。1.2.1.1槽壁的稳定问题地连墙成槽引起的槽壁稳定性问题又可分为整体失稳和局部失稳。其中整体失稳多发生于浅层土体内，如一般的地连墙槽深约20m，则整体失稳多发生在5m~15m的范围[14]。对整体失稳的探索研究方法，最主要的是采用极限分析法，而通过模型试验（包括离心机试验和足尺试验等）和有限元数值分析则可以为极限分析提供参考和依据。对于整体失稳，目前提出的理论中失稳时可能的滑动体形状包括抛物线形，半圆柱形、楔形等[15]。而Tsai[16]设计了足尺试验，通过不断改变泥浆液面高度并观察不同液面高度下槽壁的变形，得出了新的破坏机制。局部破坏则更容易出现在存在软土或含砂较多的夹层土体中[17]，此时土体局部失稳常导致后续施工过程混凝土用量变大，增加施工难度和成本。除上述提出的两种研究稳定的方法外，利用土体的受力变化以及应力路径来分析相关稳定问题也是一种可行办法[18]。而对于引起地连墙成槽时槽壁变形的作用机理，国内外不少学者也进行了探讨。C.W.W.NG[19]通过两个简化的平面应变分析结合有限元数值模拟得出了成槽过程中两个显著的应力变化，即水平方向的应力拱和竖向的应力转移。并进一步说明了水平向应力拱虽然有应力重分布但并不会引起太大的应力变化，而竖向应力转移则通过土层之间的剪力传递到坑底，从而会有明显的应力变化。此外他还指出地连墙施工完成后最终的水平向应力分布也并不均匀，且跟地连墙施工顺序相关。R.Schafer[20]考虑软土的流变特性以及小应变刚度采用了亚塑性本构，并考虑成槽后地连墙形成过程中混凝土随时间变化的刚度，分析了这一过程中土压力的分布及超孔隙水的消散过程。1.2.1.2成槽对周边环境的影响由于地连墙成槽这一施工过程大量存在于实际工程中，因此其对周边环境的影响较为引人关注，不少专家学者也对这一问题进行了探索分析，针对这一问题进行了很多模型试验、有限元数值分析，收集了大量的工程实测数据。以上的研究结果表明，地连墙成槽引起的周围地表沉降可达到整个基坑施工过程总沉降的1/3~1/2[3]，其影响范围可达到2倍槽深。现将其中一些典型的成果列举如下：Clough和O’Rourke[21]收集了大量工程实例，并根据不同工程所在区域土质条件的不同将上述工程分类，得到了不同土质条件下地连墙施工引发的周边地表沉降如图1-3所示，从图中可以看出由于地连墙施工而引起的周围地表沉降的4 第1章绪论范围可以达到2倍的槽深。且在软土地区，伴随这一过程的地表沉降量十分可观，香港地区，某深37m的地连墙施工过程引发的地表沉降就高达50mm。图1-3地连墙施工引发的地表沉降Powrie和Kantartzi[22]通过离心机试验得出周围地表沉降随成槽宽度增加而变大这一规律，且地下水位的位置十分重要，地下水位越高，则成槽深度范围内土体平均有效应力更低，变形将会越大。他们还指出在有限元计算过程中，若仅将该过程视作平面应变问题，则不可避免的会忽略掉实际情况中的土拱效应，从而使得计算的地连墙变形以及周围土体的沉降偏大。Gourvenec及Powrie[23]通过三维有限元数值模拟，发现后续地连墙的施工仅会对相邻槽段的水平向应力产生影响，且整个地连墙施工过程对周围环境的影响也表现出了空间效应的特点。R.Schafer[20]指出由于在地连墙形成过程中其平均应力水平，尤其是地连墙的上半部分已经增加，在有限元分析过程中若地连墙后的土体还采用静止土压力，将会低估地连墙的变形以及周边地表的沉降。刘国彬及鲁汉新[2]通过收集上海某地铁车站地连墙施工过程中的实测数据，得到地表某处的沉降可以认为是不同槽段地连墙施工时在该处引起的沉降总和的结论，并将除成槽时造成的土体损失除外的后续土体损失归结于槽壁的稳定性以及成槽强度，并建立了相应的预测周边土体变形的经验公式。C.W.W.NG[24]利用基本的弹性方法以及适当的叠加原理来模拟地连墙施工过程，提出了一种新的解析解来计算水平向的应力分布以及周边土体的水平向变形。Ng[25][26]等通过对三幅地连墙三维有限元数值模拟的结果进行分析，得到中间幅地连墙中线所对应的地表中心线上的最大沉降值出现在距地连墙0.2倍开挖深度处，且最大影响范围为1.5倍槽深的结论。两侧地连墙施工引起的地表沉降的最大范围也与中间幅的相似，均为1.5倍槽深。欧章煜[27]通过收集台北捷运工程地连墙施工时周围土体变形的实测数据，5 天津大学硕士学位论文发现仅单幅地连墙施工时，地表最大沉降值约为开挖深度的0.05%，即10~15mm，最大影响范围仅为1倍的开挖深度。多幅地连墙施工时，地表最大沉降值增加为0.07%开挖深度，但影响范围与单幅相比时并无明显增加。但当整个地连墙施工完成时，最大沉降值增加为0.13%开挖深度，且影响范围增加明显，变为2倍开挖深度。EmiliosM.Comodromos[28]将三维非线性分析和应力相关的体积和剪切模量本构相结合，提出了模拟成槽以及后续地连墙施工的一种新方法，可以分析这一系列过程对周围环境及周边建筑物的影响。丁勇春[29]通过系统的理论分析、数值模拟以及原位试验，对成槽至地连墙形成整个过程进行了较为详细的研究。得出以下结论：在成槽过程中，由于土体损失形成卸荷效应，槽壁向槽内变形，但此时还不是整个过程中最不利的阶段，因为成槽过程一般较为迅速，因此该过程可视为不排水过程，卸荷形成负超孔压，随着时间的发展负孔压消散，槽壁有进一步向槽内变形的趋势。上海地区土质条件较软，试验表明10h内其变形可以增加60%。当向槽内注入混凝土时，槽壁内侧水平应力增加，槽壁变形减小，甚至会出现向槽壁外侧变形的情况[30]。当混凝土逐渐具有刚度时，视每段成槽的长度，槽壁外侧土体可能出现水平向的应力拱，长度越大，应力拱的强度越弱，在上海地区，当长度超过5m时，水平向应拱的作用可以忽略不计。1.2.2钻孔灌注桩成孔对周边环境的影响在不同地质条件下钻孔灌注桩的形式主要可分为干作业成孔钻孔灌注桩和水下钻孔灌注桩。上述两种形式的钻孔灌注桩的选择主要依据是否位于地下水位以下以及土质条件的强弱。若钻孔在地下水位以下，抑或是土质条件较软，如沿海地区，此时干作业往往很难顺利成孔，则需要泥浆护壁。而在无地下水或者土质条件较好的地区，则仅干作业即可满足条件。目前对于钻孔灌注桩的研究主要集中在孔壁稳定性、孔径变化以及孔周土体应力分布等规律上，针对成孔对周围环境影响的研究较之地连墙成槽对周围环境的影响研究要相对较少。1.2.2.1泥浆作用机理及影响通常认为，泥浆护壁对稳定性的贡献主要集中在两个方面。一是泥浆自重产生的侧向压力与孔外水土压力相平衡，对控制孔壁变形有很大作用。因此泥浆液面越高，泥浆重度越大，其侧向水平力越大，对孔壁稳定性贡献更高。此外，泥浆附在孔壁上形成的泥皮能有效阻止孔内泥浆渗入周围土体，同时也能防止周围6 第1章绪论地下水进入孔内，从而使得泥浆的侧向压力能有效的作用在孔壁上。虽然泥浆的密度对孔壁的稳定性有着十分显著的提高作用，但若使用重度较大的泥浆，将会增加泵送的难度，对泵机要求较高。且携带土砂的能力将会减弱，不利于土渣分离，也增加了制备泥浆的原材料的需求量，增加了成本。此外，使用重度较大的泥浆将增加泥皮厚度从而使得桩径变小，承载力降低[31]。有数据表明，较之于泥皮厚度大于5mm的灌注桩，泥皮厚度小于2mm的灌注桩其试桩承载力大6000多千牛，引起的周围地表沉降能小10多毫米[32]。鉴于上述原因，实际工程中采用的泥浆密度并不大，因此其提供的侧向压力并不足以抵消土体损失造成的卸荷，故变形逐渐增加。随着时间的进行，泥浆还有可能发生沉淀离析，其重度进一步降低，变形进一步增加。1.2.2.2孔周土体应力分布及稳定性分析李小青等[33]分析了孔壁稳定条件以及不同土层中的孔壁稳定性，并在此基础上研究了泥浆对孔壁稳定的贡献作用，建立了孔壁稳定性模型计算公式，并针对实际工程提出了合理的泥浆护壁方法，以及防止孔壁坍塌的一些措施。徐奋强和王旭[34]假定孔壁破坏时其破坏面为平面，在此假定上通过极限平衡法中的上限解，得出了钻孔极限深度与泥浆重度、孔径大小以及周围土体内摩擦角的关系。泥浆重度越大、孔径越小、周围土体内摩擦角越大，则钻孔的极限深度越深。蒋红心、胡中雄等[35]假定在半无限弹性空间内钻一长圆柱孔，通过弹性解给出了周围土体的应力状态，为了描述钻孔缩径的时效影响，认为半无限土体的粘滞特性符合凯文体，同时考虑了孔壁收缩和土黏聚力对孔壁的影响，得出孔壁稳定计算公式。温世游等[36]考虑了土的应变软化特性和不相适应流动法则，推导了建立在弹性—软化—塑性模型基础上的柱形孔和球形孔收缩的弹性区、软化区和塑性区的解析解，给出了卸载压力与塑性区半径和软化区半径之间的关系。王云岗[37]分别进行了有限元数值模拟以及强度折减法计算，分析了孔壁稳定性与土质条件、泥浆重度、孔径孔深等因素之间的关系。得到了在粘性土中，缩径及塑性区发展随深度增加不断增大而在砂土中这一现象并不明显的结论。姚志伟[38]利用FLAC·3D有限元软件分析了诸多因素对孔壁稳定性的影响，如孔深、孔径、泥浆重度、砂层厚度等。最终得到了孔深越浅、孔径越小、泥浆重度越大、砂层厚度越薄，孔壁稳定性越好这一结论。Vesic在上世纪40年代提出了小孔扩张及圆柱孔扩张理论，该理论基于摩尔—库伦条件，得出了圆孔及圆柱孔扩展的基本解，此后该理论广泛应用于挤土桩的变形及应力分析。而土体损失造成卸荷，从而使得孔壁收缩这一过程刚好可以看作是圆柱孔扩张的逆过程[10]。时仓艳[39]、鲁嘉[10]等即将该理论用于研究钻孔7 天津大学硕士学位论文灌注桩的稳定分析，在弹塑性理论的基础上得到钻孔后周围土体的弹塑性发展及应力变化规律。桩孔收缩至同时满足摩尔—库伦极限平衡以及圆孔扩张的逆过程理论，在此时土体的应力和稳定状态下得出了土体性质和泥浆之间的关系。1.2.2.3钻孔灌注桩孔径随时间的变化规律钻孔灌注桩在钻孔过程中难免会对周围土体产生扰动，形成或正或负的孔隙水压力[40]，孔压随时间消散的过程必然会引起孔周土体的进一步变形。且若成孔时间较长，孔周及孔底土体在泥浆的浸泡下变软，会引起抗剪强度降低，尤其是钻孔范围内若存在水敏感地层，泥浆将使得该土层强度降低，从而引起更大的变形[39]。由于超孔压的消散以及土的流变特性，孔周土体将会随时间进一步向孔内变形，引起孔径缩小，视钻孔灌注桩钻孔时形成的超孔压的大小，其消散过程引起的变形也有所不同。蒋红心、胡中雄等[35]收集了一些工程实测数据，其中南洋广场的钻孔灌注桩孔径在30h之后从刚开始时的1m减小到了0.84m，直径减小了0.16m。河南路地铁的钻孔灌注桩孔径更是从刚开始的1m缩小到了0.7m，缩径达到了0.3m。根据这两个工程实测数据，得到了灌注桩孔径随时间的变化规律，通过拟合给出了相应的经验公式。刘琰[8]、鲁嘉[10]等都通过现场实测观察到了不同程度的缩孔现象。刘琰观察到在现场试成孔的过程中，随时间进行缩径现象十分普遍，约90%以上的桩孔在24小时内出现了直径变小的情况，直径变化值大约在10mm左右。且成孔后6小时内孔径变化速率较快，随后速率减慢，速率变化过程可以用指数函数很好的描述。缩径程度还和孔径初始大小、周围土层条件等关系密切，初始孔径越小，周围土质条件越差，则缩径的比例越大。而在一些条件较差，抗剪强度较低的淤泥质土层中，孔径反而会出现增大的情况，这种现象说明其受影响的因素较多，很容易出现塌孔。鲁嘉在钻孔灌注桩成孔后的18小时内观察到了较为明显的缩孔，有的缩径甚至达到了0.2m。他同时指出其它因素对缩孔的影响，例如不同土质条件缩孔程度也不相同，砂土中孔径的缩小程度较黏土要大。深度对缩径也有着一定的影响，随深度增加，孔径减小增大。而对于浅层黏土，由于其受扰动的因素较多，孔径先增大后减小的现象也容易出现。1.2.2.4钻孔灌注桩对周边环境的影响钻孔灌注桩的大量使用使得其对周边环境的影响在很早之前就得到了工程界的关注。Morgan和Bartlett[41]设计了两组试验来探索钻孔灌注桩对临近隧道的影响。一组为在临近隧道1m位置处进行直径1.8m的灌注桩成孔，另一组为在8 第1章绪论0.45m位置处施工相同直径的灌注桩孔。对比两组试验的结果可以发现，1m处钻孔时引起的隧道变形为1.6mm，而0.45m处钻孔时，隧道临近钻孔这一侧的管片发生了向钻孔侧的水平变形，导致隧道水平方向的直径增加了3mm而竖直方向的直径减小了2mm。路平和郑刚[42]利用三维有限元软件分析了立交桥桩基施工对临近隧道的影响，两个四桩承台桩基础，桩长58m，桩径1.5m，分别离隧道6.8m和7.3m，泥浆护壁过程的侧向压力用净水压力来模拟。最终结果表明在钻孔过程中隧道产生了向桩基方向的位移以及一定程度的隆起，但整体来讲变形很小。闫静雅[41]同样利用三维有限元软件分析了单桩成孔对临近隧道的影响。隧道深12m，直径6.2m，桩长30m，桩径0.85m，隧道与桩间距3m。钻孔过程会引起周围土体有向孔方向位移以及隆起的趋势，其影响范围约为3倍孔径，变化值在1mm以内。泥浆护壁过程结束后浇筑混凝土的过程会使得周围土体有远离桩孔的趋势，位移约为3mm。隧道受周围土体的作用其变化与土体一致，即在钻孔过程有向钻孔方向的位移以及隆起，在混凝土浇筑过程中反方向位移。YAO，LI及CHU等通过有限元分析也得到了相似的结论[43]。以上的分析研究表明，虽然单桩或者数量不多的灌注桩成孔引起的位移和变形有限，但有数据表明成排钻孔成桩时其引起的位移量不容小觑，成孔后的缩径效应相互叠加将会产生较大的变形。一般而言，成排钻孔成桩引起的竖向位移可达到0.05%桩长，水平位移可达到0.08%桩长[5]。章荣军[1]收集了武汉地铁二号线循礼门站桩基施工时的实测数据，该车站由于离临近轻轨高架桥，为了减小对其桥墩桩基的影响，在地连墙成槽前先进行了钻孔灌注桩施工进行隔离。实测数据以及有限元数值模拟表明，整个灌注桩成孔以及地连墙成槽过程引起两个桥墩的沉降量分别为10.6mm和11.3mm，而两个桥墩的沉降由钻孔灌注桩成孔过程引起的分别可达47.1%和39.1%，由此可见，钻孔灌注桩成孔可能引起的周边环境的变化与地连墙成槽过程一样需要引起大家的关注。1.2.3长螺旋CFG桩施工对周围环境的影响CFG桩即CementFly-ashGravel（水泥粉煤灰碎石桩）的缩写，其由碎石、石屑、砂、粉煤灰掺水泥加水拌和而成，与灌注桩和碎石桩类似属于加强地基的一种方式。其承载力高于碎石桩而造价又低于灌注桩，故其自推广以来得到了广泛的应用[44]。目前CFG桩按成桩方式主要可分为两种，一种是振动沉管法，另一种是长螺旋钻管内泵压。其中振动沉管法属于挤土成桩，依靠沉桩机将CFG桩非排土的挤入土层内，该过程对周围土体扰动较大，且振动容易产生超孔压，甚至造成局部液化，施工噪声也很大。因此振动沉管法适用于挤土效果良好和可9 天津大学硕士学位论文液化的地基加固工程，且周围无重要建筑物、隧道、管线等。长螺旋钻管内泵压具有对周围土体扰动小，施工噪音小等优点，因此其较适用于建筑物较多的城市地区。本节主要针对长螺旋钻管内泵压的研究进行分析。冯志先等[44]分析了郑州市某处采用长螺旋CFG桩基引发周围地表开裂的工程实例。该工程基坑深7m，采用直径0.4m的CFG桩，桩长16.5m，桩距1.2m，开挖3m后施工CFG桩，土层中留下的空孔段长3m。3座楼的基础工程同时进行，但CFG桩施工至一半时，南侧附近路面出现了宽约50mm的裂缝。冯志先认为出现裂缝的原因可能有以下几点：（1）大量CFG桩同时施工对周围土体造成了扰动，软土的触变性使得土的强度降低，故由于桩施工引起的周围土体变形增加。（2）钻孔留下的大量空孔段使得土体水平卸荷较为严重，坑内被动土压力减小，周围土体向坑内的变形增加。（3）虽然钻孔后孔内浇筑了填料，但较短时间内其并不能形成较高的强度，故并不能有效限制坑外土体向坑内的变形。以上几点原因共同造成了较大的地表裂缝。孙瑞民等[45]通过收集分析多个工程实例。发现长螺旋CFG桩施工能引起很大的地表沉降，有时甚至不亚于直接基坑开挖引起的沉降。CFG桩施工引起的地表裂缝范围一般较长，十几米至几十米均可能出现，呈锯齿状延伸，宽度可达40mm。其方向一般平行于CFG桩轴向，沿基坑周围出现。通过对这些实际工程进行分析，孙瑞民得出裂缝出现的位置距基坑的距离及其出现的时间跟土层中饱和粉土层的厚度及深度有着密切的关系这一结论。张景伟等[46]结合小孔扩张理论和渗透变形原理，对CFG桩施工在郑州特殊的泛滥平原土质条件下引发周围土体变形的机理作出了分析，他认为主要原因分以下几点：（1）长螺旋CFG桩钻孔过程中孔内出现了真空区域。（2）钻孔结束后大量空孔同时存在的卸荷效应（3）钻孔过程中出现砂“砂塞”现象，使得周围土体产生了超孔隙水压力。以上几种作用可能单独也可能同时出现，对于不同地区起决定性作用的机理并不相同，在研究其影响时分别分析上述三个因素的作用效果，并取最大的影响范围作为共同作用的效果。他还给出了在郑州地区不同地方所需考虑的主要因素，如在郑东地区，一般只需要考虑第一种因素；但当空孔长度较长时，如大于6m，则需要考虑第二种因素；当“砂塞”现象较为明显时，则需要考虑第三种因素。赵秀绍[47][48]针对在郑东地区典型的饱和粉土层、粉质粘土层施工长螺旋CFG桩时，出现了窜孔以及周围建筑和地表较大宽度的裂缝这一现象做了较为细致的研究。他发现郑东地区的粉土具有轻微液化性、灵敏度高等特点，在实际CFG桩钻孔过程中，测得的孔隙水压力值已经增加到与上覆土重度相等，达到了液化的标准。且在长螺旋CFG桩钻孔过程中，螺旋钻的叶片之间经常会出现10 第1章绪论如图1-4所示的填不满土的情况，即出现“临空面”，液化土体则会填充这部分空隙，从而造成周围土体较大的变形。此外，赵秀绍还发现窜孔多发生在抽吸过程（向上提钻时钻头下方出现的短暂真空情况，如图1-5所示），与抽吸时周围土体孔隙水压力突然降低有密切联系。图1-4长螺旋叶片之间未充满土，出现临空面的现象[48]图1-5提钻引起桩孔内真空现象[48]赵秀绍[47]做了CFG桩钻孔后将空孔填满混合料的试验，发现仍会引起周围地表沉降和开裂。孙瑞民[49]类似试验也得出了类似的结论。赵秀绍[47]进一步进行了不填混合料的现场试验，形成了6根深7m的空孔，试验结果表明空孔引起周围土体变形的影响范围仅为1m，且地表沉降仅有1mm，说明空孔并不是引起地表变形和开裂的主要因素。值得注意的是，此次试验的场地地下水位在地表以下6、7m深处，即空孔深度范围内基本无地下水，无渗流问题，且土体强度较高，空孔数量又较少，这些都是变形较小的原因。赵秀绍进一步做了有限元数值模拟，研究深7m的空孔数量由1跟增加至9根时引起的变化，数值结果显示，随着孔数的增加，地表沉降由最初的1.38mm逐渐增加至最终的2.97mm，空孔直径的减小量也由最初的3.34mm增加至4.02mm。与现场试验类似，有限元数值分析时空孔范围内仍无地下水，且土强度指标c取21kPa，φ取23.6°，土质较强，故变形较小，但整个过程中仍可看出群孔之间效应相互叠加时较之单孔引起周围土体更大的变形11 天津大学硕士学位论文孙瑞民、杨凤灵及邓小涛[50][51]等通过在施工现场的饱和粉土层和粉砂层埋设孔隙水压力计，研究了长螺旋钻CFG桩施工过程中引起的孔隙水压力变化，分析了钻孔过程引起周围土体变形的原因。他们发现，当钻头到达孔隙水压力计标高以上2m左右时，孔隙水压力开始增加，分析认为这跟钻头的持续剪切扰动有关，而孔隙水压力的增加使得土颗粒之间有效应力减小，土体强度降低，呈流塑状但孔隙水压力的增加程度并未达到使土体液化的值。当钻头钻进至压力计标高时，孔隙水压力值达到最大，并随钻头继续钻进逐渐降低，这一变化表明当钻头螺旋叶片处的临空面出现时，呈流塑状的土体有向孔内变形的趋势，使得孔隙水压减小，周围土体变形增加。当钻头提升时，空隙水压力有一个很明显的下降过程，这是提钻时的抽吸作用，容易引起周围土体向孔内变形，以及窜孔和周围土体变形等现象。在郑东新区，由于CFG桩钻孔而引发的孔隙水压力变化的范围视土层不同而有所差异。影响范围最大的是深度8m的饱和粉土层，其影响范围能达到5m至6m，影响范围较小的是深度分别为14m和18m的粉砂和细砂层，影响范围仅有3m左右。通过以上的一系列分析研究，作者认为郑东新区由CFG桩钻孔引起的一系列对周围环境的影响，都可以归结为剪切扰动和抽吸作用共同的效应。1.2.4目前群桩效应的研究成果和存在的问题地连墙成槽、灌注桩成孔以及长螺旋钻CFG桩的施工过程都会对周边土体产生不小的影响，虽然群桩效应与上述三种情况都不完全相同，但上述研究中因土体损失而引起卸荷的基本原理却可以很好的应用到群孔效应的机理研究中。郑刚[52]等利用Plaxis三维有限元软件对群孔效应做了初步的探索，发现单孔对周边环境的影响程度主要与孔径和孔深有关，孔径越大，沉降值越大，空孔越深，则沉降最大值出现的位置离孔越远。作者还揭示了孔距较小时群孔之间水平和竖向土应力拱的相互影响和削弱是群孔变形增加的主要因素，但并未进一步详细的分析其机理。此外，还提出了便于计算的多孔合并的方法。综上所述，虽然已有学者对群孔效应进行了初步的探索，但对其研究的程度显然没有地连墙成槽、灌注桩成孔以及CFG桩钻孔等详尽。鉴于工程界已经开始认识到大量空孔同时存在时会对周围环境造成不容忽视的影响，应进一步探索和研究群孔效应。目前主要存在的问题包括：（1）虽然已经提到了群孔同时存在时水平和竖向应力土拱的相互影响和削弱是引起周围土体更大变形的原因，但具体机理却没有得到更进一步的解释和说明。（2）虽然单孔对周围环境影响程度大小的因素已经做了较为详尽的分析，12 第1章绪论但群孔存在时，其成孔先后顺序对周围环境的影响并没有分析，而这对实际工程往往有重要的指导作用。（3）之前的研究基本都是采用不排水强度，分析成孔瞬间对周围土体的影响，但若时间较长，随着孔隙水压的消散，变形将进一步增大。（4）群孔效应对周围环境的影响已经揭示，但减小这种影响的措施却还没有得到系统的研究，这对实际工程具有十分重要的作用。1.3本文研究内容本文在已有研究的基础上，利用Plaxis3D有限元软件，采用修正剑桥模型对群孔效应进行了探索分析，通过孔壁变形及孔周应力变化分析了群孔作用内在机理。在此基础上探索了成孔顺序、群孔分布形状以及时间效应等因素对群孔效应的影响。针对群孔对周围环境的影响，提出了提前施工地连墙和一定范围的空孔回填这两种较为经济的控制措施。此外，针对数值模拟计算量过大的问题，确定了多孔合并法的转化系数并提出了更为简化的等效基坑法。最后，通过对具体工程案例进行有限元数值模拟，验证了有限元分析的可靠性，也进一步得到了群孔对周边环境的巨大影响。主要包括以下内容：（1）进一步探索分析了群孔效应的内在机理。通过对比单孔和多孔时的应力变化情况及孔壁变形规律，分析得到了群孔相互作用的内在机理。（2）针对群孔对周边环境造成影响的几个因素进行了细致的分析。包括不同成孔顺序、不同分布形状以及时间效应的影响。采用5孔模型分析了不同成孔顺序对孔壁变形的影响。对周边环境的影响则主要考虑了从中间到两边，从两边到中间，从一侧到一侧，从中间到四周，从四周到中间五种成孔顺序引起的地表沉降差异。不同分布形状主要包括群孔方形、矩形、圆形以及L形分布。通过分析某种分布形状不同位置处的沉降差异以及上述四种分布形状引起的地表沉降对比，得到了不同分布形状的作用效果。最后分析了随时间进行，固结度的增加对孔壁变形的影响。（3）针对群孔效应对周边环境的影响，提出了两种较为经济的控制措施。包括在桩基施工前提前施工地连墙和及时进行一定范围的空孔回填。通过对比提前施工地连墙与不提前施工地连墙引起的地表沉降得到了地连墙的作用，并研究了插入比的影响。通过分析回填排数与地表沉降的关系，得到了回填范围的影响。（4）为简化计算，在本文研究的土质条件下，通过大量模型对比分析了多孔合并法的转换系数，并在此基础上提出了等效基坑法，确定了不同深度的群孔的等效基坑开挖深度。13 天津大学硕士学位论文（5）通过对某工程案例进行有限元数值模拟，验证了有限元分析的可靠性，通过分析群孔引起的地表沉降占总沉降的比例，总结了群孔对周边环境的巨大影响。14 第2章群孔效应中空孔的相互影响机理分析第2章群孔效应中空孔的相互影响机理分析2.1有限元模型介绍2.1.1土质条件为了探索群孔作用的机理，采用Plaxis3D有限元软件进行数值模拟。数值模拟土体采用Cam-Clay模型，排水类型采用不排水A类。土体饱和重度γsat取17.5kN/m3.。e-lnp关系图中NCL及CSL线斜率λ(压缩指标)取0.25，回弹再压缩曲线OCL线斜率κ（膨胀指标）取0.05，p’-q平面临界状态线斜率M取0.65，初始孔隙比e[53]0取2.62，泊松比ν取0.3。水位位于地表。2.1.2施工步骤考虑土体为超固结土，且后续将要进行离心机试验，为在探索群孔作用机理的同时为后期的离心机试验方案提供数值模拟方面的指导，数值模拟与离心机试验将要采用的步骤保持一致。因为离心机试验将在1g条件下固结并加载，之后在离心机上进行后续步骤，故有限元模拟分以下施工步进行：（1）在1/40g的条件下完成k0固结。（2）模型表面均布200kN超载，忽略土体不排水行为使其在超载下充分固结。（3）取消地表200kN超载，使其在1g条件下卸荷回弹，忽略其不排水行为，保证孔隙水压力充分消散。（4）不排水条件下桩孔开挖。（5）采用固结算法消散孔隙水压力（此步骤在研究群孔的时间效应时设置）。2.2成孔引起的孔壁变形规律分析2.2.1单排孔随孔数增加孔壁变形规律为了消除模型边界效应对所要研究区域变形及应力的影响，采用全模型进行数值模拟。在探索孔壁变形随孔数变化的规律时，由于孔数较多，孔径采用较小值0.4m，孔深8m，孔间距取4倍孔径1.6m。模型边界水平方向为50×50m，保证距边孔至少2倍开挖深度，模型深度取2倍孔深16m，以减小模型边界的影响。群孔附近网格加密，以保证计算精度。模型尺寸及单排孔随孔数增加时的成孔顺序如图2-1。15 天津大学硕士学位论文按照上述施工步骤，孔数以1-3-5-7-9的顺序依次增加，群孔孔壁变形分布图及特定位置孔壁变形随孔数增加的变化规律如下图所示。图中Xn（n=1,2,3……）表示从中心孔开始X正方向第n个孔。孔壁变形观测点975313579中心X1X2X3X4图2-1模型尺寸及网格划分0中心中心0X1孔-2X1孔-2-4X2孔-4-6-6-8/m-8/m-10-10深度深度-12-12-14-14-16-16-50-40-30-20-100-50-40-30-20-100位移/mm位移/mm（a）（b）16 第2章群孔效应中空孔的相互影响机理分析中心0中心0X1孔X1孔-2-2X2孔X2孔-4-4X3孔X3孔-6X4孔-6-8/m-8/m-10-10深度深度-12-12-14-14-16-50-40-30-20-100-16-60-50-40-30-20-100位移/mm位移/mm（c）（d）图2-2孔壁变形分布图：（a）3孔，（b）5孔，（c）7孔，（d）9孔1孔时01孔时03孔时-23孔时-25孔时5孔时-4-47孔时7孔时9孔时-6m9孔时-6-8/-8/m-10-10深度深度-12-12-14-14-16-16-60-50-40-30-20-100-40-30-20-100位移/mm位移/mm（a）（b）图2-3孔数变化时（a）中心孔，（b）最外侧孔孔壁变形变化规律由图2-2孔壁变形分布图可看出，单排孔随着孔数增加，孔壁变形的分布规律总是呈现出中心孔变形最大，向外依次递减，最外侧孔变形最小的规律。由此说明中心孔受到周边孔的影响最大。且通过对比不同孔数时中心孔和最外侧孔的变形，如图2-3所示，可以发现，随着孔数增加，中心孔的变形逐渐增大，且孔数较少时增幅较大，随着孔数的增多，变形增长逐渐变缓，趋于稳定。而最外侧孔变形则仅单孔时变形较小，其余孔数时变形均较为接近。2.2.2随排数增加孔壁变形规律实际工程中群桩施工在土体中留下的空孔往往是多排而非单排，故在对单排孔随孔数增多孔壁变形的规律进行探索后，开始研究排数增多对孔壁变形规律的影响。为了方便计算节省时间，同时确保研究规律的准确性，采用x方向一排9孔同时成孔，排数按1-3-5-7-9排顺序沿y方向对称增加的模型进行孔壁变形规律分析，如图2-4所示。中心孔及中间排边孔孔壁x、y方向的变形随排数增加变化规律如图2-5所示。17 天津大学硕士学位论文975313579图2-4排数增加顺序1排01排05排-25排-29排-49排-4-6-6-8/m-8/m-10-10深度深度-12-12-14-14-16-16-50-40-30-20-100-40-30-20-100位移/mm位移/mm(a)(b)1排01排03排-23排-25排-45排-47排7排-6-69排9排-8/m-8/m-10-10深度深度-12-12-14-14-16-16-50-40-30-20-100-30-20-100位移/mm位移/mm(c)(d)图2-5（a）中间排中心孔x方向（b）中间排中心孔y方向（c）中间排边孔x方向（d）中间排边孔y方向孔壁变形随排数增多变化规律从图中可以看出，中心孔x方向变形明显大于y方向，且x、y两个方向的孔壁变形随排数增加均无太大变化，即排数增加对中心孔壁变形影响较小。而中18 第2章群孔效应中空孔的相互影响机理分析间排边孔x方向变形则随排数增加明显增大，在排数增加到9排时其变形值接近中心孔。而中间排边孔y方向的孔壁变形值随排数增加则无明显变化，且其值略小于中心孔y方向的变形值。通过以上对变形规律的总结可以发现，单排孔数增加时，不仅新成孔孔壁会因卸荷而产生变形，还会对已有空孔的变形产生影响。而排数增加时，某些特殊位置的空孔其孔壁变形随排数增加却没有太大的变化，而某些位置的变形则随排数增加而呈现出规律性的变化。这说明不同于单孔，群孔施工时孔与孔之间存在一种相互作用，这种作用会使得由于成孔而引起的土体变形增加。但排数增加时某些位置孔壁变形并未有显著变化又说明并不是只要孔数增加变形就会增大，而是存在某种特定的相互影响的机理。下两节将借助有限元的分析来探索这种相互作用的机理，即群孔效应的机理。2.3单独成孔时周围土体的应力变化规律在研究机理阶段，整体尺寸为40×40m，深16m。同时，为了使单孔及群孔相互作用机理更加明显，孔径采用较大的0.8m，孔深8m，孔间距为4倍孔径3.2m。此阶段单向最多3孔，故最外侧孔壁距模型边界仍大于2倍孔深，可认为模型边界对孔的影响很小。模型尺寸和网格划分情况如图2-6所示，邻近桩孔的单元网格进行了加密。图2-6模型尺寸应力拱的形成是土体自身抗变形能力增强的一个重要原因，其最早由太沙基通过活动门试验证实。土体在荷载作用下产生不均匀位移，在有可作为拱脚的结19 天津大学硕士学位论文构存在的情况下，土颗粒之间楔紧如同拱一样，通过颗粒之间的粘结和摩擦使得土压力重分布，这就是土拱效应。成孔引起的应力拱又略有别于常见的土拱效应，下面分别从水平方向上的应力拱和竖向的应力转移来进行分析。2.3.1水平向应力拱以单孔开挖进行分析，不同于地连墙成槽等工艺存在可形成拱脚的支撑，单独成孔并不存在可支撑拱脚的结构，但圆孔开挖卸荷使得孔周土体在环向受到径向土体的挤压作用，导致环向土体整体楔紧，形成了环形土拱。取-6m深度处的主应力矢量图如下所示。(a)(b)（c）（d）图2-7单孔-6m处成孔前（a）径向主应力（b）环向主应力成孔后（c）径向主应力（d）环向主应力从图中可以看出，由于开挖卸荷导致孔外土体主应力矢量发生偏转，邻近孔的土单元径向应力大幅减小，朝向孔心的径向主应力的挤压效应以及卸荷产生的回弹效应使得孔周土体有向孔内变形的趋势，这使得环向土体楔紧作用明显，环向主应力增加，从而在水平方向上使得土单元之间的环向挤压作用增强，形成环向应力拱，阻碍孔周土体进一步向孔内变形。-6m处圆孔周围水平面上的剪应力20 第2章群孔效应中空孔的相互影响机理分析云图如图2-8所示，从图中可以看出，越靠近孔壁处剪应力越大，随着离孔壁距离增大剪应力逐渐减小。如图2-9所示，这是因为孔壁处水平卸荷最多，径向主应力最小，而挤压效应明显，环向主应力最大，因此剪应力最大。随着离孔壁距离增加，卸荷效应及挤压效应均有所减小，故剪应力逐渐减小。图2-8单孔-6m处水平面上剪应力云图-20x向应力/kpa-40y向应力/kpa-60/kpa-80-100应力-120-14005101520水平距离/m图2-9单孔-6m深度处水平x、y向应力分布图2.3.2竖向应力转移成孔引起的应力变化，即应力拱的形成不仅体现在水平方向上，竖向也存在与水平方向类似的情况。但与水平方向略有不同的是，竖向由于上部不存在可以作为拱脚的支撑结构，亦不能像水平方向那样形成环形的应力拱，故其从严格意义上来讲并不能形成具有两端支承的应力拱，而仅在一端存在拱脚，这种现象称为应力转移[54]。如图2-10有效应力云图所示，成孔后在孔深范围内水平方向上的径向应力均因卸载而减小，但孔底却出现了应力增强的现象。这是由于成孔引起的卸荷在水平方向和竖向同时作用，在竖向剖面上，整个孔深范围内的孔壁整体均有沿径向向孔内变形的趋势，在竖直方向上也有整体向孔内变形的趋势，孔深范围内的土体通过层与层之间的水平剪应力将部分径向应力传至孔底，如图2-10所示，21 天津大学硕士学位论文最终使得孔底位置处出现应力增强。图2-10单孔径向应力云图图2-11单孔水平向剪应力云图分别取孔底、孔壁、n倍孔径（n=1-6）、以及模型边界处沿深度的x、y向水平应力，其规律如图2-12、2-13。由图2-12可得，因成孔引起的卸荷，使得径向水平应力沿深度存在不同程度的减小，在孔的中下部应力减小的幅度较大，但在孔底及孔壁处可观察到明显的应力增加，这说明竖向应力转移确实存在。随着离孔壁距离的逐渐增加，径向的卸荷效果也逐渐减弱，最后趋近于成孔之前的应力分布情况。环向应力则沿深度存在不同程度的增强，这是水平向环形应力拱的效果，并且同样是在孔的中下22 第2章群孔效应中空孔的相互影响机理分析部应力增加的幅度较大。与径向应力类似，环向应力的增强作用也随离孔壁距离的增加逐渐减弱，最终趋于成孔前的应力分布。对比图2-12和2-13可以发现，径向应力卸荷和环向应力增强总是呈现相似的规律，其卸荷（增强）绝对值沿深度先逐渐增加，至-7m处卸荷（增强）作用达到最大，随后逐渐减小，在约-9m处减小至0，即不再存在卸荷（增强）作用。在水平方向上，可以明显观察到从孔壁至4倍孔径距离处为成孔引起的卸荷严重影响区，大于4倍孔径距离处则影响较小。0孔底孔壁-22倍孔径-43倍孔径4倍孔径-65倍孔径6倍孔径-8孔底标高模型边界/m-10深度-12-14-16-18-140-120-100-80-60-40-20径向水平应力/kPa图2-12单孔径向水平应力沿深度分布图0孔底孔壁-22倍孔径-43倍孔径4倍孔径-65倍孔径-86倍孔径/m孔底标高模型边界-10深度-12-14-16-18-140-120-100-80-60环向水平应力/kPa图2-13单孔环向水平应力沿深度分布图之所以径向和环向水平应力总是呈现出相似的规律，是因为卸荷作用明显的23 天津大学硕士学位论文区域，其向孔内的变形也越大，这就使得环向的楔紧作用也更加明显，从而使得环向水平应力相应的增加。故水平方向上的应力卸荷和增强总是相对应的出现。2.4群孔作用机理分析单孔引起的周围土体的应力变化，即水平向的环形应力拱和竖向的应力转移已经在上文中进行了描述。但在群孔施工时，由于孔与孔之间距离一般取4倍桩径。如上文所述，单孔时4倍范围内影响较大，这就必然存在当两孔、甚至多孔共同存在时相互影响的问题。故群孔时需要考虑孔与孔之间对彼此孔周土体应力拱的影响。此外，在已有空孔附近再次成孔对已有孔而言本身就是一种卸荷效应，会使得已有孔有整体向新成孔方向变形的趋势。故在研究群孔效应时需要从应力拱的相互影响和卸荷效应两个方面考虑。2.4.1群孔间彼此应力拱的相互影响取孔径0.8m，孔深8m，孔心距4倍孔径，即3.2m的三孔研究孔之间的相互影响作用机理。先开挖一孔，再在该孔两侧对称开挖一孔。由于是两侧同时开挖，可以避免单侧开挖的卸荷效应所带来的对中心孔变形的影响，从而可以更加准确的研究多孔时应力拱之间的相互影响。首先，对比单孔和三孔时水平面内的主应力矢量图可以发现，由于两侧各增加了一孔，中间孔的环向主应力范围缩小到了2倍孔径范围内，而通过之前的分析已经得知，环向主应力对阻碍孔周土体向孔内的变形至关重要。两侧空孔的环向主应力在靠近中心孔一侧也仅有2倍孔径范围，在远离中心孔方向虽然范围有所增加，但其整个应力拱呈现出非对称的分布，对阻碍土体变形的能力也有所削弱。如图2-14所示。图2-14单孔与三孔时环形主应力矢量图24 第2章群孔效应中空孔的相互影响机理分析图2-15为-6m深度处3孔孔心连线方向的径向和环向应力分布随孔开挖的变化规律。因为是对称模型，故水平方向仅取一侧边界至中心孔的距离。成孔单孔时径向应力单孔时环向应力0两孔时径向应力两孔时环向应力-20-40-60-80/kPa-100应力-120-140-16020151050距中心孔距离/m图2-15-6m深度处单孔与三孔径向及环向应力对比由图2-15可以发现，单孔时随着离孔壁距离的增加径向应力绝对值逐渐增加，直至恢复无扰动时的应力水平，但多孔时两孔之间的土体径向应力一直维持在-40kPa不变，即左侧孔的出现使得两孔之间的土体卸荷作用更加明显，径向应力明显减小。两孔之间的环向应力绝对值则呈现出由孔壁至两孔中心线处逐渐减小的倒v型分布，这也说明了临近空孔的出现使得环向应力拱的范围缩小到两孔中心线处。群孔相互之间的影响除了体现在环向主应力的范围之外，环向主应力的强度也受到了影响。为了研究群孔相互作用对应力拱强度的影响，仍取上述模型的尺寸，在中心孔左右两侧4倍孔径处先后开挖第2孔和第3孔，中心孔垂直于三孔连线方向-6m深度处环向水平应力的变化规律如图2-16所示。由图2-16可明显看出，随着中心孔左侧空孔的开挖，环向应力最大值从单孔时的135kPa减小至130kPa，随着右侧空孔的开挖继续减小至125kPa。这充分说明了临近空孔的存在会使环向应力的最大值减小，即削弱环向应力拱的强度。25 天津大学硕士学位论文-80-100/kPa-1201孔环向应力2孔3孔-14005101520距中心孔距离/m图2-16垂直3孔方向中心孔-6m深度处环向应力随孔数增加变化规律综上所述，群孔之间相互作用不仅使得各自应力拱的范围大幅度减小，且会使环向应力的最大值减小，即应力拱的强度被削弱。较之于单孔，基于上述两种作用，群孔通过对应力拱的破坏使得孔周土体位移增加。2.4.2成孔的卸荷效应对相邻孔变形的影响分析在已有空孔附近成孔时，不仅会对彼此的应力拱造成影响，其开挖对于已有孔而言本身就是一种卸荷作用，类似于基坑开挖对周边土体的影响。不同的是较之于基坑开挖，成孔过程土体损失较少，因此其卸荷效应相对较弱。由于在已有空孔附近成孔必然会对彼此应力拱造成影响，为了较为清楚地得到卸荷效应的作用，采用先在空孔左侧4倍孔径处挖孔，再同时在空孔上下两侧4倍孔径处成孔，最后在空孔右侧同样距离处成孔的方法来避免应力拱的破坏对结果的影响。由于环向应力拱的形成条件必须有较为完整的环向路径才能构成，因此在有限元模拟过程中，通过在三个方向成孔将中心孔应力拱路径削弱，则在最后一孔开挖过程中，对中心孔的应力拱影响就已经很小，几乎可以忽略不计，此时通过观察中心孔孔壁的变形情况可以较为直观的了解卸荷作用对中心孔的影响。具体成孔步骤示意图及环向主应力矢量图见图2-17。通过图2-17可以看出，当中心孔其它三个方向都存在空孔时，应力拱的范围基本已经与周围存在四孔时无异，即被削弱程度已经十分接近四个方向都存在空孔时的效果，故最后一个空孔成孔的过程对中心孔的应力拱影响极小，可以忽略不计。这就为接下来研究该孔开挖的卸荷作用对中心孔的影响提供了基础。中心右侧孔壁变形随上述四个步骤的变化情况如图2-18所示。26 第2章群孔效应中空孔的相互影响机理分析（a）第一步（b）第二步（c）第三步（d）第四步图2-17成孔步骤及环向主应力矢量图由图2-18可发现，在前三个步骤中，随着空孔的开挖，中心孔右侧孔壁的变形不断增加，这是因为在这一阶段，成孔对中心孔应力拱的削弱作用较为明显，故孔壁变形增大。但最后一步在右侧的成孔则明显观察到孔壁变形变小，这是因为通过前三个步骤，应力拱已经被削减至较弱的状态，再成孔对变形起主要作用的是开挖的卸荷作用。右侧的卸荷作用使得中心孔有整体向右侧偏移的趋势，故27 天津大学硕士学位论文右侧孔壁变形在这一阶段变小，充分的印证了卸荷作用在群孔施工过程中对变形的影响。第一步0第二步-2第三步第四步-4-6-8/m-10深度-12-14-16-60-50-40-30-20-100中心孔变形/mm图2-18中心孔右侧孔壁变形变化规律综上所述，多孔存在时不同于单孔，也不是将所有单孔引起的变形进行简单的加和即可。较之于单孔，多孔的存在对变形的影响主要可分为两个方面：（1）孔与孔之间对彼此应力拱的影响。对应力拱的影响又表现为对环向应力拱的分布范围和拱强度的影响。当在已有空孔附近再次成孔时，孔的环向应力拱范围会变小，且最大环向应力值会降低，应力拱因此被削弱。（2）在已有空孔附近再次成孔的卸荷效应。新增加的空孔造成的土体损失是一种卸荷作用，会使周围土体有向该孔变形的趋势。群孔效应是上述两种效果共同作用的效果，在具体分析对孔周土体变形的影响时需将两种影响均考虑在内。2.5本章小结本章通过有限元数值模拟，以单排孔顺序成孔以及多排孔成孔时不同位置空孔孔壁变形的不同变化规律为引导，分析了单孔成孔时周围土体的应力变化，以及多孔时的互相影响机理。具体结论如下：（1）成孔时由于卸荷作用，孔周土体有向孔内变形的趋势。此时空孔周围径向主应力减小，环向主应力增加，水平面上形成环向应力拱。竖直方向出现应力转移，孔底部径向应力增加。（2）较之于单孔，多孔的存在对变形的影响主要可分为两个方面：①孔与孔之间对彼此应力拱的影响。对应力拱的影响又表现为对环向应力拱的分布范围和拱强度的影响。当在已有空孔附近再次成孔时，孔的环向应力拱范围会变小，28 第2章群孔效应中空孔的相互影响机理分析且最大环向应力值会降低，应力拱因此被削弱；②在已有空孔附近再次成孔的卸荷效应。新增加的空孔造成的土体损失是一种卸荷作用，会使周围土体有向该孔变形的趋势。群孔效应是上述两种效果共同作用的效果，在具体分析对孔周土体变形的影响时需将两种影响均考虑在内。29 天津大学硕士学位论文30 第3章群孔效应的影响因素研究第3章群孔对周边环境的影响因素研究3.1群孔成孔顺序对周边环境的影响研究在已有空孔附近继续成孔会对已经存在的孔产生影响，这一作用机理在上一章中已经进行了详尽的阐述。在实际工程中，由于作业条件或者设备的限制，同时大量打桩从而留下空孔几乎不可能，因此空孔按某种顺序形成。本节就不同的施工顺序对已有空孔的干扰以及对周围环境的影响进行了探索。3.1.1成孔顺序对已有空孔的影响分析在已经存在空孔的临近区域再次成孔时，对已有空孔会产生多大的影响，是否会引起塌孔等现象是大家十分关注的问题。为了探索这种影响，以及得到影响相对较小的成孔方式，依然采用上一章分析群孔作用机理时的模型，孔径0.8m，孔心距3.2m，孔深8m。对于此十字型5孔模型，在用有限元进行模拟时，采用了以下3种成孔顺序，如图3-1所示。图3-1三种成孔顺序分别取如图所示1孔（中心孔）右侧和上侧孔壁变形随上述三个成孔顺序的变化规律如图3-2和图3-3所示，图3-2为中心孔右侧孔壁变形随不同成孔顺序31 天津大学硕士学位论文的变化规律，图3-3为中心孔上侧孔壁变形变化规律。中心孔0第一步第二步-2第三步-4-6-8/m-10-12深度-14-16-18-60-50-40-30-20-100变形/mm（a）中心孔第一步0第二步-2-4-6-8/m-10-12深度-14-16-18-60-50-40-30-20-100变形/mm（b）中心孔第一步0第二步-2第三步-4-6-8/m-10-12深度-14-16-18-60-50-40-30-20-100变形/mm（c）图3-2中心孔右侧孔壁按成孔顺序（a）顺序一（b）顺序二（c）顺序三的变形规律32 第3章群孔效应的影响因素研究中心孔0第一步第二步-2第三步-4-6-8/m-10-12深度-14-16-18-60-50-40-30-20-100变形/mm（a）中心孔0第一步第二步-2-4-6-8/m-10-12深度-14-16-18-60-50-40-30-20-100变形/mm（b）中心孔0第一步第二步-2第三步-4-6-8/m-10-12深度-14-16-18-60-50-40-30-20-100变形/mm（c）图3-3中心孔上侧孔壁按成孔顺序（a）顺序一（b）顺序二（c）顺序三的变形规律从图3-2以及图3-3中可以发现，同一位置成孔顺序不同时孔壁变形呈现出不同的变化规律，而同一成孔顺序下不同位置的孔壁变形也不相同。如上一章分析群孔相互作用的机理时所总结的，多孔存在时影响孔壁变形的主要因素需综合考虑以下两个方面，一是孔之间应力拱的相互破坏，二是成孔的卸荷作用，可将其应用于解释成孔顺序带来的不同孔壁变化规律。33 天津大学硕士学位论文图3-2（a）中，第一步在中心孔左侧成孔对已有空孔既存在应力拱的削弱作用，同时也是一种卸荷作用，因此此时右侧孔壁的变形是两种作用共同作用，使其朝同一个方向变形，故变形增加较大。而第二步在中心孔右侧成孔，对中心孔的应力拱则是进一步的削弱，使其继续朝孔内变形，但对右侧孔壁而言，此时的卸荷作用使其有远离孔心的趋势，但在两种效应共同作用下，对应力拱的削弱占主导作用，故右侧孔壁继续向孔内变形，但增加幅度小于第一步。最后在中心孔上下两侧同时成孔时，对右侧孔壁而言由于两侧对称卸载，故卸载对其变形的影响可忽略不计，而此时仅有成孔对孔壁的削弱作用，由于左右两孔的存在对中心孔的应力拱已经有大幅度的削弱，故此时两孔的削弱程度也较低，表现为孔壁变形增加很小。其中最后一步的变形规律可以很好的解释2.2.2小节中中心孔x向变形随排数增加时变化很小这一现象。对比图3-2（b）和（c）中的第二步可以发现，单侧成孔对应力拱的削弱作用小于两侧同时成孔，因此两侧同时成孔时变形大于单侧成孔。而（c）中第三步则如2.4.2小节中所述，由于其它三侧成孔对应力拱的削弱程度已经很强，故此时在右侧成孔起主导作用的是卸荷作用，故右侧孔壁会有远离孔心的趋势，变形减小。且图（c）的第二步，即在左侧已有空孔的情况下继续在中心孔上下两侧成孔，引起中心孔右侧孔壁变形有较大增加，这也是解释2.2.2小节中中间排边孔x方向变形随排数增加逐渐变大这一现象的一个原因。对比图3-2中的（a）和（c）可以发现，虽然最终的孔数以及分布方式完全一样，但由于成孔顺序不同，最终中心孔右侧孔壁的变形并不一样。成孔顺序一整个过程三次成孔都使中心孔孔壁变形增加，从最初单孔时最大值50mm增加到了60mm，增加比例达到了20%。而成孔方式三虽然在第二步成孔时所引起的中心孔孔壁变形仍与顺序一第二步保持大致相同，但最后一步的卸荷作用使孔壁变形减小，从而使得孔壁变形从最开始的50mm仅增加到了55mm，增加比例为10%。由此可得出成孔顺序三较之于顺序一对中心孔的变形影响更小。从图3-3（a）中可看出，在中心孔左右两侧连续成孔对于中心孔上侧孔壁而言，与3-2中（b）和（c）中的第二步类似，由于拱的削弱变形持续增加。但第三步上下两侧孔出现，由于上侧孔离上侧孔壁较之下侧孔更近，故两孔的出现整体表现为使孔壁远离孔心的卸荷效应，且由于应力拱已被大幅度削弱，此时卸荷作用占据微弱的主导作用，孔壁变形稍稍减小。这也解释了2.2.2小节中，中心孔孔壁y向变形随排数增加并无明显变化，甚至有些许降低的现象。而图3-3中的（b）则更加清楚的展现出卸荷的作用，第二步由于仅中心孔上方单侧成孔，较之两侧对称成孔，其卸荷作用更加明显，因此在（b）可以更加明显的看到孔壁变形的减小，其最终变形甚至小于单孔时的变形。34 第3章群孔效应的影响因素研究图3-3中（c）第二步则是对拱的削弱和卸荷效应两种作用有使上侧孔壁分别朝孔内和远离孔心的趋势，削弱效应对变形的影响更大，但并不明显，故最终使得变形增加幅度较小，这解释了2.2.2小节中中间排边孔y向变形随排数增加无明显变化这一现象。综上所述，考虑成孔顺序对已有空孔的变形影响时，应综合考虑对拱的削弱效应和卸荷效应。根据分析变形的孔壁位置和成孔位置以及已有空孔的情况，孔壁变形增加或减小以及增加的多少主要可分以下两种情况。图3-41、2、3号孔与中心孔的位置关系1、当考虑中心孔某处孔壁的变形时，如图3-4中心孔右侧黑点位置处孔壁的变形。若新成空孔孔心与中心孔孔心的连线和所观测孔壁与孔心的连线相垂直，如图3-4（a）中3号孔的位置，则仅有对拱的削弱作用影响孔壁变形，此时视中心孔周围是否存在其它空孔，孔壁变形会有不同程度的增加，即若3号孔成孔前中心孔周围不存在其它孔，则3号孔对中心孔应力拱的削弱较多，变形增加较多；若3号孔成孔前1号或2号孔已经存在，对应力拱已经有一定程度的削弱，此时再成孔削弱程度减小，孔壁变形增加较少；若1号和2号孔在3号孔之前均已经存在，则此时再成孔对应力拱的削弱已经非常小，孔壁变形增加最少。2、若新成空孔与中心孔及该处孔壁在一条线上，如图3-4（a）中的1号孔和2号孔，则应力拱的削弱作用和卸荷效应会同时影响孔壁变形，可分以下两种情况分析。（1）当削弱作用和卸荷效应使孔壁朝相同方向变形时，如1号孔，此时视中心孔周围是否存在其它空孔，孔壁变形有不同程度的增加，即若应力拱尚未被削弱（不存在其它空孔）或被削弱的程度很低（1号孔成孔前仅存在2号孔），则孔壁变形增加较大；若应力拱已经被较大削弱（1号孔成孔前存在3号孔或2、3均存在），则孔壁变形增加较小。（2）若两种效应使得孔壁变形朝相反方向变35 天津大学硕士学位论文化，如2号孔，则根据应力拱被削弱的情况，孔壁变形可能继续增加，也可能减小。如果在2号孔成孔之前中心孔周围不存在其它孔或仅存在1号孔，即应力拱未削弱或削弱程度较低，则2号孔成孔时对拱的削弱作用占主导，孔壁变形会增加。如果在2号孔成孔之前3号孔已经存在，即应力拱被削弱程度已经较大，则此时2号孔的卸荷效应占主要作用，孔壁变形减小。3.1.2成孔顺序对周围环境的影响在3.1.1节中研究分析了在中心孔附近成孔时不同成孔顺序对中心孔孔壁变形的影响。实际工程中桩基施工时往往是成百上千根桩，因此遗留的空孔也将与成桩时的特点保持一致，即数量多且存在多种成孔的顺序。为了使计算结果对实际工程有一定的参考性，同时考虑到工作站的计算能力，本小节中采用与2.2.1小节中相同的模型尺寸，即模型长宽高为50m×50m×16m，孔径0.4m，孔心距4倍孔径1.6m，固结时的先期固结压力为150kPa。当分析成孔引起的周边土体变形时，定义群孔边界线为距最外排空孔孔心2倍孔径距离的，在本小节中，如未作特殊说明，群孔边界线均指9×9孔的群孔边界线，即14.4m×14.4m的方形边界。为使最终通过不同顺序成孔的计算结果具有可对比性，在数值模拟中无论采用何种成孔顺序，最终成孔数量保持一致，均为9×9=81孔。模型尺寸及最终孔的分布情况如图3-5所示。结合工程实际，成孔顺序主要考虑如图3-6所示的5种顺序。图3-5模型尺寸及孔的分布36 第3章群孔效应的影响因素研究2D5D4群孔边界线321沉降观测线2342D5（a）555444333222543212345222333444555（b）图3-6成孔顺序如图3-6所示，5种成孔顺序分别为：①从中间到两边，即（a）中的1-2-3-4-5排的成孔顺序；②从两边到中间，即（a）中的5-4-3-2-1排的成孔顺序③从一侧到另一侧，即（a）中的5-4-3-2-1-2-3-4-5排的成孔顺序；④从中心向四周，即（b）中的1-2-3-4-5从中心向四周环向扩散的成孔顺序；⑤从四周向中心，即（b）中的5-4-3-2-1从最外层向中心的成孔顺序。以图3-5中y轴正向，即图3-6中群孔上侧为北。定义群孔边界线上某点的沉降观测线为垂直于群孔边界线从该点至模型边界的范围。在不同成孔顺序情况下周边土体的沉降随距群孔边界距离的变化其分布规律如下所示。图3-7（a）和（b）分别为从中间到两边成孔时东侧和北侧群孔边界线中点处沉降观测线上的地表沉降。从图（a）中可以看出，从最开始的仅有1排孔，37 天津大学硕士学位论文一直到最终的9排，随着孔排数增加，东侧沉降观测线上的地表沉降总是呈现出凹槽形的分布规律，且仅有1排孔时离群孔边界线很近的位置出现轻微的地表隆起，3排孔时转变为沉降。最终最大沉降值出现在离群孔边界线约1m处，沉降值为13mm。而图（b）北侧沉降观测线上的沉降则呈现出明显的三角形分布，即最大值出现在群孔边界线处。其沉降值也随排数增加逐渐变大，且最终最大沉降值为18mm，较之东侧的13mm增加了约40%。对比（a）和（b）可以发现，仅有1排孔时，北侧群孔边界线虽然距孔心7.2m，但其沉降已经达到了-4mm，远大于离孔心最近距离仅为0.8m的东侧群孔边界线处的沉降。这是由于单排孔沿x方向分布，使得垂直于x方向的y方向土体受到的卸荷作用远大于x方向，因此北侧沉降值远大于东侧。取每一步成孔时的北侧群孔边界线（即当前步已有孔的最外排空孔的边界线）中点的沉降观测线，其地表沉降变化规律如图3-8所示。从图中可以发现，此时的沉降分布规律也呈现出凹槽形，且仅单排存在时北侧的边界线上也同东侧类似，出现了轻微的隆起，随成孔排数增加沉降值逐渐变大。但不同于图3-7（a）中初始沉降很小，且每一次成孔引起的沉降值增加幅度较为稳定，图3-8中初始沉降值较大，但每一次成孔引起的沉降值的增幅减小较快。距离/m距离/m2051015200510152000-2-2-4/mm-4-6/mm-6-8-81排-101排地表位移-102排-122排地表位移-14-123排3排-16-144排-184排5排5排（a）（b）图3-7从中间到两边成孔时（a）东侧（b）北侧群孔边界线中点沉降观测线上的地表沉降距离/m5101520250-4-8/mm-121排2排地表位移-163排-204排5排图3-8不同开挖步当前群孔边界线中点处沉降观测线上的地表沉降值38 第3章群孔效应的影响因素研究图3-9为从两边向中间成孔时东侧和北侧群孔边界线中点处沉降观测线上的地表沉降。从图中可以发现，与从中间向两边成孔时的沉降分布形式正好相反，从两边向中间成孔时，东侧沉降观测线上的地表沉降呈现出三角形分布，沉降值由外侧两排时的4mm最终增加至15mm。而北侧沉降观测线上的沉降分布则呈现出凹槽形，且凹槽最低点，即沉降最大值的位置随着成孔步骤的进行越来越靠近群孔边界线，最终沉降最大值为14mm，与东侧沉降值较为接近。距离/m距离/m051015200510152000-2-2-4-4/mm-6/mm-6-85排-85排-104排-104排地表位移-123排地表位移3排-12-142排2排-14-161排1排（a）（b）图3-9从两边到中间成孔时（a）东侧（b）北侧群孔边界线中点沉降观测线上的地表沉降图3-10为从南侧向北侧成孔时，东侧、北侧和南侧沉降观测线上的沉降分布图。图（a）为东侧沉降观测线上地表沉降随成孔顺序变化图，从图中可以发现，刚开始4排孔时沉降曲线仍呈现出三角形分布，当第5排成孔结束，即中间排完成后，沉降曲线转变为凹槽形，且在群孔边界线上的沉降值几乎未发生变化，之后随着成孔的进行沉降逐渐增加，最终达到14mm。（b）为北侧沉降观测线上的沉降值，其一直呈现出三角形的分布形式，且最终沉降值达到了18mm，比东侧和南侧增加了约30%，为此种成孔顺序下沉降最大的一侧。（c）为南侧沉降观测线上的沉降分布，呈凹槽形且第一排孔成孔时群孔边界线附近出现轻微的隆起，沉降值刚开始增加较快，随后减缓。距离/m051015200-2-41排-62排/mm3排-84排-105排地表位移-124排3排-142排1排（a）39 天津大学硕士学位论文距离/m051015200-2-41排-62排/mm-83排-104排-125排地表位移-144排-163排-182排1排（b）距离/m2051015200-21排-42排/mm3排-64排-85排地表位移-104排-123排-142排1排（c）图3-10从南侧到北侧成孔时（a）东侧（b）北侧（c）南侧群孔边界线中点沉降观测线上的地表沉降距离/m051015200-2-4-6/mm-8中心-10第2层地表位移-12第3层-14第4层第5层-16图3-11从中心到四周成孔时群孔边界线中点沉降观测线上的地表沉降图3-11为从中心向四周成孔时沉降观测线上的地表沉降，呈三角形分布，其在最后一周成孔时有转换成凹槽形分布的趋势。刚开始成孔时沉降很小，随后增加较快，最终沉降值达到了15mm。40 第3章群孔效应的影响因素研究图3-12为从四周向中心成孔时沉降观测线上的地表沉降。呈凹槽形分布，且刚开始沉降值较大，但随成孔过程的进行增加速度较慢，最后一步中心孔成孔时沉降几乎没有变化，最終沉降值为14.5mm。距离/m051015200-2-4-6/mm-8-10第5层第4层地表位移-12第3层-14第2层-16中心图3-12从四周到中心成孔时群孔边界线中点沉降观测线上的地表沉降图3-13和图3-14分别为不同成孔顺序时东侧和北侧（一侧到另一侧顺序成孔时由于南北侧非对称，故增加南侧沉降）沉降观测线上的沉降值对比。从图中可以看出，虽然最终成孔的数量以及布置形式均完全相同，但由于成孔顺序的差异导致了最终沉降值的差异。且对比3-13和3-14可以发现，虽然孔的布置形式为正方形，但即使是在同一模型中，不同侧的地表沉降也并不相同（由内至外和由外至内两种成孔方式除外），一般而言北侧沉降不小于东侧，即平行于成孔方向的地表沉降观测线上的沉降一般大于或等于垂直于成孔方向的地表沉降观测线上的沉降值。距离/m02468101214161820-4-6-8/mm-10中间到两边地表位移-12两边到中间一侧到一侧-14中心到四周四周到中心-16图3-13不同成孔顺序东侧沉降观测线上的地表沉降41 天津大学硕士学位论文距离/m02468101214161820-4-6/mm-8-10中间到两边-12两边到中间地表位移一侧到一侧（南）-14一侧到一侧（北）-16中心到四周四周到中心-18图3-14不同成孔顺序南侧及北侧沉测线上的地表沉降从图3-13中可以看出，就东侧沉降的分布形式而言，仅有从两边到中间成孔时东侧沉降分布线上的沉降才呈现出三角形分布，其余成孔顺序均为凹槽形。且中间到两边成孔时最终沉降值最小，约为13mm，其次是从一侧到另一侧成孔时，最终沉降为14mm，从四周到中心成孔时最终的沉降为14.5mm，从两边到中间成孔时为15mm，最大的是从中心到四周成孔时，但其沉降最大值也仅稍大于15mm。随着距离的增加，地表沉降值逐渐减小，从图中可以发现，在距群孔边界线8m，即约5倍中心孔间距范围内，沉降值减小较快。虽然最大沉降值在几种成孔方式中并非最大，但在距群孔边界线的距离大于3m时，四周到中心这种成孔顺序产生的地表沉降值确大于其它四种方式。并且除四周到中心这种成孔方式外，其它四种成孔方式引起的远处地表沉降最后趋于相同。从图3-14中可以看出，平行于成孔方向的沉降观测线上的沉降值，两边到中间，南侧到北侧成孔时的南侧以及四周到中心这三种成孔方式引起的沉降分布形式均为凹槽形，且最大值以及规律十分一致。从中心到四周成孔时分布形式呈现凹槽形到三角形的过渡形式，其最大沉降值大于三条凹槽形分布形式地表沉降的最大值，但其下降速度更快，远离群孔边界线的地表沉降小于其它四种成孔方式。由中间到两边和南侧到北侧成孔的北侧沉降呈三角形分布，两者的分布几乎重合，最大沉降值明显大于其它几种成孔方式。由以上的规律可以大致得出，在孔数相同或接近时，对于某一侧的沉降而言，当成孔顺序为从该侧开始向远离该侧的方向进行时，成孔引起的该侧地表沉降多为凹槽形。若成孔顺序正好相反，则引起的该侧地表沉降多为过渡型或者三角形分布，其最大沉降值也会大于凹槽形分布的最大沉降值。在实际工程中，桩径、桩深很可能会比模型中假定的尺寸大，尤其是桩数一般都会比假定的数量多，因此，不同成孔顺序引起的沉降差会更大。此时如果根据基坑周边的实际情况，采用恰当的成孔顺序，将会减少对变形要求有严格限制42 第3章群孔效应的影响因素研究的一侧的沉降，如按排成孔时，使成孔顺序的方向平行于该侧，或是当成孔顺序垂直于该侧时，从该侧开始向远离该侧的方向成孔，采取这些方法都会对减小该侧的沉降。3.2群孔不同分布形状对周边环境的影响分析如今城市用地十分紧张，尤其是在寸土寸金的大城市，规则地块已经十分少见，更为常见的是不太规则的地块，出于类似客观条件的限制抑或是为了追求艺术上的美感而来自设计的需求，基坑的形状并不总是能满足较为常见的四边形，还有可能出现多种复杂的形状，诸如圆形基坑、不规则基坑等。这类基坑的桩基则会形成相应形状的空孔分布，其引起周边土体的变形必然与规则四边形有所差异，其最大沉降值以及最不利位置尤其需要注意，这一节就不同形状的空孔分布对周边土体的影响进行分析。为了排除其它因素对模型结果的影响，更加清楚的得到基坑形状这一变量对周边土体的影响，不同形状的分布采用相同的孔数，兼顾模型结果的代表性和有限元的计算能力，孔数均为100孔，分布形式为以下4种形状。为了排除边界效应对计算结果的影响，考虑到矩形分布时较长，模型尺寸取80m×80m，深度仍为16m，孔径0.4m，孔深8m，孔心距1.6m。其它模型也均取此尺寸以保持一致。地表先期固结压力100kPa。矩形方形圆形L形图3-15群孔分布的不同形状当孔以正方形的形状分布时，由于对称，仅取一边的中部和角部的沉降进行分析即可。依然以距群孔边界线的距离为横轴，各边中部的沉降值在不同深度处随距离的增加变化规律如图3-16所示。从图中可以发现，当孔为方形分布时，引起的周边土体变形在地表处沉降值43 天津大学硕士学位论文最大，随深度增加逐渐减小，且减小的速度越来越快，随后在孔底处出现一定程度的隆起，变形模式也由一开始的三角形分布逐渐转化为凹槽形分布。距离/m051015202530350/mm-50-100地表中部竖向位移-2m深度中部-150-4m深度中部-6m深度中部-200-8.5m深度中部距离/m051015202530350-196.0mm-2/m-180.0mm-4深度-156.6mm地表处-6-2m深度处-110.0mm2.4mm-4m深度处-8.5-12.9mm-6m深度处-8.5m深度处图3-16方形分布时不同深度处中部沉降观测线沉降值距离/m051015202530350-10/mm-20-30地表角部竖向位移-40-2m深度角部-50-4m深度角部-6m深度角部-60-8.5m深度角部图3-17方形分布时不同深度处角部沉降沉降观测线沉降值图3-17为群孔方形分布时不同深度处角部沉降观测线上的沉降值，从图中可以发现，角部的变形规律整体与中部类似，均为地表处沉降最大，随着深度增44 第3章群孔效应的影响因素研究加沉降逐渐变小，但沉降减小较缓慢，地表处的最大沉降和-6m处的最大沉降仅从60mm减小到40mm。沉降的变形模式也从三角形分布转变为凹槽形分布。但对比各深度处中部和角部的沉降如图3-18可以发现，中部沉降值明显大于角部沉降值，但其沉降差随着深度的增加逐渐减小，此模型中沉降差由地表处的150mm，逐渐减小为-2m处的130mm，-4m处为110mm，-6m处则只有70mm。而在孔底处，即-8.5m深度时，中部沉降曲线在群孔边界线处出现轻微的隆起，随着距离的增加逐渐变为凹槽形的沉降，在距离约为8m处再次出现轻微隆起，随后逐渐变为沉降并趋于稳定。但角部的沉降曲线在群孔边界处并没有出现隆起，凹槽形的沉降分布后在约6m处出现隆起，最大隆起值与中部接近，随后转变为沉降并趋于稳定。分析在孔底处中部和角部沉降分布的差异，其原因在于中部的卸荷效应更加明显，角部由于空间效应卸荷效应不如中部明显，故中部先出现隆起再出现沉降。而凹槽形沉降出现的原因则是由于大量成孔造成的较大面积卸荷使得边界线以内的群孔底部土体出现较大隆起，导致边界线以外一定距离内的土体有向内部移动的趋势，超过此距离后则完全表现为卸荷带来的隆起。这同时也解释了中部沉降曲线再次出现隆起约在距离8m处而角部约在6m处，因为中部的卸荷更加明显，导致更大范围的土体有向内移动的趋势。距离/m距离/m051015202530350510152025303500/mm-50/mm-50-100-100-150竖向位移竖向位移-150-200地表中部-2m深度中部-250地表角部-200-2m深度角部（a）（b）距离/m距离/m051015202530350510152025303500-20/mm-40/mm-40-80-60竖向位移-120竖向位移-80-4m深度中部-100-6m深度中部-160-4m深度角部-120-6m深度角部（c）（d）45 天津大学硕士学位论文5距离/m051015202530350/mm-5竖向位移-10-8.5m深度中部-8.5m深度角部-15（e）3-18不同深度处中部和角部沉降对比长条形的基坑在实际工程中十分常见，地铁车站、地下管廊等一般都是长条形的基坑。当群孔矩形分布时，不同深度处其长边和短边中部的沉降曲线随距离的变化规律如图3-19所示。从图中可以看出，长边中部的沉降明显大于短边中部，但边界线处的隆起值短边稍大于长边。距离/m05101520253035400-25/mm-50-75长边地表竖向位移-100长边-2m长边-4m-125长边-6m-150长边-8.5m（a）距离/m05101520250-10/mm-20-30短边地表-40竖向位移短边-2m-50短边-4m短边-6m-60短边-8.5m（b）图3-19群孔矩形分布时（a）长边（b）短边中部沉降随距离变化规律46 第3章群孔效应的影响因素研究群孔圆形分布时，不同深度处沉降分布如图3-20所示。由于圆形为中心对称，故仅取一侧沉降分布曲线。从图中可以看出，沿深度的变化规律与其它形状时大致相同，但圆形分布时孔底处边界线未出现隆起，这跟圆形分布时边界线离边孔距离稍远有关。距离/m051015202530350-20/mm-40地表处竖向位移-60-2m深度处-4m深度处-80-6m深度处-8.5m深度处图3-20群孔圆形分布时不同深度处沉降随距离变化规律群孔L形分布时，由于其不规则，不同位置处沉降差异较大。现取长边外侧中部，内侧中部，外侧角部以及内侧角部四个位置处地表沉降对比，具体位置如图3-21所示。从图3-22中可以发现，四个位置处的地表沉降均呈三角形分布，且内侧角部处沉降最大，其次是内侧中部，然后是外侧中部，外侧角部最小。综上所述，L形内侧的沉降总体大于外侧。图3-21L形分布沉降观测线47 天津大学硕士学位论文距离/m051015202530354045500-20-40/mm-60-80-100竖向位移外侧中部-120内侧中部-140内侧角部-160外侧角部图3-22L形分布时不同位置处地表沉降现取上述四种分布形式时引起的最大地表沉降对比如图3-23，从图中可以发现，在孔数相同的情况下，引起周边土体地表沉降最大的是正方形分布各边的中部，其次是L形分布的内角处，再其次是矩形的长边中部，最小的是圆形的中部。其中沉降最小的圆形最大沉降为80mm，而最大的方形中部沉降为200mm，是圆形的2.5倍，由此可见分布形状的不同对周围环境的影响。此外，方形分布中部地表最大沉降虽然在四周分布形式中最大，但其随距离增加沉降减小得也最快，仅离边界线超过1m的距离，其沉降值就小于L形分布的内角处沉降，在约超过5m的距离其沉降小于矩形的长边中部沉降。而L形内角观测线上的沉降则在距边界线超过1m之后在四种分布形式中最大。由此可见，分析哪种分布形式所带来的影响最大时，还需结合具体情况考虑距离等因素。距离/m0510152025303540450-50/mm-100方形中部竖向位移-150圆形矩形长边-200L形内角图3-23不同分布形状最大地表沉降对比综上所述，不同成孔形状引起的周围土体沉降沿深度的变化规律大致相同，即地表沉降最大，随深度增加逐渐减小，在孔底以下出现轻微的隆起。但当孔的数量相同时，不同分布形状所带来的周围地表沉降相差甚大，且随距离的增加各48 第3章群孔效应的影响因素研究分布形式引起的地表沉降下降速度各不相同，因此考虑对某处地表沉降的影响时，需综合考虑分布形式和距离。且同一分布形式，由于位置不同其沉降差也相当可观，需要引起注意。3.3时间效应的影响分析基坑成桩时一般速度较快，此过程对于土体而言相当于不排水过程，因此上述模型均为不排水过程的有限元分析。但在实际工程中，由于成百上千根桩不可能同时打入，施工时存在时间间隔。因此最先由于成桩留下的空孔在后续桩施工时处于固结阶段，存在着超孔压的消散。除此之外，即使全部桩都在短时间内施工完成，但坑底至地表范围内的空孔经常存在着回填不及时的现象，特别是软土地区桩数多、桩径小，回填较为困难从而造成回填不及时；另外，也有部分工程采用防护盖板、围挡等作为防止机械和人员掉落的措施，从而未对桩孔进行回填。因此，成孔后很可能存在很长时间的固结阶段，随着超孔压的消散，成孔引起的变形将会进一步增大。本节将分析超孔压的消散对成孔引起的周围土体变形的影响。采用2.3小节中类似的模型，模型尺寸为40m×40m，高16m，孔径0.8m，孔深8m，采用最简单的单孔模型分析孔压消散后的周围土体变形。固结前后孔壁变形对比如图3-24、应力变化对比如图3-25。从图中可以看出，固结后水平向有效应力基本接近于0，此时孔底的有效应力较之固结前有所增加。而变形则有较大幅度的增长，变形最大值由刚开始的45mm增加到了165mm，变形增加幅度高达200%，由此可以看出固结对变形的影响。未固结0固结度90%-2-4-6-8/m-10深度-12-14-16-150-120-90-60-300变形/mm图3-24固结前后孔壁变形对比49 天津大学硕士学位论文未固结0固结度90%-2-4-6-8/m-10深度-12-14-16-150-120-90-60-300应力/kPa图3-25固结前后有效应力对比3.4本章小结本章在上一章群孔作用机理分析的基础上，进一步探索了影响群孔效应的各种因素，如群孔的成孔顺序，分布形式，时间效应等。得到了一些有助于工程实际的结论，但在具体运用时需要充分考虑具体的工程情况。结论如下：（1）考虑成孔顺序对已有空孔的变形影响时，应综合考虑对拱的削弱效应和卸荷效应。根据分析考察的孔壁位置和成孔位置以及已有空孔的情况，可以得到孔壁变形增加或减小以及变化的幅度。掌握这一基本原理，可以解释和预测群孔存在时不同位置空孔孔壁变形的变化规律。（2）相同孔数时，针对不同位置处的地表沉降，最有利的成孔顺序（即沉降最小）并不固定。在从中间到两边、两边到中间、一侧到一侧、中心到四周、四周到中心这五种成孔顺序中，垂直于成孔方向的地表观测线上，中心到四周成孔引起的地表沉降最大，而中间到两边引起的沉降最小；在与成孔顺序相同方向的地表沉降观测线上，一侧到一侧施工时后成孔侧地表沉降最大，而先成孔侧沉降最小。因此在实际工程中，需要结合群孔周围的具体情况来决定采用何种成孔顺序。（3）空孔的分布形状对群孔效应有着较为显著的影响。在较为常见的四种分布形式中。在孔数相同的情况下，周边土体地表沉降最大的是正方形分布各边的中部，但沉降值减小速度较快，其次是L形分布的内角处，再其次是矩形的长边中部，最小的是圆形的中部。离群孔边界很短距离之外，引起沉降最大的即变为L形内角，方形和矩形其次且沉降值较为接近，圆形分布引起的地表沉降依然最小。（4）随着时间的进行，超孔压的消散，群孔对周边的影响将会显著增大。50 第4章群孔效应对周边环境影响的控制措施研究第4章群孔对周边环境影响的控制措施研究通过前两章的分析，以及郑刚[55]对CFG桩以及钻孔灌注桩群孔对周边环境的影响的结论，可以看出当群孔大量存在时，其对周边环境可能造成的影响相当可观，因此，探索出如何有效控制群孔对周边环境影响的措施就显得十分重要。本章将基于不提高工程造价或造价提高很小的前提，来分别探索分析在桩基施工前预先施工围护结构以及在群孔外围进行空孔回填这两种控制方法的效果。4.1围护结构对群孔效应影响的控制作用研究为了分析提前施工围护结构对群孔效应导致的周边环境变形的控制效果，分别计算了100孔、225孔、400孔、625孔时不提前施工围护结构和提前施工围护结构两种工况下，群孔沉降观测线上地表沉降和群孔边界面（提前施工围护结构时则为围护结构）的变形。围护结构采用地连墙的形式，厚0.8m，深16m，即插入比为1，混凝土重度取25kN/m3，弹性模量取30GPa，泊松比v取0.2，地连墙设置于群孔边界线处，如图4-1所示。土体前期超载为150kPa。地表沉降具体对比分析如图4-2。0.8m地连墙0.4m地表沉降观测线群孔边界线0.8m（a）51 天津大学硕士学位论文0.8m地连墙8m0.4m8m（b）图4-1群孔及围护结构（a）平面图（b）剖面图55距离/m距离/m048121620242804812162024283200/mm-5/mm-5-10-10-15地表位移地表位移100孔-20225孔-15100孔加地连墙225孔加地连墙-25（a）（b）5距离/m5距离/m048121620240481216202428323600-5-5/mm/mm-10-10-15-15地表位移地表位移-20400孔-20625孔400孔加地连墙-25-25625孔加地连墙（c）（d）图4-2不同孔数下提前施工地连墙与不提前施工引起的地表沉降观测线上的沉降值对比（a）100孔（b）225孔（c）400孔（d）625孔从图中可以看出，提前施工地连墙与否对地表沉降确实有较大的影响，未提前施工地连墙时，由于大量空孔同时卸荷导致的坑外地表的沉降呈现出明显的三角形分布，而提前施工地连墙则使地表沉降由三角形分布转化为凹槽形分布。沉降最大值也因此大幅度减小，在100孔的情况下由15mm骤减至仅1mm，减小52 第4章群孔效应对周边环境影响的控制措施研究幅度高达90%。而在625孔时也由22mm减小至8mm，减小幅度也达到了60%，减小了一半以上。不同孔数下提前施工地连墙与未提前施工时群孔边界面上的水平位移对比如图4-3所示。00-2-2-4-4-6-6-8/m-8/m-10-10100孔深度225孔深度-12-12100孔加地连墙225孔加地连墙-14-14-16-16-40-30-20-100-50-40-30-20-100变形/mm变形/mm（a）（b）00-2-2-4-4-6-6-8/m-8/m-10-10400孔-12深度625孔-12深度400孔加地连墙625孔加地连墙-14-14-16-16-50-40-30-20-100-50-40-30-20-100变形/mm变形/mm（c）（d）图4-3不同孔数下提前施工地连墙与不提前施工引起的群孔边界面上的水平位移对比（a）100孔（b）225孔（c）400孔（d）625孔从图中可以看出，当未提前施工地连墙时，孔底标高以上的土体由于群孔的卸荷作用向坑内的位移较大，而孔底以下的土体由于与上部土体存在粘聚力及一定程度的摩擦，在上部土体的带动下也会有向坑内土体变形挤压的趋势，但整体而言效果较弱，因此群孔边界面上的土体水平位移在孔底以下下降幅度很快。而提前施工地连墙后，孔底以上坑内土体卸荷导致的周围土体向坑内的变形使得地连墙呈现出悬臂式的变形，孔底以下土体对地连墙的变形有较强的限制作用，由于地连墙的刚度较大，上部土体的变形也因此大幅度减小。总体来说，地连墙的作用使得基坑范围内下部土体和上部土体共同承担了上部土体的卸荷作用，因此最大位移减小。这也是地表沉降大幅度减小的一个原因。此外，即使提前施工了地连墙，随着孔数增多，地表沉降仍有一定程度的增加，如图4-4所示。地连墙的变形随孔数增加也有一个较为明显的增长，如图4-5所示，这些都在一定程度上说明了群孔效应的影响。53 天津大学硕士学位论文2距离/m048121620242832360-2/mm-4-6100孔加地连墙地表位移225孔加地连墙-8400孔加地连墙-10625孔加地连墙图4-4地表沉降随孔数增加变化规律0-2-4-6-8/m100孔加地连墙-10深度225孔加地连墙-12400孔加地连墙625孔加地连墙-14-16-40-30-20-100变形/mm2??/m04812162024283236图4-5地连墙变形随孔数增加变化规律0-2-4-6100?????????/mm225?????-8400?????综上所述，提前施工地连墙对群孔效应引起的周边地表的沉降有着很好的控-10625?????图4-2地表沉降随孔数增加变化规律制作用，且地连墙作为后续基坑开挖时不可或缺的工序，仅将其提前施工并不会引起工程造价的过多提升，其可靠性也得到了验证。为了更进一步研究提前施工地连墙对群孔效应的影响，在100孔工况下分别分析了地连墙深度8m、10m、12m、14m、16m时地表沉降观测线上的地表位移以及群孔边界面处的水平变形。地表沉降及边界面上水平位移如图4-6及4-7所示。从图中可以看出，由于孔底以上坑内土体并未完全开挖，因此即使地连墙仅有8m深，即与空孔相同深度，其对减小群孔效应对周边土体的影响仍有很大的作用，使得地表沉降由没有地连墙时的15mm减小至6mm，群孔边界面处的水平位移也大幅度减小，由没有地连墙时的35mm减小至7mm。但值得注意的是，虽然8m深的地连墙大大削弱了群孔效应对周边的影响，但其地表沉降模式仍是三角形分布，而由于没有嵌固深度，其水平变形也呈现出踢脚型变形模式。当地连墙深度大于8m，即有了一定的嵌固深度后，地表沉降变形模式由三角形分布54 第4章群孔效应对周边环境影响的控制措施研究转化为凹槽形分布，且随深度增加，地表沉降减小幅度很小。而地连墙的变形模式也由踢脚型逐渐转变为最终的悬臂式。值得注意的是，在地连墙变形模式完全转变为悬臂式之前，当地连墙插入比较小时，上部土体由于地连墙的作用其水平位移有明显的减小，但地连墙以下的土体却由于周边土体的挤压作用水平位移较没有地连墙时有所增加。5距离/m0481216202428320/mm-5100孔100孔墙深8m-10100孔墙深10m地表位移100孔墙深12m-15100孔墙深14m100孔墙深16m图4-6100孔时地表沉降随地连墙深度变化规律0-2-4100孔-6100孔墙深8m-8/m100孔墙深10m-10深度100孔墙深12m-12100孔墙深14m-14100孔墙深16m-16-40-30-20-100变形/mm图4-7100孔时群孔边界面处水平位移随地连墙深度变化规律综上所述，桩基施工提前施工地连墙作为一种较为经济的方法，确实对控制群孔效应对周边环境的影响有很显著的效果，且保证适当的插入比能使这一效果更加明显。4.2部分空孔回填对群孔效应影响的控制作用研究群孔效应产生的原因主要是由于桩基施工后坑底至地表范围的空孔未能及时回填，因此及时回填空孔肯定是减小群孔效应对周围环境影响的一个措施。但55 天津大学硕士学位论文大量空孔全部回填在工期较紧的工程中实行起来有一定的难度，这也是实际工程中会出现大量空孔同时存在的一个重要原因。因此，探索出耗时较少，同时又能在一定程度上减弱群孔效应对周围环境影响的回填方法就显得十分迫切且有意义。为了较为明显的得出空孔回填的影响，本节在上一节最多孔数的模型基础上进行回填的效果分析，即625孔的模型分别进行了回填最外围1排、3排、5排空孔的效果分析对比，回填示意图如图4-8所示，具体变化规律如图4-9、4-10所示。未回填部分空孔回填部分图4-8空孔回填示意图从图4-9中可以看出，随着外围回填排数的增加，地表沉降逐渐减小，且效果较为明显，空孔回填与提前施工地连墙对群孔效应导致的周边土体变形的影响对比如图4-11所示，从图中可以看出，当外围空孔回填3排时，其对群孔效应的减弱效果和提前施工地连墙相当，而回填5排时其效果已经优于提前施工地连墙，不同之处在于提前施工地连墙使得地表沉降变为凹槽型分布，而仅回填空孔变形模式仍为三角形分布。距离/m048121620242832360-5/mm-10-15不填孔地表位移填外围1排-20填外围3排填外围5排-25图4-9地表沉降随填孔范围的变化规律56 第4章群孔效应对周边环境影响的控制措施研究0-2-4-6-8/m不填孔填外围1排-10深度填外围3排-12填外围5排-14-16-40-30-20-100变形/mm图4-10群孔边界面水平位移随填孔范围变化规律从图4-10中可以发现，随着回填范围的增加，群孔边界面上的水平位移逐渐向提前施工地连墙时的悬臂式分布模式转变，从图4-11中的变形对比来看，其变化规律基本与地表沉降的规律保持一致，即回填3排时已经与地连墙的效果相当，5排时效果好于提前施工地连墙。距离/m048121620242832360-5/mm-10-15不填孔地表位移填外围1排-20填外围3排填外围5排-25加地连墙0-2-4-6-8/m不填孔填外围1排-10深度填外围3排-12填外围5排-14加地连墙-16-40-30-20-100变形/mm图4-11空孔回填与提前施工地连墙对比57 天津大学硕士学位论文综上所述，空孔回填对减小群孔效应对周边环境的影响有着显著的作用，而且不用回填所有的空孔，仅仅回填最外围几排空孔就已经有较好的效果。这种方式既经济又有效，但具体回填多大范围能达到较为理想的效果跟土质条件有关，在实际工程运用时需要视具体条件进行相应条件下的分析研究。4.3本章小结本章在尽量少增加工程费用的前提下，提出了两种减小群孔效应对周边环境影响的方法，分别为提前施工地连墙和回填最外围几排空孔，具体结论如下：（1）桩基施工提前施工地连墙作为一种较为经济的方法，确实对控制群孔效应对周边环境的影响有很显著的效果，且保证适当的插入比能使这一效果更加明显。（2）空孔回填对减小群孔效应对周边环境的影响有着显著的作用，而且仅仅回填最外围几排空孔就已经有较好的效果。这种方式既经济又有效，但具体回填多大范围能达到较为理想的效果跟土质条件、孔径及孔深大小、群孔数量有关，在实际工程运用时需要视具体条件进行相应条件下的分析研究。58 第5章群孔效应的简化计算方法研究第5章群孔效应的简化计算方法研究5.1群孔效应计算的多孔合并法研究多孔合并是指为了简化模型计算、减小模型计算量，将多个直径较小的空孔合并成一个直径较大的空孔，合并前后由于空孔的存在而引起的周边地表沉降接近。从而可以使模型计算更具实用性。多孔合并分为无围护结构情况下的多孔合并和有围护结构情况下的多空合并。5.1.1无围护结构情况下的多孔合并在上述模型计算过程中，当孔数较多时，为了避免边界效应模型尺寸往往较大，而孔径又较小，因此在网格划分阶段往往需要加密，这就导致模型单元数量巨大，运算速度较慢。且软件的网格划分能力限制了进一步研究更多孔同时存在时的影响。因此，探索一种有效的简化计算方法显得极为重要。郑刚[55]提出了多孔合并的方法，以25孔合并为1孔为例，S2=25×S1×γ，式中S2为合并后单孔的面积，S1为合并前单孔的面积，γ即为多孔合并转化系数。通过大量计算他得出了多孔合并转化系数与孔径、孔深、泥浆护壁情况、孔净距以及土体强度有关，与孔数变化无关的结论。由于本文中采用的土体强度与他在文章中采用的土质条件并不相同，因此为了得出多孔合并的转化系数进行了大量的模型计算，通过对比分析得出在本章所使用的土质条件下，即前期超载为150kPa时，转化系数为γ=1的结论，多孔合并示意图如图5-1所示。合并前后群孔边界线范围保持一致，具体对比分析如图5-2、5-3所示。4002000ΦΦS2=25×S1×γ80080040001600×98000图5-1多孔合并示意图（图中单位：mm）59 天津大学硕士学位论文距离/m距离/m04812162024280481216202428323600-2-5/mm/mm-4-10地表位移-625孔全地表位移100孔全25孔合并-15100孔合并-8（a）（b）距离/m距离/m048121620242832048121620242800-5-5/mm/mm-10-10-15-15地表位移225孔全地表位移400孔全-20225孔合并400孔合并-20-25（c）（d）距离/m048121620242832360-5/mm-10-15地表位移-20625孔全625孔合并-25（e）图5-2不同孔数多孔合并前后引起的地表沉降对比00-2-2-4-4-6-6-8/m-8/m25孔全-10深度-10-12100孔全深度25孔合并-12100孔合并-14-14-16-16-30-25-20-15-10-50-40-35-30-25-20-15-10-50变形/mm变形/mm（a）（b）60 第5章群孔效应的简化计算方法研究00-2-2-4-4-6-6-8/m-8/m-10-10225孔全深度400孔全深度225孔合并-12-12400孔合并-14-14-16-16-50-45-40-35-30-25-20-15-10-50-50-40-30-20-100变形/mm变形/mm（c）（d）0-2-4-6-8/m-10深度625孔全-12625孔合并-14-16-60-55-50-45-40-35-30-25-20-15-10-50变形/mm（e）图5-3不同孔数多孔合并前后引起的群孔边界处水平位移对比由图5-2、5-3可以看出，转化系数γ取1，即等面积转化时，当孔数较少时（25孔），对周边的影响作用较小，而合并后的空孔又离群孔边界线较远，从群孔边界处的水平位移也可以看出合并前后对周围土体影响的差异，这导致合并前后群孔引起的周围地表沉降的分布模式不同，因此沉降分布略有差异。随着孔数增加，合并前后群孔边界处的水平位移逐渐趋近，引起的地表沉降都呈现出三角形分布，此时地表沉降数值十分接近，可以认为此时的等面积合并能满足后续的研究需求。5.1.2有围护结构情况下的多孔合并在实际工程中止水帷幕的施工往往与桩基施工同时进行甚至早于桩基施工，具有一定刚度的止水帷幕的存在就相当于群孔周围已经有刚度较弱的围护结构。而上一章提到的控制群孔效应对周边环境影响的方法中也有提前施工地连墙这一措施。因此，在周围存在围护结构的情况下上述多孔合并的方法是否还具有适用性需要进行验证。本小节在5.1.1小节多孔合并的基础上，于成孔前在群孔边界线处增加了厚0.8m，深16m，即插入比为1，重度25kN/m3，弹性模量30GPa，泊松比0.2的地连墙。此种工况下多孔合并前后地表沉降及地连墙水平变形对比如图5-4、5-5所示。61 天津大学硕士学位论文距离/m距离/m0481216202428323604812162024280.000.0/mm/mm-1.25-2.5地表位移100孔加墙地表位移100孔合并加墙225孔加墙225孔合并加墙-2.50-5.0（a）（b）距离/m距离/m04812162024280481216202428323600.0-2-2.5/mm/mm-4-5.0地表位移-6地表位移-7.5400孔加墙625孔加墙400孔合并加墙625孔合并加墙-8-10.0（c）（d）图5-4有地连墙情况下空孔合并前后引起的地表沉降对比00-2-2-4-4-6-6-8/m-8/m-10-10100孔加墙深度225孔加墙深度-12-12100孔合并加墙225孔合并加墙-14-14-16-16-5.0-2.50.0-15-10-50变形/mm变形/mm（a）（b）00-2-2-4-4-6-6-8/m-8/m-10-10400孔加墙深度625孔加墙深度-12-12400孔合并加墙625孔合并加墙-14-14-16-16-30-25-20-15-10-50-40-35-30-25-20-15-10-50变形/mm变形/mm（c）（d）图5-5有地连墙情况下空孔合并前后引起的地连墙变形对比62 第5章群孔效应的简化计算方法研究从图中可以看出，不论是地表沉降还是地连墙变形，多孔合并前后数值都及其接近，甚至完全重合。因此，多孔合并在有围护结构存在的情况下依然适应。这说明了多孔合并可以用于更进一步的研究。5.2群孔效应计算的等效基坑法研究在有围护结构存在的情况下，多孔合并的方法已经在上文中得到了很好的验证，但实际工程中桩基施工往往动辄成百上千根桩，多孔合并的方法仍然存在不少空孔，建模过程的工作量及计算速度仍然不是十分理想，为了更进一步的简化计算方法，提出了等效基坑法，其等效过程示意图如图5-6所示，即采用围护结构以内整体开挖一定深度的方法来模拟群孔同时存在的情况。为了增加等效基坑法的可靠性，使用已经得到验证的多孔合并法进行下一步的对比分析。使用多孔合并法有两个好处，一是在保证可靠性的情况下可以加快计算速度，二是若仍然使用原型，则受计算能力的限制，可对比的孔数上限仅为625孔，而使用多孔合并可以验证更多孔数与相应等效基坑的对比情况。具体对比如图5-7、5-8所示。图5-6计算群孔效应影响的等效基坑法距离/m距离/m04812162024283204812162024280.000/mm/mm-1.25-2地表位移地表位移100孔合并加墙225孔合并加墙开挖1.5m开挖1.25m-2.50-4（a）（b）63 天津大学硕士学位论文距离/m距离/m04812162024280481216202428323600.0-2.5-2/mm/mm-5.0-4地表位移地表位移-7.5400孔合并加墙625孔合并加墙-6开挖1.25m开挖1.25m-10.0（c）（d）距离/m距离/m048121620242832048121620242832360.00-2-2.5-4/mm-5.0/mm-6-8-7.5-10地表位移900孔合并加墙地表位移1600孔合并加墙-10.0-12开挖1.25m开挖1.25m-14-12.5（e）（f）图5-7多孔与等效基坑引起的地表沉降对比00-2-2-4-4-6-6-8/m-8/m-10-10100孔合并加墙深度225孔合并加墙深度开挖1.5m-12-12开挖1.25m-14-14-16-16-10-50-15-10-50变形/mm变形/mm（a）（b）00-2-2-4-4-6-6-8/m-8/m-10-10400孔合并加墙深度625孔合并加墙深度-12-12开挖1.25m开挖1.25m-14-14-16-16-30-25-20-15-10-50-40-30-20-100变形/mm变形/mm（c）（d）64 第5章群孔效应的简化计算方法研究00-2-2-4-4-6-6-8/m-8/m-10-10900孔合并加墙深度1600孔合并加墙深度-12-12开挖1.25m开挖1.25m-14-14-16-16-50-40-30-20-100-50-40-30-20-100变形/mm变形/mm（e）（f）图5-8多孔与等效基坑引起的地连墙变形对比从图中可以看出，除了孔数为100时引发的地表沉降与开挖1.5m时引发的地表沉降较为接近，随着孔数增加直到1600孔，群孔引发的地表沉降逐渐接近开挖1.25m时的地表沉降，且拟合度越来越高，甚至达到了几乎重合的程度。而图5-8的地连墙变形也印证了，除100孔外，随孔数不断增加群孔效应导致的地连墙变形与开挖1.25m时较为接近。距离/m距离/m04812162024283204812162024280.00-2-4/mm-0.5/mm-6-8-10-1.0地表位移地表位移-12400孔合并加墙100孔合并加墙-14开挖1.75m开挖2m-1.5-16（a）（b）距离/m距离/m048121620242832360481216202428323600-5-5/mm/mm-10-10-15地表位移-15地表位移900孔合并加墙-201600孔合并加墙开挖1.75m开挖1.75m-20-25（c）（d）图5-910m孔深多孔与等效基坑引起的地表沉降对比为了探索群孔深度与等效基坑开挖深度的关系，又分别试算了10m、12m孔深条件下等效基坑的开挖深度。10m、12m两种孔深工况下，地连墙均取20m深，65 天津大学硕士学位论文其它参数与前述保持一致，两种工况分别计算了100、400、900、1600孔情况下的等效基坑开挖深度。其中10m孔深具体对比情况如图5-9、5-10，12m孔深对比情况见图5-11、5-12。00-2-2-4-4-6-6-8-8-10/m-10/m-12-12100孔合并加墙-14深度400孔合并加墙-14深度开挖2m-16-16开挖1.75m-18-18-20-20-7.5-5.0-2.50.0-40-30-20-100变形/mm变形/mm（a）（b）00-2-2-4-4-6-6-8-8-10/m-10/m-12-12-14深度1600孔合并加墙-14深度900孔合并加墙开挖1.75m-16开挖1.75m-16-18-18-20-20-70-60-50-40-30-20-100-80-70-60-50-40-30-20-100变形/mm变形/mm（c）（d）图5-1010m孔深多孔与等效基坑引起的地连墙变形对比从图5-9、5-10可以看出，同8m孔深时呈现出的规律一致，仅在孔数较少为100孔时，其引发的周边土体的变形与开挖2m时较为接近。随着孔数增多，群孔引发的地表沉降和地连墙变形均与开挖1.75m时更为接近。距离/m距离/m04812162024283204812162024280.000-5/mm/mm-1.25-10地表位移100孔合并加墙地表位移400孔合并加墙开挖2.75m-15开挖3m-2.50（a）（b）66 第5章群孔效应的简化计算方法研究距离/m距离/m04812162024283236048121620242832364000-5-5-10-10/mm/mm-15-15-20-25-20地表位移地表位移-30900孔合并加墙1600孔合并加墙-25开挖3m-35开挖3m-30-40（c）（d）图5-1112m孔深多孔与等效基坑引起的地表沉降对比00-2-2-4-4-6-6-8-8/m-10/m-10-12100孔合并加墙深度-14深度-12400孔合并加墙开挖2.75m-16-14开挖3m-18-16-20-10.0-7.5-5.0-2.50.0-60-50-40-30-20-100变形/mm变形/mm（a）（b）00-2-2-4-4-6-6-8-8-10/m-10/m-12-12900孔合并加墙-14深度-14深度1600孔合并加墙-16-16开挖3m-18开挖3m-18-20-20-120-100-80-60-40-200-140-120-100-80-60-40-200变形/mm变形/mm（c）（d）图5-1212m孔深多孔与等效基坑引起的地连墙变形对比12m孔深的群孔与等效基坑的开挖深度依然呈现出和8m、10m类似的规律，即100孔时与开挖深度2.75m的等效基坑接近，随孔数增多则与开挖深度3m的等效基坑更为接近。这说明，在土质条件一定、孔数较多且有围护结构存在的情况下，固定孔深的群孔对周围环境的影响可用某固定开挖深度的基坑来等效。67 天津大学硕士学位论文5.3本章小结本章以地表沉降为参照，通过大量模型对比计算探索了简化群孔效应计算的方法，在保证可靠性的同时大大提高了计算效率，具体结论如下：（1）在本文采用的土质条件的基础上，采用多孔合并法，即将多孔合并为单孔时多孔合并系数取1，即为等面积转化，引起的周边地表沉降最为接近。（2）等面积多孔合并法在无围护结构构和有围护结构时均适用。（3）在多孔合并法的基础上探索了等效基坑法，在土质条件一定、孔数较多且有围护结构存在的情况下，随着孔数增多，某一深度的群孔对周围环境的影响可用相应固定开挖深度的基坑来等效模拟。68 第6章工程实例模拟验证第6章工程实例模拟验证6.1工程实例介绍6.1.1工程概况某市中西医结合医院工程拟建区域为空地，场地平坦。拟建工程含一栋地上10层高层建筑和2层地下室，拟建工程基坑挖深12m。如图6-1所示，中间区域为拟建基坑部分，周边紧邻建筑物情况如图中所示。图6-1工程概况示意图[56]6.1.2场地工程地质条件（1）地层结构拟建的工程场地位于该市的中西医医院院内，拟建场地为空地。由于工程拟建的场地紧邻几条内陆河流，该场地处在这几条河流的冲击平原和湖积平原地带。通过岩土工程勘察发现，该场地的构造单元属于黄骅坳陷，而且，第四纪之后，这块场地所处的板块没有发生大的运动，总体上讲，拟建工程场地位于稳定的板块地带。通过钻孔勘探等方法勘察发现，该场地所处的地质条件较为稳定，其场地地下土层中主要以黏土、粉土和粉质黏土为主，具体的场地地表以下一定深度内各层土的岩性特征、分布规律详见图6-2。69 天津大学硕士学位论文标高2610172533(m)8.328.298.218.198.158.157.121.201杂填土6.491.801杂填土6.811.401杂填土6.791.401杂填土6.751.401杂填土6.951.205N=5N=5.52粘土2粘土2粘土2粘土2粘土3.82N=64.503.494.804.014.203.394.803.155.003.554.60N=93粉土3粉土2.615.603粉土2.096.103粉土2.056.103粉土2.755.40N=601.42N=66.901.496.804粉质粘土4粉质粘土4粉质粘土4粉质粘土4粉质粘土-0.58N=148.90-1.119.40-1.499.70-1.219.40-1.8510.00-1.9510.10N=125粉土5粉土5粉土5粉土5N=9-5-4.0912.30粉土-5.58N=1613.90-5.8114.10-5.7113.90-5.45N=1413.60-6.1514.30N=86粉质粘土6粉质粘土6粉质粘土6粉质粘土6粉质粘土-8.1816.50-8.0916.30-10N=7-8.8117.107-1粉土-9.0117.20-9.2517.407-9.0517.207-1粉土-1粉土N=107粉质粘土-10.7119.007粉质粘土7粉质粘土-10.9119.10-11.0519.207粉质粘土-11.9820.30-12.6920.90-12.8121.007粉质粘土-12.4520.60N=18-13.5121.80-13.1521.30-15N=128粉质粘土夹粉土8粉质粘土夹粉土8粉质粘土夹粉土8粉质粘土夹粉土8粉质粘土夹粉土-16.68N=3925.00-17.4125.70-17.3925.60-17.5125.70-17.7525.90-20-19.68N=4028.009粉土-19.7128.009粉土9粉土9粉土9粉土-19.3527.50-20.2928.50-19.8128.00-19.9528.10N=11-21.0529.20N=1210粉质粘土-25N=1310粉质粘土10粉质粘土10粉质粘土10粉质粘土N=1335.00-30-29.8138.10-29.2937.50-30.0138.20-29.6537.80N=25-30.1538.30N=17N=16N=1211N=1811粉质粘土11粉质粘土粉质粘土N=1711粉质粘土-35N=15N=18-36.11N=4544.30-36.05N=2044.20-36.6944.9045.0012粉土N=4612N=54-38.1546.30-40粉土N=5512粉土-40.4948.70N=50-41.3149.50-41.3549.50N=15N=21-43.3551.50-45N=1613粉质粘土N=19N=2313粉质粘土13N=17粉质粘土55.0055.0013粉质粘土-50-53.1961.4014-53.6561.80-55-54.5962.80粉土14粉土-55.2563.4065.0015粉质粘土65.00图6-2工程地质剖面图（2）地下水拟建场地地下水位埋深1.5米～2.4米，正常地下水位在3.0米左右，属第四系孔隙潜水，该场地的地下水位主要受天然降水和人工抽取的影响，该地下水位每年的变化幅度为0.50米～1.00米。场地地下水属“Cl--SO2-++4-Na+K型水”，拟建场地环境类型为Ⅱ类，按环境类型地下水对混凝土结构腐蚀性为微腐蚀性；对钢筋混凝土结构中的钢筋在长期浸水环境下为微腐蚀性，在干湿交替环境下对钢筋混凝土结构中的钢筋为弱腐蚀性，上部土的腐蚀性参考水的腐蚀性，该场地土对混凝土结构具弱腐蚀性。根据场地实测水位资料结合区域水文地质资料，本场地近几年水位变化不大。结合地质勘查报告建议，工程模拟时取地下水位-1m。（3）场地土的物理力学性质通过工程地质剖面图6-2，可以对该工程所在场地的工程地质条件有一个大致的了解，为了方便下一步基于修正剑桥模型对本工程进行数值模拟研究，根据修正剑桥模型所需要的土质参数，在施工现场场地原位钻孔取土，取土场地50m深度内，共有16个土层。钻孔的布置方式和取土的原则为：1）一共布置了3个钻孔，每个钻孔的深度均为50m；2）对于较好取样的土质，首先选择薄壁取土器对该区域进行取样，尽可能的对所取土样产生较小的扰动，当薄壁取土器无法完成时，视情况采用岩心管进行部分区域的土质取样；3）对于每层土层的取样数量规定：当土层的厚度大于4m时，采取的方法70 第6章工程实例模拟验证是1m取一个土样；当土层的厚度不到3m时，一共取两个土样即可，上下各一个；当土层的厚度约等于3m时，一共取3个土样，上、中、下各一个土样；4）对于具体的取样的位置，需要根据所研究场地的现场实际情况决定。将取得的土样在实验室进行了慢剪试验、快速固结试验、及三轴固结排水剪切试验。慢剪试验：采用横截面30cm2，高2cm的试样用于慢剪试验。按照试验规定，在进行试验之前，首先要对试样先进行固结，固结完成的标准为最后一个小时的变形量不超过千分之五毫米。按照试验经验，同一级荷载的压力下，一般在12个小时之内变形便会趋于稳定，本试验中取固结时间为24h，已经完全能够满足要求。等到试样固结完成后，便可以对试验进行剪切，按规定剪切速率的大小等于0.02mm/min，剪切时提前设定剪切位移的最大值为12mm。试验完成后，取每一个级别荷载下的剪切最大值，就是其抗剪强度。一般情况下，对于每级荷载的大小，一般情况下有一个是与现场预期的大小相近，其他有一个要高于现场预期，另外两个低于现场预期值。快速固结试验：快速固结试验所采用的试样规格与慢剪试验的试样规格一致。快速固结试验要求，每一级荷载下的固结时间为1个小时，最后一级荷载下，除了需记录固结一个小时后的变形读数外，还需要记录最终达到稳定状态的变形读数，达到稳定状态的标准仍是每小时的变形量不超过千分之五毫米。需要注意的是，第一级荷载施加前，需要将固结仪先调平。三轴固结排水剪切试验：三轴固结排水剪切试验所采用的试样与前两个试验不同，试样高80mm，直径长度为39.1mm。首先是试样的制备，试样制备时要注意首先对土样进行抽气饱和，然后再装好样进行固结。选择反压时，将其大小定为50kPa。施加的围压大小与自重固结应力的估计值有关，施加的围压大小等于自重固结应力与反压之和。三轴固结排水剪切试验固结部分所需要的时间根据试样土质的不同有所区别，一般黏土或者粉质黏土的固结需要大约12个小时，而粉土或者砂土固结所需要的时间就会短得多，一般是上者时间的一半左右。此处固结完成的标志是，孔隙水压力示数不再变化。对土样进行剪切时，剪切设置的最大位移为16mm，即应变为20%，若剪切得到的土体应力-应变关系为硬化型，则破坏应力取应变为20%时所对应的应力，若剪切得到的土体应力-应变关系为软化型，则破坏应力取剪切过程中最大的应力。通过整理试验所得数据，并结合勘察报告，得到拟建工程场地各层土的物理力学参数如表6-1所示。71 天津大学硕士学位论文6.1.3基坑支护设计基坑支护设计如图6-3和图6-4。基坑深度12m，坑内设两道支撑。围护桩布置方式：东侧Φ800@1000，桩顶标高6.65m，桩底标高-17.80m；南侧Φ1000@1200，桩顶标高6.65m，桩底标高-20.80m；西南侧三段围护桩为Φ900@1100，桩顶标高6.65m，桩底标高-18.80m；西北侧两段围护桩及北侧围护桩为Φ900@1100，桩顶标高6.65m，桩底标高-16.80m。拟建工程所占场地的面积约5200m2，建筑物的基础采用CFG桩，桩径采用400mm，桩间距采用1600mm，用长螺旋钻管内泵压法施工，共计施工两千余根，桩位图如图6-3。CFG桩施工后桩顶以上混合料仅按常规进行了超灌，灌注至基坑底部（设计桩顶标高）以上4m。如图6-4所示，由于所采用的桩径仅为400mm，而且桩周围的土体较为软弱，混合料在CFG桩的有效桩长范围内灌注完毕后，桩顶上部遗留了8m深的空桩孔，由于其回填较为困难，因此施工方没有对桩孔及时回填，仅做了一些遮挡措施防止人员机械掉落，这样在场地范围内形成大量约8m空桩孔。6.1.4实测结果本基坑支护工程分6个步骤完成：施工支护桩（搅拌桩及灌注桩）；施工帽梁，同时施工基坑内CFG桩；第一步开挖2.95m；施工第一道支撑；第二步土方开挖至7.65m；施工第二道支撑；开挖至坑底。在实际施工中，为了准确掌握基坑周边的沉降变形，判断周边环境的安全状态，本工程在基坑周边布置了33个沉降监测点。沉降监测自围护桩施工开始直至工程施工完毕结束。现主要研究本工程中由于CFG桩施工后桩顶以上部分未回填遗留大量空孔，进而引发群孔效应而造成的周边土体沉降。实际施工中，CFG桩施工完毕区域立即进行基坑第一步开挖施工，当整个基坑CFG桩施工完毕时，基坑第一步开挖也基本完成，因此所得沉降监测数据为两项施工过程共同作用的结果。72 第6章工程实例模拟验证表6-1土体物理力学参数表土层土层密度含水率渗透系数临界状土层孔隙比压缩指标膨胀指标泊松比土性厚度深度ρwk态线斜编号eλκν/m/m/g/m3/%/cm/s率M1杂填土1.341.341.925.568×10-40.9310.0500.0150.7720.32黏土13.184.521.929.782.52×10-70.8860.0320.0101.1570.33粉土11.275.761.927.252.78×10-70.7720.0210.0061.2870.34粉质黏土13.579.321.926.083.89×10-70.7680.0370.0111.2000.35粉土24.3613.631.926.004.06×10-50.7550.0150.0041.6360.36粉质黏土24.2016.611.923.907×10-70.6790.0350.0111.3750.37粉土31.5018.401.923.635×10-70.6610.0310.0091.4180.38粉质黏土33.7820.91.924.705×10-70.7110.0250.0071.3750.39粉黏夹粉土4.9025.801.922.975×10-70.6780.0300.0091.1570.310粉土42.4728.231.927.702.78×10-70.7980.0130.0041.4180.311粉质黏土49.6837.971.925.443.89×10-70.7120.0160.0051.2000.312粉质黏土57.0445.011.924.893.89×10-70.6740.0200.0061.2870.313粉土54.9950.001.924.023.89×10-70.6880.0080.0021.3750.373 天津大学硕士学位论文273001000帽梁截水沟1000围护桩1,∅800@1000黄海7.20m围护桩2,∅1000@120026900黄海6.05m围护桩4,∅900@1100CFG桩施工残围护桩3,∅900@1100300留空孔长度8m黄海1.85m4200∅600@300水泥搅拌桩64001100格构柱15300腰梁支撑CFG桩坑底CFG桩∅400@16005250以上超灌4m303002000黄海-3.80mΦ600@300单轴水泥土搅拌桩1600104000黄海-12.80m1400014000AAΦ800@1000围护桩190017000黄海-17.80m800黄海-20.80mΦ400@1600CFG桩400A-A64000图6-3基坑平面图[55]图6-4A-A剖面尺寸示意图[55]74 第6章工程实例模拟验证CFG桩施工完毕，然后开挖第一步基坑至2.95m深度时，基坑周边地表及建筑物沉降严重，较大沉降造成建筑物多处开裂。基坑周边沉降实测情况如图6-5所示。可见，基坑南部病房楼和东部门诊楼附近区域沉降较大，南部病房楼最大沉降量为55.6mm，东侧门诊楼最大沉降量为37.4mm，北部和西部虽然沉降量不如以上两侧，但也已经达到10mm至20mm，亦不容忽视。由于第一步基坑开挖深度仅2.95m，根据工程经验，不可能引起邻近建筑物如此大的沉降，例如东侧门诊楼距基坑距离超过15m，也仍产生了最大超过30mm的沉降。因此，桩基施工后桩孔未及时回填遗留大量空孔形成的群孔效应对周边土体的影响机理和规律亟待研究。由于图6-5是CFG桩施工和基坑第一步开挖引起的总变形，因此，在后文数值分析时对基坑开挖和CFG桩成孔各自的影响进行了分析。-5.0-2.7-10.3-3.4C83FC10C11C12医院餐厅C7C7-1C910F-11.5-12-19C13病房医院病房-0.8餐厅-1.3C15-2.9C14C16C1-0.7-3.15F住宅住宅-37.4-4.2C2C17C19-3.2C18-3.0C20-366F-4.3-9.0C3C4-31.4C21门诊楼门诊楼5FC22-16.8病房病房-55.6-42.4C23C24C27C26-5.6-4.4C25C32C337F病房病房-29.7C6C5-39.5-48.8-1.6-6.5C31C30C29C28-44-45.2-36.9-34图6-5基坑周边地表沉降实测值[55]6.2计算模型及参数介绍对前节所述工程，本章采用Plaxis中的修正剑桥模型进行工程施工模拟，并将CFG桩施工完毕、基坑第一步开挖2.95m完成后的模拟结果与图6-5中的实测数值进行对比。75 天津大学硕士学位论文6.2.1工程案例数值模型介绍结合本工程土质及孔型条件，经计算分析可得本工程转化系数γ=1。采用此系数，不同数量的群孔简化前后的地表沉降效果对比如图6-6。距离/m0481216202428320-5/mm-10100孔全100孔合并地表位移-15400孔全400孔合并-20图6-6工程案例中孔型转化且多孔合并前后沉降曲线27.3me北26.9m6.4m15.3m30.3mabcd104m64m图6-7工程案例中群孔简化示意图模型中CFG桩桩孔的简化平面图如图6-7所示。1个红色虚线方格内有25个孔径0.4m的CFG桩桩孔，经多孔合并后由孔径2m的空孔代替（γ=1）。基76 第6章工程实例模拟验证坑边缘方格内不满25个孔（a，b，c，d四个区域），按等面积原则合并为单孔。右上方矩形框内的桩孔（e区域），由于不满足25孔合1的多孔合并条件，不再作多孔合并。如图6-7所示，基坑的大小为64m×104m，本文模拟考虑基坑周边40m（5倍孔深）内的建筑荷载形成的初始地应力影响，模型边界位于建筑荷载外60m。模型Z方向取大于2倍的围护桩深度，结合土层厚度情况，所以最终模型的大小为264m×304m×50m。本工程模拟时所采用的有限元模型尺寸及网格划分情况如图6-8。如前节所述，本工程通过现场取土进行室内三轴和固结试验，再结合地质勘查报告，确定的土质参数如表6-1所示。264m周边建筑区域围护桩304mCFG桩孔60m40m50m图6-8工程案例有限元模型图6.2.2工况及计算步骤根据工程概况中所提供的施工步骤，在施工过程中CFG桩施工完毕区域即进行基坑第一步开挖。因此本文在建模分析时需同时考虑第一步基坑开挖2.95m所造成影响。计算分为5步：（1）地应力平衡，（2）周边建筑物荷载等初始状态模拟，（3）围护结构激活（此步骤前初位移清零），（4）CFG桩桩孔生成，（5）降水至开挖面以下0.5m，基坑第一步开挖。第2步初始状态模拟时，实际建筑结构不模拟，周边建筑按平均每层荷载15kPa等效施加在底板上来考虑其影响。本节中，如表6-1中所示，本工程所处地质条件，土层中含有粉土层，渗透系数相对较大，利于孔隙水压力的消散，为了使模拟更接近工程实际，本节在模拟过程中考虑了成孔及开挖后一定时间的固结影响。第4步CFG桩成孔和第5步基坑开挖后均固结15天，计算中CFG桩孔孔壁面和孔底面定义为排水面。77 天津大学硕士学位论文6.3模拟结果分析本文模拟中围护桩激活引起的沉降非常小，可以忽略，故模拟结果仅提取CFG桩施工遗留群孔引起的沉降以及基坑第一步开挖2.95m后引起的总沉降（均为固结后沉降）。CFG桩桩孔生成和基坑开挖第一步均完成后的地表沉降云图见图6-9所示。由图中可以看出，由于CFG桩施工完成、然后第一步基坑开挖完成后引起周边地表产生的沉降，基坑南部（即x轴负向）的病房楼附近产生的沉降最大，其次为基坑东部门诊楼附近区域，而其他区域产生的沉降较小。这与工程实测得到的沉降值分布基本相符。图6-9地表沉降云图34个监测点的模拟值和实测值的具体结果对比如图6-10所示。由图6-10可以看出，沉降监测点的沉降模拟值与实测值大小变化趋势一致。除个别监测点外，大部分监测点的沉降模拟值和实测值拟合较好。且与已有文献[55]使用HS模型进行数值模拟所得的结果进行对比可以发现，使用CCM模型所得结果总体而言更为接近实测值。图6-11和表6-2提取了主要沉降区域部分监测点的沉降结果加以对比研究，将CFG桩施工遗留大量空孔引起的周边地表沉降和群孔效应加基坑第一步开挖引起的总沉降进行了对比。可以发现，群孔效应引起了周边地表及建筑物较大的沉降，其引发的沉降量占成孔和第一步基坑开挖总沉降量的50%左右，有的甚至超过60%，可见由于CFG桩施工桩顶以上部分不能完全及时回填遗留大量空孔78 第6章工程实例模拟验证引起群孔效应造成的影响不容忽视。且在主要监测点上，HS模型和CCM模型结果非常接近，由此可见，上述两种本构关系均能较好的完成对工程实例的模拟。通过对本工程的模拟可以发现，采用修正剑桥模型和本文提出的简化计算方法，Plaxis3D能够对软土地区桩基施工产生的群孔效应做很好的定性分析和一定程度上的定量模拟。编号C1C2C3C4C5C6C7C7-1C8C9C10C11C12C13C14C15C16C17C18C19C20C21C22C23C24C25C26C27C28C29C30C31C32C330-10-20/mm-30沉降-40监测值-50HS模型CCM模型-60图6-10监测点沉降模拟值和实测值对比图55实测值50开挖变形45CFG成孔403530/mm25沉降20151050C7C19C20C21C25C26C28C29C32C33编号图6-11主要监测点沉降柱状图表6-2主要监测点沉降值79 天津大学硕士学位论文CMM模型模拟值HS模拟值CMM模拟HS模型/mm实测值与实测值值与实测值序号监测点模拟值开挖成孔占沉成孔/mm差异比例差异比例/mm2.95m降比例/mm/%/%/mm/%1C7-11.2-7.1-12.556.8-11.5-2.68.72C19-27.1-13.8-2653.1-37.4-27.5-30.53C20-28.2-16.5-29.855.4-36.0-21.7-17.24C21-28.5-18-31.257.7-31.4-9.2-0.65C25-33.8-19.6-28.768.3-29.713.8-3.46C26-37.2-17.9-3847.1-42.4-12.3-10.47C28-25.9-16.8-35.147.9-34.0-23.83.28C29-27.9-19.3-38.250.5-36.9-24.43.59C32-33.3-22.1-38.457.6-39.5-15.7-2.810C33-37.1-19.6-39.849.2-48.8-24.0-18.480 第7章结论及展望第7章结论及展望7.1主要结论本文对软土地区诸如钻孔灌注桩、CFG桩等桩基施工过程中留下的从坑底至地表范围的空孔进行了研究分析。当孔数较少，孔径较小，孔距较大时空孔的影响可能较小，但当大量空孔同时存在时，其引发的周边土体的变形不容忽视。本文在前人的基础上，进一步探索了群孔效应的作用机理。在此基础上研究了不同成孔顺序、不同分布形状以及固结对群孔效应的影响。最后，针对群孔效应提出了相应的两种较为经济的控制措施，并在多孔合并法的基础上进一步探索了等效基坑法。主要结论如下：（1）在土中成孔会引起两个方向的应力变化，即水平方向上的环向应力拱及纵向的应力转移，这种变化限制了由于土体卸荷的进一步变形。当大量空孔同时存在时所引起的群孔效应是以下两个因素共同作用的结果：首先，在已有空孔附近成孔会减小环向应力拱的范围，同时环向有效应力的大小也会降低，即环向应力拱的范围和强度都受到了削弱。其次，在已有空孔附近再次成孔对已有空孔是一种卸荷作用，会使得土体向新成孔的方向变形。在考虑群孔效应的作用时，应综合考虑上述两种作用。（2）相同孔数条件下，具体考虑以下几种成孔顺序对周围土体的影响时，其对不同位置土体的影响存在不小的差异。在从中间到两边、两边到中间、一侧到一侧、中心到四周、四周到中心这五种成孔顺序中，垂直于成孔方向的地表观测线上，中心到四周成孔引起的地表沉降最大，而中间到两边引起的沉降最小；在与成孔顺序相同方向的地表沉降观测线上，一侧到一侧施工时后成孔侧地表沉降最大，而先成孔侧沉降最小。（3）相同孔数下，不同分布形式的群孔，方形分布引起的周边地表沉降最大，依次减小的是L形分布的内转角处，矩形分布的长边，最小的是圆形分布时引起的周边地表沉降。（4）随着时间的进行，若群孔区域孔隙水压力消散，固结完成后，其引发的周边土体变形将更加明显。（5）在不显著增加工程经费的基础上，提前施工地连墙可以很好的控制群孔效应引起的周边土体变形，地连墙的插入比是影响这一效果的重要因素。回填最外围几排空孔也可以起到很明显的作用，一定范围的空孔回填其效果甚至可以81 天津大学硕士学位论文与提前施工地连墙作用相当。（6）本文的土质条件下，多孔合并法，即将多孔合并为单孔时采用等面积合并较为理想，引起的周边地表沉降最为接近。在此基础上，进一步简化提出等效基坑法，即用一定开挖深度的基坑来等效模拟群孔开挖，随孔数增多，一定深度的群孔的等效基坑开挖深度也趋于稳定。7.2进一步展望（1）受限于计算能力，本文仅计算了单孔时固结的影响，而群孔时的固结分析需要进一步的计算。群孔效应在时间这个因素上还有较多值得去计算、探索和分析的地方。（2）对于下一步的研究方向，已有文献已经提到空孔内缩可以视作小孔扩张的逆过程，因此其在理论解析解方面仍有较大的空间值得探索。（3）文章虽然将群孔效应简化成了等效基坑，大大方便了计算分析。但等效基坑开挖深度和孔深之间是否存在某种内在规律，需要更进一步的计算分析和总结规律。（4）不论是本文，抑或是前人的研究，都仅限于有限元分析，需要通过模型试验来进行验证。鉴于原型试验难度较大，而若进行1g条件下的缩尺试验，则由于卸荷作用太小结果会不太理想。目前笔者主要参与且按照本文有限元数值模拟步骤正在进行的离心机试验对群孔效应的验证以及后续进一步的研究将会有很大的促进作用。82 参考文献参考文献[1].章荣军,郑俊杰,丁烈云,吴贤国.成孔切槽引起邻近桩基沉降规律及控制措施[J].华中科技大学学报(自然科学版),2011,39(04):114-118.[2].刘国彬,鲁汉新.地下连续墙成槽施工对房屋沉降影响的研究[J].岩土工程学报,2004,26(2):287-289.[3].DINGYC，WANGJH.Numericalmodelingofgroundresponseduringdiaphragmwallconstruction[J].JournalofShanghaiJiaotongUniversity，2008，13(4)：1-6.[4].Wuy.D,LiuJ,NgcharlesWW.Effectsofpileextractionandrefillingwithcementslurryonground.[J].CanadianGeotechnicalJournal,2013,50(3):343-349.[5].李光照,郑刚.软土地区深基坑工程存在的变形与稳定问题及其控制——基坑施工全过程可产生的变形[J].施工技术，2011,40(7):5-9.[6].中华人民共和国住房和城乡建设部.建筑桩基技术规范（JGJ94-2008）[S]，北京：中国建筑工业出版社，2008-10-01.[7].中华人民共和国住房和城乡建设部.建筑桩基检测技术规范（JGJ106-2003）[S]，北京：中国建筑工业出版社，2003-07-01.[8].刘琰.灌注桩的时间空间力学参数研究[D].同济大学,2006.[9].薛金贤.钻孔灌注桩孔径变化规律研究[D].上海：同济大学,2007.[10].鲁嘉.成孔卸荷条件下灌注桩在砂土中承载性状机理研究[D].上海：同济大学,2009.[11].邓小涛.长螺旋钻管内泵压CFG桩施工引起工程问题试验研究[D].中国地质大学,2008.[12].赵秀绍.CFG桩施工引起工程环境问题的试验研究与有限元分析[D].中国地质大学,2006.[13].陆震铨等编.地下连续墙的理论与实践[M].中国铁道出版社,1987.[14].Amir-TahmassebI,MorgensternN.TheStabilityofaSlurryTrenchinCohesionlessSoils[J].Géotechnique,1965,15(4):387-395.[15].张厚美,夏明耀.地下连续墙泥浆槽壁稳定的三维分析[J].土木工程学报,2000,33(1):73-76.[16].TsaiJS,JouLD,HsiehHS.Afull-scalestabilityexperimentonadiaphragmwalltrench[J].CanadianGeotechnicalJournal,2000,37(2):379-392.[17].TsaiJS,ChangCC,JouLD.LateralExtrusionAnalysisofSandwichedWeakSoilinSlurryTrench[J].JournalofGeotechnical&GeoenvironmentalEngineering,1998,124(11):1082-1090.83 天津大学硕士学位论文[18].姜朋明,胡中雄.地下连续墙槽壁稳定性时空效应分析[J].岩土工程学报,1999,21(3):82-86.[19].NgCWW,LingsML,SimpsonB,etal.Anapproximateanalysisofthethree-dimensionaleffectsofdiaphragmwallinstallation[J].Géotechnique,1995,45(3):497-507.[20].SchäferR,TriantafyllidisT.Modellingofearthandwaterpressuredevelopmentduringdiaphragmwallconstructioninsoftclay[J].InternationalJournalforNumerical&AnalyticalMethodsinGeomechanics,2004,28(13):1305-1326.[21].CloughGW,O’RourkeTD..Constructioninducedmovementsofinsituwalls.InProceedingsofthedesignandperformanceofearthretainingstructures[J].ASCEspecialconference,1990,pp:439-470.[22].W.Powrie,C.Kantartzi.GroundresponseduringdiaphragmwallinstallationinclayCentrifugemodeltests[J].Geotechnique,1996,46(4):725-739.[23].PowrieW,GourvenecSM.Three-dimensionalfinite-elementanalysisofdiaphragmwallinstallation[J].Géotechnique,1999,49(6):801-823.[24].NgCW,LeiGH.Anexplicitanalyticalsolutionforcalculatinghorizontalstresschangesanddisplacementsaroundanexcavateddiaphragmwallpanel[J].CanadianGeotechnicalJournal,2003,40(4):780-792.[25].C.W.W.NG,R.W.M.YAN.Three-dimensionalmodellingofdiaphragmwallinstallationsequence[J].Geotechnique,1999,49(6):825-834.[26].C.W.W.NG,M.L.Lings,B.Simpsonetal..Anapproximateanalysisofthethree-dimensionaleffectsofdiaphragmwallinstallation[J].Geotechnique,1995,45(3):497-507.[27].欧章煜．深开挖工程分析设计理论与实务[M]．台北：科技图书股份有限公司，2002．[28].ComodromosEM,PapadopoulouMC,KonstantinidisGK.Effectsfromdiaphragmwallinstallationtosurroundingsoilandadjacentbuildings[J].Computers&Geotechnics,2013,53(53):106-121.[29].丁勇春.软土地区深基坑施工引起的变形及控制研究[D].上海:上海交通大学,2009.[30].PohTY,WongIH.EffectsofConstructionofDiaphragmWallPanelsonAdjacentGround:FieldTrial[J].JournalofGeotechnical&GeoenvironmentalEngineering,1998,124(8):749-756.[31].张广兴.泥皮性状对钻孔桩工程特性的影响研究[D].杭州：浙江大学，2006.[32].徐奋强;王旭.护壁泥浆与孔壁稳定性及极限孔深的研究[J].兰州交通大学学报,2004,23.4:9-12.[33].李小青,郝行舟,朱宏平,等.大口径钻孔灌注桩的孔壁稳定研究分析[J].84 参考文献土木工程与管理学报,2007,24(2):25-28.[34].徐奋强;王旭.护壁泥浆与孔壁稳定性及极限孔深的研究[J].兰州交通大学学报,2004,23.4:9-12.[35].蒋红心,胡中雄.钻孔孔壁的稳定性分析[J].工程勘察,1999,3:7-10.[36].温世游,李夕兵.(2002).考虑应变软化特性的缩孔解析解.岩石力学与工程学报,21(A02),2432-2438.[37].王云岗;章光;胡琦.钻孔灌注桩孔壁稳定性分析[J].岩石力学与工程学报,2011,S1:3281-3287.[38].姚志伟.厚砂层钻孔灌注桩泥浆护壁稳定性研究[D].武汉理工大学,2012.[39].时仓艳.钻孔灌注桩孔壁稳定性分析及后压浆应用研究[D].南京:东南大学土木工程学院,2006.[40].Burland,J.B.ShaftfrictionofPilesinclay–asimplefundamentalapproach[J[.GroundEngineering,1973,6(3):30-42.[41].闫静雅.桩基础全寿命期对邻近已有隧道的影响研究[D].上海:同济大学,2007.[42].路平,郑刚.立交桥桩基础施工及运营期对既有隧道影响的研究[J].岩土工程学报,2013,35(s2):923-927.[43].YaoGS,LiJP,ChuF.NumericalAnalysisfortheInfluenceofBoredPilesonAdjacentTunnels[C]//InternationalFoundationCongressandEquipmentExpo.2009:143-150.[44].冯志先,申海森,万林海,等.软土地区CFG桩施工对周围环境影响分析[J].华北水利水电大学学报(自然科学版),2004,25(1):58-60.[45].孙瑞民,杨凤灵,邓小涛.CFG桩施工造成环境岩土工程问题的研究[J].工业建筑,2009(s1):1052-1054.[46].张景伟.CFG桩环境效应及控制技术研究[D].郑州：郑州大学,2005.[47].赵秀绍.CFG桩施工引起工程环境问题的试验研究与有限元分析[D].中国地质大学,2006.[48].赵秀绍,莫林利,孙瑞民,等.CFG桩施工引起孔隙水压力变化特性试验研究[J].岩土力学,2010,31(s1):102-107.[49].孙瑞民,杨凤灵,邓小涛.CFG桩施工产生环境问题的机理分析及应对措施[J].探矿工程(岩土钻掘工程),2009,36(2):24-28.[50].孙瑞民,杨凤灵,邓小涛.CFG桩施工过程中孔隙水压力试验研究[J].岩土工程学报,2009,31(11):1792-1798.[51].邓小涛.长螺旋钻管内泵压CFG桩施工引起工程问题试验研究[D].武汉:中国地质大学(武汉),2008.[52].郑刚,王凡俊,孙宏宾,等.软土地区CFG桩群孔效应引发的地表沉降85 天津大学硕士学位论文[J].天津大学学报(自然科学与工程技术版),2017,50(8).[53].DalyMP,PowrieW.Centrifugemodeltestsonembeddedretainingwallssupportedbyearthberms[J].Géotechnique,2002,52(2):89-106.[54].Vol.N.Anapproximateanalysisofthethree-dimensionaleffectsofdiaphragmwallinstallation[J].Géotechnique,2015,45(3):497-507.[55].郑刚,王凡俊,孙宏宾,等.软土地区CFG桩群孔效应引发的地表沉降[J].天津大学学报(自然科学与工程技术版),2017,50(8)[56].孙宏宾.软土地区桩基施工群孔效应对周边环境的影响研究[D].天津:天津大学,2016.86 发表论文和科研情况说明发表论文和科研情况说明发表的论文：[1]郑刚,张涛,程雪松.工程桩对基坑稳定性的影响及其计算方法研究[J].岩土工程学报,2017,39(s2):5-8.（EI检索）[2]郑刚,张涛,程雪松,等.天津地铁车站基坑立柱回弹的实测统计分析[J].岩土力学,2017,38(s1):387-394.（EI检索）[3]郑刚，张涛，程雪松，等，“软土地区群孔效应作用机理研究”，正在撰写。参与的科研项目：[1]国家自然科学基金青年科学基金项目，51508382，软土地区桩基施工群孔效应对周边环境的影响机理及控制策略研究，2016/01-2018/12,在研，参加。[2]国家自然科学基金重点项目，41630641，软土工程局部破坏引发连续破坏机理及连续破坏控制理论研究，2017/01-2021/12，在研，参加。[3]中国博士后科学基金面上项目，2014M561186，深基坑连续破坏的致灾机理及控制方法研究，2014/09-2016/12，参加。87 天津大学硕士学位论文88 致谢致谢本文是在我的导师郑刚教授的指导下完成的，在此，我要对老师表达我最诚挚的谢意。郑老师给我们提供了足够大的平台，赋予了我们科研的自由度，营造了良好的课题组氛围，这些都极大的促进了我对科研的兴趣。日常生活中老师总是以身作则，给我们树立了很好的榜样。程雪松师兄在整个课题的研究过程中给予了我极大的帮助，有很多问题都是在他的启发下才得以完成，日常生活中雪松师兄也给予了我无微不至的关怀，在此对雪松师兄表达我衷心的感谢。雪松师兄用实际行动告诉我一个严谨、细致的科研工作者应有的素养。孙宏宾师兄非常耐心负责的让我对这个课题有了充分的认识，并在不少关键问题上给了我十分中肯的建议，也是在宏宾师兄科研成果的基础上，我才得以进行更进一步的研究，对此十分感谢宏宾师兄。周海祚师兄、曹剑然师姐、哈达师兄、杨新煜师兄在我课题研究过程中都对我给予了不少的帮助。海祚师兄时常督促我完成学业，在我遇到困难时经常和我谈心，帮我调整心态，他也以其在科研中十分享受的态度影响着我对科研的热情。师姐总是十分热心的提供尽可能的帮助。哈达师兄以其丰富的阅历使我在科研和生活中都增长了不少见识。杨博士凭借其深厚的理论知识为我解答了很多一直困扰我的难题。师兄师姐一直以来都十分照顾我，能加入这个课题组我感到十分幸运和幸福。几位师兄还以身作则的教导我科研要注意劳逸结合，使我获益良多。以上种种，我将铭记于心。本文还离不开课题组的赵佳鹏师弟、于晓旋师妹和何晓佩师妹的帮助，在此对可爱的师弟师妹们致以诚挚的谢意。此外，要感谢我的父母，其艰其勤，生我劬劳。还要感谢我女朋友细致入微的照顾和支持。没有他们的支持我无法顺利完成学业。最后，衷心感谢答辩委员会各位专家、教授在百忙之中参加我的论文答辩，再次致以诚挚的谢意。89'