摘要：目前隧道抗拔樁抗浮的相關(guān)研究主要集中在單樁的承載機(jī)制上，但工程實(shí)踐中隧道抗拔樁通常設(shè)計(jì)為群樁形式。依托浙江省衢州市荷一路過江通道工程，設(shè)計(jì)了考慮水位變化的隧道-群樁模型試驗(yàn)，同時(shí)結(jié)合數(shù)值模擬分析，對(duì)樁周土壓力的變化規(guī)律、群樁承載機(jī)制及群樁效應(yīng)展開研究。模型試驗(yàn)研究發(fā)現(xiàn)：樁體側(cè)摩阻力的發(fā)揮從上而下是一個(gè)先增大到最大值而后減小的過程，達(dá)到極限狀態(tài)時(shí)樁身側(cè)摩阻力最大值是最小值的3倍以上；相比單樁，群樁之間土體由于受到挾持作用而未充分發(fā)揮樁體的極限承載力，三樁工況時(shí)的單樁平均極限承載力和群樁效應(yīng)系數(shù)比雙樁工況時(shí)分別減少7.23%和7.29%，說明隨著樁數(shù)的增加樁體受到群樁效應(yīng)的影響也在增大，每根樁的極限承載力發(fā)揮越發(fā)不充分。有限元模擬分析發(fā)現(xiàn)隧道及群樁結(jié)構(gòu)中的應(yīng)力呈對(duì)稱分布，且隨著樁數(shù)的增加，群樁效應(yīng)影響增大，兩側(cè)邊樁與隧道連接處的應(yīng)力也增大。

關(guān) 鍵 詞：隧道；抗拔樁；群樁效應(yīng)；抗浮設(shè)計(jì)；室內(nèi)模型試驗(yàn)

中圖法分類號(hào)：TU473.1

文獻(xiàn)標(biāo)志碼：ADOI：10.16232/j.cnki.1001-4179.2024.12.025

0 引 言

抗浮樁作為一種主流的抗浮措施，因其經(jīng)濟(jì)、高效、方便等優(yōu)點(diǎn)被廣泛應(yīng)用于隧道結(jié)構(gòu)的抗浮設(shè)計(jì)中。而在實(shí)際工程中，抗浮樁通常以群樁的形式布置。在荷載作用下，群樁中的每根樁所發(fā)揮的承載能力和產(chǎn)生的位移往往與相同情況下的單樁有著明顯的區(qū)別，即有群樁效應(yīng)。群樁效應(yīng)的存在往往會(huì)直接影響群樁的承載力，因此對(duì)抗浮樁群樁效應(yīng)的研究具有重要的工程意義^［1］。

在實(shí)際應(yīng)用中，樁型、樁間距、樁數(shù)、樁長(zhǎng)、施工工法等因素均會(huì)對(duì)群樁基礎(chǔ)的承載力產(chǎn)生一定的影響。高志堯等^［2］通過模型試驗(yàn)對(duì)砂土環(huán)境中2×2群樁基礎(chǔ)的群樁效應(yīng)進(jìn)行研究，得出在上拔荷載作用下當(dāng)群樁樁間距為7D（D為樁徑）時(shí)，群樁效應(yīng)影響可忽略不計(jì)。Das等^［3］通過模型試驗(yàn)對(duì)不同長(zhǎng)徑比的群樁基礎(chǔ)進(jìn)行研究，認(rèn)為群樁抗拔效率隨嵌入比、群樁的樁數(shù)和樁間距而變化，當(dāng)樁間距為6D～7D時(shí)，群樁效率達(dá)到100%左右，說明此時(shí)基本不受群樁效應(yīng)的影響?；谠辉囼?yàn)，楊軍等^［4］分析了不同樁長(zhǎng)及樁體數(shù)量的抗拔樁承載能力，并指出提高錨板數(shù)量對(duì)提高抗拔樁極限承載力影響不大。楊磊^［5］通過ABAQUS研究了沙土中抗拔斜樁的承載力特性，指出當(dāng)斜樁傾角較大時(shí)，應(yīng)對(duì)樁頂以下一定范圍的樁側(cè)摩阻力予以折減。張愛軍等^［6］通過現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)結(jié)合有限元分析對(duì)微型樁群樁基礎(chǔ)承載性能進(jìn)行研究，認(rèn)為樁間距、樁數(shù)及樁傾角的增加均能提高群樁基礎(chǔ)的承載力，且樁間距建議為4D，傾角建議為10°。李保安等^［7］通過現(xiàn)場(chǎng)抗拔試驗(yàn)，對(duì)等直徑樁和擴(kuò)底樁的承載力進(jìn)行研究，得出擴(kuò)底抗拔樁承載力明顯優(yōu)于等截面樁。符羽佳等^［8］通過縮尺試驗(yàn)研究了砂土中齒樁的豎向承載性狀，指出齒數(shù)對(duì)側(cè)阻的影響較大，而齒長(zhǎng)則對(duì)豎向承載力影響較大。Nazir^［9］通過模型試驗(yàn)研究了安裝在不同密度干砂中的單根普通樁（無(wú)樁翼）和錨翼豎樁的抗拔能力，結(jié)果表明，錨翼樁的抗拔能力隨著干砂相對(duì)密度的增加而增加。熊昊等^［10］通過ABAQUS研究不同距徑比對(duì)抗拔樁承載特性的影響，認(rèn)為通過改良抗拔樁的距徑比可有效提高樁體的抗浮能力。何子睿等^［11］通過現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)研究了樁側(cè)注漿對(duì)單樁抗浮承載能力的影響，指出樁側(cè)注漿有利于承載性能的提高，且側(cè)摩阻力的發(fā)揮是異步的過程。對(duì)于群樁的布置，由于群樁效應(yīng)的影響，不同位置樁體承載力和上拔位移也有所不同。劉博^［12］基于FLAC 3D軟件對(duì)群樁基礎(chǔ)進(jìn)行上拔分析，得出群樁中角樁抗浮性能最好，邊樁其次，中心樁最弱。衛(wèi)凌云等^［13］采用三維有限元法對(duì)基坑開挖群樁展開位移分析，認(rèn)為基坑開挖的過程中，中心樁由于土體卸載作用產(chǎn)生的上拔位移比外側(cè)樁小，且側(cè)摩阻力的發(fā)揮比外側(cè)樁發(fā)揮更不充分。Mccabe等^［14］通過現(xiàn)場(chǎng)抗浮試驗(yàn)對(duì)粉土中5根群樁進(jìn)行研究，認(rèn)為在上拔過程中角樁與中心樁所受的承載力存在差異；他們還認(rèn)為樁體受到群樁效應(yīng)的強(qiáng)弱可通過群樁效應(yīng)系數(shù)來體現(xiàn)，群樁效應(yīng)系數(shù)越大，說明受到的群樁效應(yīng)越強(qiáng)，此時(shí)群樁基礎(chǔ)的每根樁承載力發(fā)揮越充分，群樁承載力發(fā)揮反而越不充分。Vanitha等^［15］通過模型試驗(yàn)對(duì)不同嵌入長(zhǎng)度、不同長(zhǎng)徑比、不同樁間距等因素下群樁基礎(chǔ)抗拔承載力進(jìn)行研究，認(rèn)為抗浮群樁效應(yīng)系數(shù)隨著樁距的增加而變大，群樁效應(yīng)也越弱。湯斌等^［16］通過有限元方法對(duì)不同樁長(zhǎng)、距徑比、樁數(shù)等因素的群樁效應(yīng)進(jìn)行分析，表明群樁效應(yīng)系數(shù)隨著距徑比的增大和樁數(shù)的增多而變小。Shanker等^［17］通過模型試驗(yàn)對(duì)砂土地基中群樁進(jìn)行研究，得出群樁的樁中心距越大、樁數(shù)越多，群樁效率系數(shù)越小。余路遙^［18］對(duì)竹節(jié)方樁群樁基礎(chǔ)進(jìn)行抗拔模型試驗(yàn)研究，發(fā)現(xiàn)群樁效應(yīng)系數(shù)隨著樁間距的減小而變小，且4D樁間距可同時(shí)兼顧抗拔效果和經(jīng)濟(jì)性。Bradshaw等^［19］研究了不同樁間距、不同樁數(shù)及不同試驗(yàn)土摩擦角對(duì)螺旋形樁群樁效應(yīng)的影響，結(jié)果表明樁間距為2D～3D時(shí)，群樁效應(yīng)系數(shù)為0.6～1.0，且樁與樁之間的距離越小，群樁效應(yīng)系數(shù)越小。

從以上研究可以看出，國(guó)內(nèi)外通過數(shù)值模擬、模型試驗(yàn)和現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)對(duì)群樁影響因素、樁體位置差異及群樁效應(yīng)系數(shù)均有所研究，然而以往使用傳統(tǒng)機(jī)械拉拔裝置提供上拔力來研究群樁效應(yīng)不能較好地還原實(shí)際工程中由水浮力提供上拔力的實(shí)際情況，且對(duì)群樁上拔過程中樁土漸進(jìn)性演變規(guī)律和對(duì)隧道結(jié)構(gòu)及群樁效應(yīng)聯(lián)合分析仍不完善，需要進(jìn)一步研究。為此，本文依托浙江省衢州市荷一路過江通道工程，通過縮尺模型試驗(yàn)和有限元模擬對(duì)水位上升過程中抗浮群樁的群樁效應(yīng)展開進(jìn)一步研究。

1 室內(nèi)模型試驗(yàn)設(shè)計(jì)

1.1 依托工程背景

衢州市荷一路過江通道在常山港支汊段采用了周邊堰明挖法施工，基坑采用二級(jí)放坡開挖，周邊采用土石圍堰。常山港支汊總長(zhǎng)100.37 m。實(shí)際工程中，隧道橫截面尺寸為22.3 m×8.3 m（寬×高），底部增設(shè)了抗拔樁，按3×3布置，現(xiàn)場(chǎng)原型樁采用直徑1 m的鉆孔灌注樁，樁長(zhǎng)10 m，縱向樁間距5 m（樁中心距），橫向樁內(nèi)壁間距7.55 m，樁體采用C30鉆孔灌注樁，過江段橫斷面如圖1所示。

土石圍堰填筑形成后，對(duì)圍堰進(jìn)行加固處理，并在砂巖層施作抗浮樁，接下來基坑開挖至基坑底，噴射混凝土護(hù)面，施工細(xì)石混凝土保護(hù)層和C20混凝土墊層。然后進(jìn)行隧道主體結(jié)構(gòu)的施工，待主體結(jié)構(gòu)施工完成后依次分層填筑砂石反濾層、級(jí)配碎石、卵石、片石保護(hù)層以及碎石土，其中鉆孔灌注樁打入的土質(zhì)為中風(fēng)化砂巖，具體巖土參數(shù)見表1。土石圍堰河床位置在碎石土層上，河床水位57.60 m，江水常水位59.50 m，10 a一遇洪水位65.60 m。

1.2 相似比尺及模型材料選擇

應(yīng)盡可能縮小模型平臺(tái)邊界效應(yīng)對(duì)樁體承載能力的影響，保證樁體在浮力作用下產(chǎn)生破壞現(xiàn)象，減小各種誤差對(duì)結(jié)果的影響，通過對(duì)比分析認(rèn)為，當(dāng)幾何相似比尺為C_L=30時(shí)，邊界對(duì)樁體承載能力影響較小，浮力箱產(chǎn)生的浮力也越大，各種誤差對(duì)于結(jié)果影響較小。由于現(xiàn)場(chǎng)中風(fēng)化砂巖是一種由各種砂粒膠結(jié)而成的沉積巖，該土質(zhì)中不僅包含骨料，還具有一定的黏聚力，因此試驗(yàn)選用含有黏粒的砂土?，F(xiàn)場(chǎng)隧道主體結(jié)構(gòu)施工完成后需要對(duì)周邊以及頂部進(jìn)行回填，由于周邊填筑的材料（砂石反濾層和級(jí)配碎石）具有良好的滲透性，因此模型試驗(yàn)中浮力箱周邊選擇級(jí)配碎石進(jìn)行回填，具體參數(shù)見表2。

由于樁體在浮力作用下承受豎直上拔荷載，根據(jù)相似原理，試驗(yàn)選用光滑圓空心鋁管模擬現(xiàn)場(chǎng)C30混凝土樁^［20］，試驗(yàn)中進(jìn)行了多次單樁抗拔試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)單樁樁型不影響抗拔力發(fā)揮。樁長(zhǎng)300 mm、直徑40 mm、壁厚2 mm，模型樁與浮力箱通過螺栓連接，如圖2所示。為了模擬實(shí)際工程中樁壁粗糙度，在樁壁粘貼240目砂紙。模型試驗(yàn)使用含細(xì)粒土砂，與現(xiàn)場(chǎng)土質(zhì)類似，可以很好地發(fā)揮抗拔樁的抗側(cè)摩阻力。浮力箱采用空心凹槽薄壁鋁質(zhì)結(jié)構(gòu)，周邊填筑級(jí)配碎石，箱內(nèi)不回填，但加入等重壓重材料以符合相似準(zhǔn)則。

試驗(yàn)所用試樣為含有黏土顆粒的砂土，經(jīng)過0.075 mm篩、烘干稱重，確定粒徑小于0.075 mm的黏土顆粒占總重量的9.4％，該類土為含細(xì)粒土砂。根據(jù)篩析法結(jié)果繪制出顆粒級(jí)配曲線，如圖3所示。由圖3可知，該試樣的不均勻系數(shù)C_u是8.94，曲率系數(shù)C_c是3.41，該試樣為級(jí)配不良土體。采用氣動(dòng)直剪儀對(duì)試驗(yàn)土體進(jìn)行直剪試驗(yàn)測(cè)得內(nèi)摩擦角34°，黏聚力12.6 kPa，干密度1.72 g/cm³，含水率25%。

1.3 試驗(yàn)裝置及方案

試驗(yàn)所用模型箱尺寸為200 cm×120 cm×100 cm（長(zhǎng)×寬×高），采用鋼框架，其中一個(gè)面裝透明玻璃，如圖4所示。模型箱兩側(cè)為注水槽，可以實(shí)現(xiàn)水位變化。拔樁力通過浮力箱實(shí)現(xiàn)，浮力箱尺寸為120 cm×70 cm×30 cm（長(zhǎng)×寬×高），壁厚4 mm，為薄壁鋁質(zhì)材料。使用單反相機(jī)記錄拔樁過程中浮力箱排水高度的變化。

研究共進(jìn)行3組試驗(yàn)，每組工況詳見表3。在模型試驗(yàn)中，為確保試驗(yàn)的真實(shí)性和可靠性，盡可能模擬實(shí)際工程中抗拔樁的施工步驟和施工條件，試驗(yàn)中填土、埋樁、安置隧道以及加水排水等方法均與實(shí)際工程相似。試驗(yàn)采用預(yù)埋式布樁，按照分層鋪設(shè)原則進(jìn)行，每層鋪設(shè)完畢即進(jìn)行夯實(shí)，直至達(dá)到最終預(yù)設(shè)高度時(shí)停止埋土并整平表面。每個(gè)樁依次對(duì)應(yīng)到浮力箱中預(yù)留的空洞中，并使用螺母固定。為防止孔洞漏水，模型樁固定后在周圍涂抹有機(jī)硅膠。隨后，在浮力箱兩側(cè)分層填筑級(jí)配碎石，每層鋪設(shè)后同樣進(jìn)行夯實(shí)。為更好地還原工程實(shí)際情況，按照相似準(zhǔn)則在浮力箱內(nèi)部添加等重的壓重材料。最后，均勻注水至模型箱兩側(cè)，確保兩側(cè)蓄水槽高度上升一致。第一階段注水至試驗(yàn)土頂面，直至試驗(yàn)土達(dá)到飽和；第二階段兩側(cè)繼續(xù)均勻緩慢注水，直至浮力箱達(dá)到極限狀態(tài)，即浮力箱排水高度達(dá)到最大，注水高度根據(jù)隧道排水量計(jì)算所得。

2 試驗(yàn)結(jié)果分析

2.1 拔樁過程中樁土漸進(jìn)性演化規(guī)律

先對(duì)無(wú)樁布置的浮力裝置進(jìn)行試驗(yàn)得到浮力箱側(cè)摩阻力大小為22.48 N。接下來以樁數(shù)2×3，樁間距4D進(jìn)行試驗(yàn)。群樁及測(cè)量系統(tǒng)布置情況見圖5，通過監(jiān)測(cè)浮力箱排水高度和位移計(jì)讀數(shù)確定任意時(shí)刻群樁的承載力和位移。 以下所有試驗(yàn)數(shù)據(jù)均為T3工況下測(cè)得。根據(jù)JGJ 106—2014《建筑基樁檢測(cè)技術(shù)規(guī)范》，可確定該群樁的極限承載力為539.94 N，臨界位移為9.64 mm。

圖6為T3工況不同位置處側(cè)向土壓力增量Δσ隨樁體拔出發(fā)展變化圖。規(guī)定土壓力計(jì)布置在某樁左側(cè)為內(nèi)，右側(cè)為外，具體布置見圖5?？梢钥闯?，同一位置不同深度（H指未拔起時(shí)隧道底部以下的深度）土壓力增量Δσ隨著拔樁高度的增加均出現(xiàn)變化，說明樁體側(cè)摩阻力的發(fā)揮具有同步性；同一位置土壓力增量Δσ隨著埋深的增加先增大到最大值然后減小，說明樁側(cè)摩阻力的發(fā)揮從上而下是一個(gè)先增大到最大值后減小的過程，上拔位移達(dá)到極限時(shí)，樁側(cè)摩阻力最大值是最小值的3倍以上，表明不同深度對(duì)樁身側(cè)摩阻力影響巨大；1D外位置較1D內(nèi)、3D外位置較3D內(nèi)土壓力增量Δσ均大，說明樁間距為4D時(shí)，兩樁內(nèi)側(cè)受群樁效應(yīng)的影響，內(nèi)部土體受樁體挾持而未充分發(fā)揮樁體承載力致使土壓力增量較低，樁外側(cè)承載力的發(fā)揮反而類似于單樁，承載力能夠充分發(fā)揮。

在模型樁的樁頂粘貼應(yīng)變片（圖5），用于監(jiān)測(cè)樁頂?shù)淖冃吻闆r，并通過公式（1）分別計(jì)算中樁和角樁對(duì)應(yīng)位移處的承載力。

N=EA·Δε（1）

式中：N為樁身軸力；E為樁身彈性模量，取70 GPa；Δε為樁體應(yīng)變片測(cè)得豎向應(yīng)變值（對(duì)稱點(diǎn)取平均值）；A為貼應(yīng)變片處半樁截面面積。

圖7為T3工況下抗拔群樁樁頂受力變形的統(tǒng)計(jì)結(jié)果。從圖中可以看出，中樁的樁頂位移比角樁大。在試驗(yàn)過程中，中樁先達(dá)到極限破壞狀態(tài)，其極限承載力為80.9 N，極限狀態(tài)下的樁頂位移9.42 mm；角樁后達(dá)到極限狀態(tài)，其極限承載力為99.0 N，相比中樁提高了22.37%，樁頂位移為8.23 mm，相比中樁減少了12.63%。這說明中樁周圍土體受抗拔樁的挾持作用最大，致使土的應(yīng)力相互疊加不易擴(kuò)散，樁-土協(xié)同工作效應(yīng)最大；角樁位于群樁基礎(chǔ)的邊緣，受樁-土擾動(dòng)作用較小，樁頂側(cè)摩阻力發(fā)揮最充分，極限承載力也最大。依據(jù)模型試驗(yàn)結(jié)果，抗拔群樁上拔量的差異率達(dá)14%，因此，在實(shí)際工程中應(yīng)充分重視群樁之間的變形差異。

2.2 不同樁數(shù)群樁效應(yīng)系數(shù)和單樁分擔(dān)系數(shù)對(duì)比

圖8為不同工況下抗拔樁荷載-位移曲線。由圖8可知，上拔荷載較小時(shí)荷載位移曲線呈平滑遞增狀態(tài)；隨著上拔力接近極限承載力時(shí)，荷載位移曲線由緩慢變?yōu)槎盖托驮鲩L(zhǎng)曲線，因此可通過陡降的初始點(diǎn)確定不同工況下的極限承載力和臨界位移，進(jìn)而通過公式（2）確定群樁效應(yīng)系數(shù)。

μ=Q_u/n·Q_ug（2）

式中：μ為群樁效應(yīng)系數(shù)；Q_u為群樁抗拔極限承載力；n為基樁數(shù)量；Q_ug為單樁抗拔極限承載力。

抗拔樁承載力數(shù)據(jù)見表4。由表4可知，當(dāng)樁間距為4D時(shí)，樁數(shù)2×2和2×3的極限承載力分別是386.01 N和539.94 N，臨界位移分別是7.85 mm和9.64 mm，群樁效應(yīng)系數(shù)分別是0.89和0.83。相比三樁，雙樁的單樁平均極限承載力和群樁效應(yīng)系數(shù)分別增加了7.23%和7.29%，說明樁間距相同時(shí)，樁數(shù)越少，群樁效應(yīng)越小，每根樁越能充分發(fā)揮其極限承載力。

隨著水位的上升，浮力的增加會(huì)導(dǎo)致結(jié)構(gòu)底部發(fā)生上拔，水位高度與結(jié)構(gòu)上拔位移一一對(duì)應(yīng)?；谒桓叨扰c上拔位移的對(duì)應(yīng)關(guān)系，分別選取上拔位移s為1.0，5.0，9.6 mm時(shí)3個(gè)特征點(diǎn)分析浮力箱內(nèi)力變化特征，繪制于圖9。從結(jié)構(gòu)內(nèi)力圖可以看出，結(jié)構(gòu)受力隨著各階段的轉(zhuǎn)換變化明顯，水位高度距地面12 cm時(shí)（極限狀態(tài)上拔位移s=9.6 mm）結(jié)構(gòu)受力最不利。隨著群樁上拔位移的增大，樁身彎矩出現(xiàn)一定程度的增加，截面最大彎矩值出現(xiàn)在極限狀態(tài)下底板中間位置。底板由中間向兩側(cè)逐漸降低，側(cè)板由下部向上逐漸減弱，說明隨著水位的上升，隧道結(jié)構(gòu)的受力不斷增大，結(jié)構(gòu)的安全性越來越低，需要采取相應(yīng)的措施來確保結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定性。

3 群樁模型數(shù)值模擬分析

3.1 計(jì)算模型和材料參數(shù)

為了進(jìn)一步研究水位變化過程中樁周土變形規(guī)律，本文采用Midas GTS NX軟件對(duì)現(xiàn)場(chǎng)隧道-樁進(jìn)行數(shù)值模擬。材料力學(xué)計(jì)算參數(shù)見表2，其中隧道和樁均為鋁質(zhì)材料且采用彈性本構(gòu)模型，其他材料采用各向同性的摩爾庫(kù)倫本構(gòu)模型，水位變化采用節(jié)點(diǎn)水頭邊界。本節(jié)模型仍按模型試驗(yàn)實(shí)際設(shè)計(jì)尺寸建模，模型樁按3×2布置，模型共劃分160 050個(gè)網(wǎng)格，見圖10。

3.2 荷載位移模擬值和模型試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

圖11為水位變化過程中荷載位移模擬值和模型試驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比。由圖11可知，數(shù)值模擬計(jì)算與模型試驗(yàn)所得到的抗拔樁極限承載力分別是539.94，522.83 N，誤差為3.27％，臨界位移分別是9.64，10.03 mm，誤差為3.89％。在此之后曲線出現(xiàn)較大拐點(diǎn)，樁頂上拔位移急劇增大，樁體出現(xiàn)破壞。分析荷載位移關(guān)系曲線可以看出，二者曲線走勢(shì)基本相同，整體吻合程度較好，在整個(gè)加載過程中，誤差均在5％以內(nèi)。

3.3 樁土漸進(jìn)性演變規(guī)律分析

在實(shí)際工程中，隧道埋藏水位的高低往往導(dǎo)致其所受承載力產(chǎn)生差異。為了探究不同水位下隧道底部抗浮樁周邊土體受力演變規(guī)律，采用有限元軟件對(duì)樁間距4D時(shí)不同水位下（距離地面H為-24，-18，-12 cm）豎向位移進(jìn)行分析，如圖12所示。從圖12中可以看出，兩根樁之間土體位移比樁外側(cè)土體位移大，主要因?yàn)閮筛鶚秾?duì)土體的“挾持”作用導(dǎo)致樁內(nèi)側(cè)土體不能充分發(fā)揮其承載力因而產(chǎn)生較大位移；在較低水位情況下，樁兩側(cè)土體從上到下均產(chǎn)生不同程度的豎向位移，說明樁側(cè)摩阻力的發(fā)揮是全區(qū)域同時(shí)發(fā)生的；隨著水位的上升，樁內(nèi)、外側(cè)土體豎向位移均不斷增大，但是樁外側(cè)土體豎向位移變化趨勢(shì)一致，隨著水位的上升，樁內(nèi)側(cè)土體豎向位移變化趨勢(shì)“挾持”作用越發(fā)明顯。

3.4 不同工況樁-土作用規(guī)律分析

圖13為水位上升到隧道頂部時(shí)不同工況下隧道-群樁大主應(yīng)力云圖，其中受壓為負(fù)，受拉為正。由圖13可知：隧道結(jié)構(gòu)最大主應(yīng)力分布具有較明顯的對(duì)稱性，隧道側(cè)板和底板應(yīng)力值較大，兩側(cè)樁體相較于中間樁體應(yīng)力值較大，且沿著樁體埋深增加受到的拉力值隨之減小，說明樁體在受到浮力作用時(shí)兩側(cè)樁體承載力發(fā)揮更充分。隨著樁數(shù)的增加，隧道中心和兩側(cè)受力幾乎沒有變化，而樁受力發(fā)生較大變化，特別是兩側(cè)樁體與隧道連接處外緣受力明顯增大，這說明樁數(shù)越多，受到群樁效應(yīng)影響越明顯。T3工況中心樁由于土體夾持作用率先達(dá)到其承載力，因此兩側(cè)樁體相比T2工況發(fā)揮了更大的承載作用。

3.5 浮力箱結(jié)構(gòu)受力分析

為了研究不同樁數(shù)對(duì)浮力箱結(jié)構(gòu)的影響，繪制數(shù)值模擬條件下極限狀態(tài)（上拔位移）的隧道-樁結(jié)構(gòu)彎矩和剪力圖，如圖14和圖15所示。極限狀態(tài)下 2×2和2×3樁最大截面剪力都出現(xiàn)在底板最右位置，最大剪力值分別為146 N和211 N，且剪力值都在樁身位置處出現(xiàn)突變，分別達(dá)98 N和157 N；截面最大彎矩值出現(xiàn)在極限狀態(tài)下底板中間位置，2×2和2×3樁的值分別為40.5 N·m和54.1 N·m。隨著樁數(shù)的增加，結(jié)構(gòu)剪力和彎矩整體呈現(xiàn)上漲趨勢(shì)，原因是盡管樁數(shù)增多，受到群樁效應(yīng)的影響較大，樁基承載力發(fā)揮較不充分，但是樁數(shù)多，結(jié)構(gòu)受力點(diǎn)也多，因此結(jié)構(gòu)內(nèi)力隨著樁數(shù)的增加而增加。另外，隧道底部樁的剪力會(huì)突然出現(xiàn)突變，因此在實(shí)際工程中要做好隧道-樁連接處的加固措施，防止應(yīng)力集中現(xiàn)象。

3.6 不同工況下群樁效應(yīng)對(duì)比分析

表5為不同工況下群樁極限承載力與群樁效應(yīng)系數(shù)試驗(yàn)值和數(shù)值模擬結(jié)果對(duì)比。研究發(fā)現(xiàn)，數(shù)值模擬結(jié)果相比試驗(yàn)值略有增大，T2工況下群樁極限承載力數(shù)值模擬結(jié)果與試驗(yàn)值相差4.0%，群樁效應(yīng)系數(shù)相差2.2%；T3工況下群樁極限承載力值數(shù)值模擬結(jié)果與試驗(yàn)值相差3.8%，群樁效應(yīng)系數(shù)相差2.4%，誤差均在合理范圍內(nèi)，數(shù)值模擬結(jié)果可以為試驗(yàn)設(shè)計(jì)提供參考。

4 結(jié) 論

采用室內(nèi)模型試驗(yàn)與有限元方法對(duì)水位變化過程中群樁樁土受力變形規(guī)律進(jìn)行研究，得到以下結(jié)論。

（1）同一位置不同深度土壓力增量Δσ隨著拔樁高度的增加均出現(xiàn)變化，說明樁體側(cè)摩阻力發(fā)揮具有同步性；同一位置土壓力增量Δσ隨著埋深的增加先增大到最大值然后減小，說明樁側(cè)摩阻力的發(fā)揮從上而下是一個(gè)先增大到最大值而后減小的過程。不同徑向距離的Δσ變化規(guī)律是相同的，但Δσ 起伏的程度不同，在樁的同一側(cè)，距離樁體越遠(yuǎn)，Δσ越小，且受群樁效應(yīng)的影響，雙樁之間土體未充分發(fā)揮其承載力致使沿樁體對(duì)稱位置雙樁外土壓力增量大于雙樁之間土體。

（2）當(dāng)樁間距為4D時(shí)，樁數(shù)2×2和2×3的極限承載力分別是386.01 N和539.94 N，臨界位移分別是7.85 mm和9.64 mm，群樁效應(yīng)系數(shù)分別是0.89和0.83，說明樁間距相同時(shí)，樁數(shù)越多，群樁效應(yīng)系數(shù)越小，每根樁越難發(fā)揮其極限承載力。

（3）分析數(shù)值模擬結(jié)果可以發(fā)現(xiàn)：在不同工況下，隧道兩側(cè)應(yīng)力變化差異小，而隧道與樁結(jié)構(gòu)連接處應(yīng)力變化明顯；隨著樁數(shù)增多，群樁效應(yīng)系數(shù)影響越明顯，內(nèi)側(cè)樁土結(jié)構(gòu)受到的夾持作用越大，兩側(cè)樁體與隧道連接處的承載力也越大。對(duì)比數(shù)值模擬與模型試驗(yàn)得出的群樁承載力和群樁效應(yīng)系數(shù)發(fā)現(xiàn)，兩者有較好的吻合性，數(shù)值模擬可以為模型試驗(yàn)提供設(shè)計(jì)優(yōu)化和參考。

（4）水位上升過程中，極限狀態(tài)下結(jié)構(gòu)受力最不利。隨著群樁上拔位移的增大，隧道結(jié)構(gòu)所受剪力和彎矩均出現(xiàn)一定程度的增幅，截面最大剪力均出現(xiàn)在極限狀態(tài)下底板最右位置，且在樁身連接處發(fā)生剪力突變，截面最大彎矩值出現(xiàn)在極限狀態(tài)下底板中間位置，底板彎矩由中間向兩側(cè)逐漸降低，側(cè)板彎矩由下部向上部逐漸降低。

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（編輯：鄭 毅）

Study on bearing mechanism of pull-out resistant group piles in tunnels

considering water level change

ZENG Junxiong¹，LU Ye²

（1.China Railway Tunnel Group Co.，Ltd.，F(xiàn)oshan 528299，China； 2.School of Mechanics and Engineering Science，Shanghai University，Shanghai 200444，China）

Abstract： At present，the research on anti-floating performance of pull-out resistant piles in tunnels mainly focuses on bearing mechanism of single pile，however group piles are much more used in practical projects.In this paper，based on a project of river crossing at Heyi Road in Quzhou City，Zhejiang Province，we designed a model test of tunnel-group piles considering water level change，and at the same time，combined with the numerical simulation analysis，we studied the variation rule of soil pressure around the piles，the bearing mechanism of the group piles，and the group-piles effect.It is found that from top to bottom，the lateral friction resistance of the pile first raises to a peak then decreases，and the maximum lateral friction resistance is nearly three times of the minimum value in an ultimate state.Compared to a single pile，the ultimate bearing capacity of group piles don′t give full play due to the holding action on soil mass between piles.Especially the average ultimate bearing capacity of single pile and group-pile coefficient in the case of three piles are reduced by 7.23% and 7.29%，respectively compared with that in the case of two piles，indicating that with the increase of the number of piles，the pile body is more affected by the group-pile effect，and the ultimate bearing capacity of each pile is less played.The finite element simulation analysis shows that the stresses in the tunnel and group piles are symmetrically distributed，and with the increase of pile number，the influence of group-pile effect increases，and the stresses at the connection parts between the side piles and the tunnel on both sides also increase.

Key words： pull-out resistant pile；group-pile effect；anti-floating design；indoor model test