桩板结构作为保护地层稳定的措施之一，已经在地基处理等多个工程领域得到广泛应用[1-3]，在新建盾构隧道开挖扰动控制方面也表现出良好效果[4]，特别是在浅埋软弱土层并上覆地表超载情况下尤为突出．而在地铁施工过程中，盾构隧道开挖引起的周围土体位移场变化将对邻近桩板结构产生不利影响，尤其是盖板的不均匀沉降及桩身的过量挠曲变形均会削弱桩板结构对地层扰动的隔离性能.研究盾构隧道施工对上跨桩板结构的影响机制，对于有效发挥地层稳定性控制作用具有重要意义．国内外学者针对桩板结构已经做了许多有益的研究工作．文献[5-6]以实际工程为背景，通过现场测试及模型试验手段研究桩板结构铁路路基的动力特性．文献[7]利用现场试验证明了桩板结构在动力作用下的路基加固优势，且具有良好的长期动力稳定性．文献[8]开展了桩板结构构件与土的相互作用模型试验，分别从竖向和横向研究桩、板、土体间的力学机制．文献[9]基于桩板结构作为建筑基础时的力学环境，通过解析方法推导并给出了基桩的内力与变位计算方法．文献[10]建立了土体与桩板结构的相互作用有限元模型，分析了结构刚度及与土的接触条件对系统动力响应的影响．以上研究主要从桩板结构与地层的相互作用角度出发，未考虑如盾构隧道施工等外界附加因素对结构力学状态的影响．地铁隧道施工伴随着对周边地层及既有结构物的扰动[11-12]，结构物构造特征及与地层的相互作用决定了其在外部扰动下能否保持自身稳定．文献[13]通过离心模型试验实现了对施工过程的模拟及分析．文献[14-15]建立了隧道临近桩基施工的数值有限元模型，总结了施工过程对桩基的影响规律．文献[16]利用理论解析手段，推导隧道开挖对桩基扰动的弹塑性解，提出了更为细致的计算方法．文献[17]阐述了盾构施工中既有建筑桩基础的破桩和托换技术，获得了良好的工程效果．文献[18]采用离散元-有限差分耦合技术模拟了盾构施工过程，在开挖面的稳定性问题方面做了相关研究．从上述研究可知：现有文献较少涉及软弱土层中盾构隧道开挖扰动下桩板结构的受力变形特征，对这一工程环境中桩板结构的工作机制须深入探讨．厦门地铁4号线洪坑站至彭厝北站区间部分区域盾构开挖埋深较浅，其中盾构出中间某风井100 m范围内设计埋深仅为5~6 m，开挖完成后将在此区段上方恢复地表水塘．为减小后期地表附加荷载对新建隧道的影响，并降低浅埋软弱土层中盾构隧道的开挖扰动程度，此区段采用地层内部现浇桩板结构进行处理．然而，此时盾构施工对桩板结构的扰动将影响其承载和阻隔功能的发挥．本研究以厦门地铁4号线为例，对上跨新建盾构隧道的桩板结构进行同步施工监测，并建立三维动态盾构开挖模型，探索隧道施工对桩板结构内力和变形的影响机制．1 原位测试1.1　工程背景厦门地铁4号线盾构区间隧道选用内径为6 m、厚度为0.35 m的管片拼接而成，管片单幅宽为1.5 m，混凝土强度等级为C50．注浆层厚度选取盾壳半径(3.47 m)与隧道外半径(3.35 m)之差，即0.12 m．桩板结构施作过程中，于盾构预开挖空间两侧及上部分别浇筑桩身及盖板，其中桩长10 m，桩径1 m，共3列，列间距15 m，各桩纵向间距6 m．桩端嵌入花岗岩地层上表面，盖板位于隧道上方2.5 m处，厚度0.8 m，与桩身浇筑为整体刚架结构．结构混凝土等级为C35，盖板抗渗等级为P8．待主体结构施工完成且达到设计强度后回填1.2 m厚覆土并压实．桩板结构与盾构隧道空间关系如图1所示．10.13245/j.hust.210705.F001图1桩板结构与隧道空间关系(m)该区间盾构穿越地层以滨海软弱土为主，由上至下依次为素填土、粉质黏土、中粗砂和强风化花岗岩，厚度分别为5.7，4.5，3.3和2.5 m，地层主要物理力学指标如表1所示．10.13245/j.hust.210705.T001表1地层主要物理力学指标地层密度/(g•cm-3)剪切模量/MPa弹性模量/MPa泊松比凝聚力/kPa摩擦角/(°)素填土1.79401250.331510.0粉质黏土1.881153400.303214.9中粗砂1.961253600.29430.0强风化花岗岩1.952156350.252825.01.2　测试项目为研究盾构施工对周围地层及上跨桩板结构的影响，选取靠近板中的桩间土测量断面，测试土体横向位移、盖板底部土压力和地表竖向位移，综合反映开挖扰动效果．其中，桩间土横向位移通过打孔布置测斜管，利用测斜仪测量不同深度数值；盖板底部土压力利用土压力盒测得，土压力盒于施工阶段放置于盖板下部，间距取1.6 m；地表竖向位移利用二等水准往返测量方法测得，测点布置于盖板内外，间距为3 m．各测点平面布置如图2所示．10.13245/j.hust.210705.F002图2测点平面布置图1.3　测试结果绘制盾构开挖影响下的各测项结果，盾构机刀盘与测点的相对距离以xD表示，其中：D为盾构隧道外径；x为相对距离与盾构隧道外径之比，负值表示刀盘未到达测点，正值表示刀盘已通过测点．a. 桩间土横向位移盾构穿越桩板结构开挖过程中，两侧桩间土横向位移(l)变化规律如图3所示，图中h为深度．由图3可知：盾构开挖过程对近场地层的影响规律可分为两个阶段；当盾构机刀盘靠近并驶过测试断面1.00D时，前方顶推力作用使周围土体受到挤压，桩间土横向位移随之增加，距离盾构轴线越近变形越明显，其中当TCX1测点最大值为刀盘距断面1.00D时，对应隧道拱腰位置处的4.47 mm．在盾构机通过测试断面后，超挖量及盾尾注浆凝固不及时，隧道周围土体朝向开挖空间出现回缩现象，导致左侧桩间土横向位移逐渐减小并趋于稳定，在刀盘驶过测试断面4.35D后，TCX1测点最大横移量降低至2.33 mm．TCX2测点距离开挖空间较远，土体回缩不明显，横线位移最大值为2.58 mm．10.13245/j.hust.210705.F003图3桩间土横向位移测试结果b. 盖板底部土压力图4所示为盾构隧道开挖引起的桩板结构板下土压力(p)变化情况，图中i为图2中盖板底部土压力测点从左至右的编号．10.13245/j.hust.210705.F004图4盖板底部土压力测试结果由图4可知：盾构机刀盘接近土压力测试断面过程中不断挤压前方土体，致使盖板底部土压力逐渐增加，当刀盘驶过断面时，最大值达到31.40 kPa，出现在盾构隧道上方，距离隧道越远土压力变化越小．随着刀盘逐渐远离测试断面，由于隧道超挖及盾尾注浆凝固时间不足，板下土体出现显著的卸载回弹变形，因此使该部分地层应力得到释放，土压力逐步减小，当刀盘与断面间距离超过4.35D之后，土压力显著降低并保持最小值11.44 kPa．隧道上方土体的下沉对两侧土体产生了侧向挤压，使土压力向正值方向大幅增长，最后趋于稳定．c. 地表竖向位移由盾构开挖引起的盖板内、外侧地表竖向位移(d)变化如图5所示，其中j为图2中地表竖向位移测点从左至右的编号．10.13245/j.hust.210705.F005图5地表竖向位移测试结果图5中盖板上覆地表1~7号测点隆沉状况与下方土压力具有相同的变化规律．刀盘驶过测试断面对应盾构隧道正上方盖板隆起2.09 mm．随刀盘远离测试断面，盖板隆起逐渐恢复并转变为下沉变形，在间距4.35D处最大沉降量达5.40 mm．对比盖板外侧测点0与其临近测点1，可以看出：盖板内、外测点竖向位移随着盾构开挖均出现先增大后减小的变化形式，虽然测点1较测点0更加接近隧道轴线，但由于桩板结构对地表变形的的阻隔作用，使测点1的变形量较测点0更小．2 数值模型为进一步探讨盾构开挖对上跨桩板结构的影响，基于工程现状，利用FLAC 3D有限差分平台建立盾构隧道下穿桩板结构施工的三维动态数值模型，结合实测数据阐明开挖扰动影响机制．模型中土层呈水平分布，土体参数按照表1取值．桩板结构与周围土体通过非线性可滑动耦合弹簧连接，可实现桩身与地层的相对滑移，以及盖板与地层的分离和接触，具体参数如表2所示．10.13245/j.hust.210705.T002表2桩板结构单元参数单元弹性模量/GPa泊松比弹簧刚度/(GN·m-1)凝聚力/MPa内摩擦角/(°)桩身31.50.20100.01510盖板34.50.2045.61510模型开挖部分包括管片层、注浆层和盾壳，各部位参数如表3所示．考虑到盾构隧道因拼装导致的刚度降低，此处管片层模量取折减后参数．10.13245/j.hust.210705.T003表3盾构隧道及盾壳模型参数开挖部分弹性模量/GPa泊松比密度/(g•cm-3)管片层25.900.202.50注浆层0.210.202.50盾壳212.000.307.90为降低边界效应对计算精度的影响，模型尺寸取150 m×150 m×50 m，以保证桩板结构与边界距离不小于结构尺寸的2倍．采用非均匀网格划分模型，从结构体到边缘，单元逐渐增大.保持上表面自由，限制其他各面法向位移，得到计算模型如图6所示．10.13245/j.hust.210705.F006图6计算模型模型中通过分布开挖实现对盾构施工的模拟，开挖步长取2 m．施工过程中对开挖面土体施加顶推力，并在每步开挖完成后，对新脱出盾尾的注浆层和管片层赋予对应材料参数．3 结果分析3.1　计算与测试结果对比计算结果取值断面与现场测试断面相同，各时刻盾构机刀盘与取值断面的相对距离同样采用xD表示，参数意义与原位测试中一致．盾构机刀盘远离测试断面对应的测试数据即为图3~5中4.35D对应的曲线．a. 桩间土横向位移盾构开挖过程中，计算断面两侧桩间土横向位移如图7所示．图中盾构隧道两侧桩间土横向位移呈增大趋势，距离隧道较近的TCX1点变化较明显，刀盘驶过断面1.19D时最大值达4.40 mm，TCX2点横向位移单向增加，2.99D时刻最大值为2.56 mm，均出现在隧道拱腰位置附近．刀盘驶过断面2.09D后，在注浆层强度提高前，TCX1点横向位移出现回缩，最大值减小至2.68 mm．数值仿真结果与图3中原位测试变化规律相似，但由于数值模型较为理想，所得结果量值略有差别．10.13245/j.hust.210705.F007图7桩间土横向位移计算结果b. 盖板底部土压力计算断面盖板底部土压力如图8所示．图中b为距盖板底部中心距离．10.13245/j.hust.210705.F008图8盖板底部土压力计算结果由图8可知：盖板底部土压力在刀盘接近计算断面过程中缓慢增加，0.00D处增长至34.34 kPa．刀盘驶过断面后，注浆层强度尚未满足支护要求，隧道上方土体在自重作用下开始下沉，土压力显著减小，2.99D处最小值为2.73 kPa，同时下沉土体挤压两侧地层，对应土压力明显增加，最大值达到53.31 kPa．与图4测试值对比可以看出：两者变化过程一致，而实测值变化幅度相对较小，这是由于施工中通过调整盾尾注浆压力，减缓了土体沉降．c. 地表竖向位移盾构开挖引起的计算断面盖板上部地表竖向位移如图9所示．10.13245/j.hust.210705.F009图9地表竖向位移计算结果图9中盖板上部地表竖向位移在刀盘到达计算断面之前，逐渐隆起至3.07 mm，由于盖板的整体变形，最大隆起点接近结构中心．刀盘驶过计算断面后，开挖空间上方地表出现沉降，最终沉降值达6.15 mm，此时侧面土体受到进一步挤压，隆起至3.54 mm．对比图5中实测数据可知，数值模型所得结果同样与测试规律相同．3.2　桩板结构变形特性结构变形特性分析中，桩身断面取桩间土断面前方(盾构驶来方向)相邻断面．结构变形特性分析中，桩身断面取图2中桩间土断面前方(盾构驶来方向)相邻断面，其中距盾构左线较近目标桩（左侧边桩）为ZCX1点，较远（右侧中桩）为ZCX2点．a. 桩板结构变形图10和图11为桩板结构随盾构开挖过程的桩身及盖板变形(C1和C2)情况．图中g为桩长．10.13245/j.hust.210705.F010图10桩身变形10.13245/j.hust.210705.F011图11盖板竖向变形图10中盾构开挖各阶段桩身变形与桩间土横向位移相对应，但由于桩身刚度大，其变形量较桩间土小，且变形整体性较明显．在近隧道点ZCX1处，刀盘驶过计算断面1.64D时桩身变形达到最大值4.06 mm，由于刀盘远离断面过程中出现土体回缩，桩身变形也有所减小．ZCX2点距隧道较远，桩身变形量较ZCX1点小，随盾构远离桩身断面，隧道上方土体下沉对远场地层的侧向挤压作用使桩身变形进一步增大，最大值达到2.70 mm．图11中，刀盘到达计算断面前挤压前方土体，隧道上方地层隆起，盖板整体上移及略微上拱，在0.00D处盖板拱起变形达4.03 mm．刀盘远离计算断面过程中，在盾尾注浆强度提高之前，盖板下方土体朝向隧道方向回弹沉降，导致隧道上方盖板在上覆荷载及自重作用下产生下沉变形，最大沉降值为6.74 mm．与此同时，隧道上方土体沉降对两侧地层的挤压作用致使地层隆起及盖板上拱变形均有所增加，2.99D处盖板拱起变形达4.72 mm．由此可知：桩板结构中桩身最大变形量在4 mm以内，盖板相对变形量约11 mm，相对于直径1 m和厚度0.8 m的构件而言，变形量均未超过1.5%，满足结构设计要求．b. 开挖扰动控制效果盾构开挖引起的盖板下部地层竖向位移(d2)如图12所示．为阐明桩板结构对开挖扰动的阻隔作用，取2.99D处结构上方地表竖向位移，如图中虚线所示．10.13245/j.hust.210705.F012图12盖板下部地层竖向位移图12中盖板下部地层竖向位移与盖板及地表变形规律一致，即刀盘到达计算段面前略微隆起，远离断面时隧道上方土体显著下沉.由于盖板对开挖扰动的阻隔作用，2.99D处地层最终沉降量由板下的7.73 mm降低至地表的6.15 mm．3.3　桩板结构受扰动机制分析综合原位测试及数值仿真结果可知，盾构开挖对桩板结构的两个扰动阶段如图13所示．10.13245/j.hust.210705.F013图13桩板结构变形过程第一阶段盾构刀盘挤压地层，开挖面土体沿径向扩散，使桩板结构整体抬升的同时顶板上弯，两侧桩身水平外扩．第二阶段盾尾注浆层凝固前，隧道周围土体朝向开挖空间回弹变形，隧道正上方结构顶板出现沉降槽，且距离隧道较近的桩身随土体一同出现水平回弹．远侧桩身受到隧道上方土体下沉对远场地层的挤压作用，横向弯曲持续增大．为降低桩板结构受盾构施工的扰动影响，可适当控制刀盘开挖及盾尾注浆参数，保证地层稳定性，同时提高结构刚度，尤其是距开挖空间较近的构件．4 结论a. 盾构开挖过程中，刀盘推动前方土体，周围地层在盾构机通过时受到指向盾壳外法线方向的挤压作用．刀盘驶过目标断面1.00D左右时，距离开挖空间较近的桩间土和桩身外扩变形达到最大，盖板及其上、下层土体出现拱起变形．b. 盾构机远离目标断面后，盾尾注浆造成第二阶段扰动．注浆层的硬化过程为周围土体提供了卸载变形时间，桩板结构顶板及距离开挖空间较近的桩身随土体出现变形回弹，并在刀盘驶过目标断面约3.00D后稳定．此时隧道正上方顶板出现沉降槽．c. 隧道上部地层沉降时，以扩散方式挤压两侧斜下方远场土体，远离开挖空间的土体和目标桩横向变形单向增加．桩板结构优化过程中，可考虑以距离开挖空间1.00D为界，区分近、远场影响范围，通过增加桩长和桩径、缩小桩间距和加厚盖板等手段提高结构抵抗内部盾构施工扰动的能力．