基于門(mén)式抗浮框架的基坑開(kāi)挖下臥隧道變形控制

隨著城市中心城區(qū)地下工程的建設(shè)日益密集，運(yùn)營(yíng)地鐵隧道結(jié)構(gòu)周邊出現(xiàn)了大量近接工程，如旁側(cè)基坑開(kāi)挖卸載、上方基坑開(kāi)挖卸載、隧道穿越等.上方基坑開(kāi)挖卸載不可避免使得基坑坑底應(yīng)力釋放土體回彈，導(dǎo)致下臥盾構(gòu)隧道上浮變形，嚴(yán)重時(shí)會(huì)導(dǎo)致隧道管片結(jié)構(gòu)出現(xiàn)管片體開(kāi)裂，接縫張開(kāi)和地下水滲漏等結(jié)構(gòu)病害，影響地鐵隧道日常運(yùn)營(yíng)安全.

目前國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)于隧道上浮變形控制措施的研究主要包括3個(gè)方面：① 基于基坑開(kāi)挖卸載時(shí)空效應(yīng)理論的分隔、分塊、分段、分層等開(kāi)挖控制措施；② 基坑底部土體或隧道周邊土體注漿加固；③ 采用抗拔樁等結(jié)構(gòu)控制隧道周?chē)馏w位移.對(duì)于深大基坑開(kāi)挖，尤其是當(dāng)隧道上覆土卸載率超過(guò)70%，上述方法控制效果有限.門(mén)式抗浮框架通過(guò)與周?chē)馏w產(chǎn)生相互作用，在隧道上方形成一個(gè)門(mén)式的箍，而逐漸被應(yīng)用到隧道鄰近基坑開(kāi)挖的抗浮控制中.針對(duì)門(mén)式抗浮框架技術(shù)的研究目前仍處在初期階段，對(duì)抗拔樁和抗浮板共同作用下的抗浮機(jī)理尚缺乏深入的認(rèn)識(shí)，導(dǎo)致基于門(mén)式抗浮框架的抗隆起設(shè)計(jì)，以及抗拔樁與抗浮板的自身結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)主要依賴(lài)經(jīng)驗(yàn).

本文以深圳某地鐵共線(xiàn)的城市道路快速化改造工程基坑為依托，基于有限元模擬對(duì)門(mén)式抗浮框架施作過(guò)程中豎井開(kāi)挖以及后期大面積基坑開(kāi)挖對(duì)下臥盾構(gòu)隧道的擾動(dòng)規(guī)律和樁-土-隧道之間相互作用進(jìn)行研究，探究門(mén)式抗浮框架的抗浮機(jī)理和受力機(jī)制，為門(mén)式抗浮框架結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)提出優(yōu)化建議.

1 工程概況

1.1 項(xiàng)目概況

深圳某城市道路快速化改造工程明挖基坑與運(yùn)營(yíng)地鐵11號(hào)線(xiàn)盾構(gòu)隧道存在長(zhǎng)達(dá)3.09 km的共線(xiàn)段，基坑底部距離盾構(gòu)隧道結(jié)構(gòu)頂部最近距離僅為6.2 m.其中前期施工中采用高壓旋噴樁地基加固和分塊分段開(kāi)挖等隧道變形控制措施，效果并不理想，最大上浮超過(guò)20 mm.在二標(biāo)及三標(biāo)(二標(biāo)：K2+898～K3+049;三標(biāo)：K3+247～K3+476)部分區(qū)域采用門(mén)式抗浮框架技術(shù)，其相對(duì)位置示意圖如圖1所示.

1.2.3 脫落、剔除或終止標(biāo)準(zhǔn) 因不良反應(yīng)和(或)合并癥病情惡化不能完成治療者，因療效不佳而中斷或未按要求配合完成評(píng)分及療效評(píng)價(jià)者。

為探究門(mén)式抗浮框架施作過(guò)程豎井開(kāi)挖對(duì)下臥盾構(gòu)隧道的擾動(dòng)規(guī)律以及基坑開(kāi)挖工況下其抗浮效果和機(jī)理，根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)門(mén)式抗浮框架施作工序以及基坑尺寸，做相應(yīng)合理簡(jiǎn)化后，對(duì)豎井開(kāi)挖工況采用逐層開(kāi)挖方式模擬，而基坑開(kāi)挖工況則采用分步開(kāi)挖方式，如圖6所示.兩種不同開(kāi)挖階段的施工步設(shè)置分別如表4和5所示，基坑開(kāi)挖工況還設(shè)置了無(wú)門(mén)式抗浮框架和有門(mén)式抗浮框架的不同樁長(zhǎng)(12、18和30 m)條件共4種工況進(jìn)行對(duì)比來(lái)反映門(mén)式抗浮框架的抗浮效果.

1.2 豎井聯(lián)合門(mén)式抗浮框架

項(xiàng)目基坑采用明挖法進(jìn)行施工，基坑開(kāi)挖前施作門(mén)式抗浮框架.圖2為門(mén)式抗浮框架示意圖，圖中：為抗拔樁直徑；為豎井井壁壁厚.門(mén)式抗浮框架由鋼筋混凝土抗拔樁和抗浮板所組成，抗拔樁布置在隧道的兩側(cè)，并與抗浮板在樁頂剛性連接，從而在隧道上方形成門(mén)式的抗浮框架.門(mén)式抗浮框架施工工序?yàn)椋菏┳魉淼纼蓚?cè)抗拔樁—豎井施工開(kāi)挖土體—澆筑抗浮板—土體回填.為控制抗浮框架施工過(guò)程開(kāi)挖卸載引起的隧道上浮，采用小豎井間隔開(kāi)挖并及時(shí)回填的方式.抗浮框架施作完后進(jìn)行大范圍基坑的分步開(kāi)挖，工序如圖3所示.

2 數(shù)值模型建立

2.1 模型及網(wǎng)格劃分

圖10為18 m樁長(zhǎng)條件下樁-土相對(duì)位移以及樁側(cè)摩阻力.樁-土相對(duì)位移定義為樁體的豎向位移減去樁周土體的豎向位移，負(fù)值表示土體相對(duì)于樁體上移.圖中：為抗拔樁樁長(zhǎng)；為樁土相對(duì)位移；為樁側(cè)摩阻力.由圖10(a)可知，樁深為0～10 m時(shí)，樁土相對(duì)位移為負(fù)值，并且越接近樁頂相對(duì)位移值越大，兩樁最大樁-土相對(duì)位移平均值為10.5 mm，說(shuō)明該區(qū)域的樁體發(fā)揮了側(cè)摩阻力，限制了土體的上浮，有效樁長(zhǎng)為10 m，且越接近樁頂位置側(cè)摩阻力作用越明顯.由圖10(b)可知，側(cè)摩阻力最大值出現(xiàn)在豎井開(kāi)挖到底階段樁頂處，A、B兩樁樁頂側(cè)摩阻力的平均值為38.5 kPa.在回填階段，由于回填土的荷載直接作用在抗浮板上，抗浮板與抗拔樁為剛接，且樁體相對(duì)于土體的剛度要大得多，所以在回填土的樁土荷載分擔(dān)比例上，樁的比例要更大，從而導(dǎo)致樁體該階段的附加豎向沉降在全樁長(zhǎng)上都要大于樁周土體，則出現(xiàn)樁-土相對(duì)位移均為負(fù)值和全樁長(zhǎng)均發(fā)揮側(cè)摩阻力將土體整體下壓.

2.2 材料參數(shù)

地層土體本構(gòu)模型采用莫爾-庫(kù)倫模型，雙線(xiàn)隧道、抗拔樁和抗浮板、豎井井壁及豎井支撐等結(jié)構(gòu)構(gòu)件采用線(xiàn)彈性體材料模擬.相關(guān)材料參數(shù)如表2和3所示.表中：為彈性模量;為泊松比.

2.3 施工模擬及工況設(shè)計(jì)

建設(shè)場(chǎng)地淺層土層主要為素填土和填砂，局部含有淤泥質(zhì)黏土、粗砂，厚度為3.1～6 m.地鐵隧道及地下通道穿越的土層為礫質(zhì)黏性土，土層厚度為25～31.1 m，礫質(zhì)黏性土同樣為場(chǎng)地區(qū)域的主要覆蓋土層.區(qū)段范圍內(nèi)，隧道下臥土層主要為礫質(zhì)黏性土.表1為區(qū)段范圍內(nèi)主要土層的物理參數(shù)，所有參數(shù)均為實(shí)驗(yàn)室測(cè)試所得.表中：為天然重度;為孔隙比;為壓縮模量;為含水率;為豎向滲透系數(shù)，由滲透性試驗(yàn)獲得;為黏聚力;為內(nèi)摩擦角；、值由固結(jié)不排水三軸剪切(CU)試驗(yàn)獲得.

《早春圖》敘述“三遠(yuǎn)”時(shí)，對(duì)“高遠(yuǎn)”、“深遠(yuǎn)”的表現(xiàn)更突出山巒的勢(shì)，但是在說(shuō)“平遠(yuǎn)”時(shí)更突出山巒連綿至遠(yuǎn)處所體現(xiàn)出來(lái)的意味?！捌竭h(yuǎn)”指各種意象在平面畫(huà)紙上的位置關(guān)系，畫(huà)面中由于空中的物象顯小而產(chǎn)生空闊的意境。“平遠(yuǎn)”不僅包括山的排列位置、觀測(cè)方法，還涵蓋了超脫于景的意境美。平遠(yuǎn)讓人感到放松，能釋放精神壓力?！捌竭h(yuǎn)”中帶有愈遠(yuǎn)愈淡的意思，越要走得遠(yuǎn)，心態(tài)越要平。

圖15是門(mén)式抗浮框架及隧道結(jié)構(gòu)最終豎向變形云圖，可以看出在基坑開(kāi)挖后，無(wú)論是門(mén)式抗浮框架還是隧道結(jié)構(gòu)均有較大程度的上浮，整體表現(xiàn)為越靠近基坑開(kāi)挖中心的區(qū)域上浮量越大， 受限于篇幅下文將選取具有代表性的位置(開(kāi)挖起始段、跨中和終點(diǎn)段)和開(kāi)挖階段(開(kāi)挖步長(zhǎng)1、步長(zhǎng)5和步長(zhǎng)10)對(duì)門(mén)式抗浮框架的抗浮板和抗浮樁進(jìn)行深入分析，探討門(mén)式抗浮框架的抗浮機(jī)理.

醫(yī)?；颊咴谒⒖⊕焯?hào)時(shí)，易將普通門(mén)診與門(mén)診特殊病混淆，患者結(jié)賬后發(fā)現(xiàn)險(xiǎn)種報(bào)銷(xiāo)比例不同時(shí)，會(huì)辦理退費(fèi)，因退費(fèi)流程不熟悉、退費(fèi)手續(xù)繁瑣、退費(fèi)困難時(shí)，會(huì)引起投訴。門(mén)診特殊病辦理手續(xù)較為復(fù)雜，很多患者不知辦理門(mén)特手續(xù)的流程及需帶的材料，以至于材料準(zhǔn)備不全，出現(xiàn)患者反復(fù)辦理不成功的情況，引起不滿(mǎn)，從而引起投訴。

3 門(mén)式抗浮框架施工階段計(jì)算結(jié)果

3.1 模型合理性驗(yàn)證

圖7為隧道頂部豎向位移計(jì)算結(jié)果與實(shí)測(cè)結(jié)果對(duì)比圖.圖中：為開(kāi)挖深度；為P4點(diǎn)豎向位移；P1～P4分別表示隧道管片環(huán)兩側(cè)腰部、拱頂和拱底的測(cè)點(diǎn)位置.定義卸載率()為隧道開(kāi)挖深度與隧道覆土厚度()之比，并將隧道上浮量歸一化處理，即隧道上浮量()除以豎井開(kāi)挖面積(，其中、分別為豎井寬度、長(zhǎng)度)即隧道上浮歸一化量=()， 可得-的實(shí)測(cè)結(jié)果擬合關(guān)系曲線(xiàn)，將其與計(jì)算結(jié)果對(duì)比，如圖8所示.圖中為擬合曲線(xiàn)的相關(guān)系數(shù).由圖可知，數(shù)值模擬計(jì)算結(jié)果與實(shí)測(cè)分析結(jié)果接近，可認(rèn)為數(shù)值模型具有可靠性.

3.2 隧道結(jié)構(gòu)變形響應(yīng)

圖13為基坑分步開(kāi)挖過(guò)程隧道橫向收斂變形示意圖.圖中：為左線(xiàn)隧道上?。沪樗淼雷缶€(xiàn)收斂變形；“k2-6”表示開(kāi)挖步長(zhǎng)2第6層土(開(kāi)挖到底).隨著基坑的開(kāi)挖卸載，斷面各監(jiān)測(cè)點(diǎn)相繼產(chǎn)生上浮位移，位于隧道底部腰側(cè)的P1、P2及P3點(diǎn)的上浮量明顯大于豎井開(kāi)挖階段，呈現(xiàn)整體上浮的趨勢(shì).相較于豎井開(kāi)挖階段，主體基坑開(kāi)挖階段引起的收斂變形在量值上較小，最大值約為2 mm.左線(xiàn)隧道豎向收斂變形以拉伸為主，橫向收斂變形以收縮為主.

3.3 抗拔樁-土相互作用

針對(duì)施作門(mén)式抗浮框架豎井開(kāi)挖過(guò)程和大面積基坑開(kāi)挖過(guò)程進(jìn)行有限元模擬，模型的三維網(wǎng)格如圖4所示，豎井開(kāi)挖和基坑開(kāi)挖工況的數(shù)值模型的單元數(shù)分別為 221 246 和 572 918，節(jié)點(diǎn)數(shù)分別為 200 318 和 643 197.為了消除數(shù)值模型的邊界效應(yīng)，模型在基坑外的寬度一般取開(kāi)挖深度的3～5倍.門(mén)式抗浮框架施工模擬模型范圍為××=140 m×130 m×60 m；基坑開(kāi)挖模型范圍為××=135 m×190 m×60 m.取最不利剖面(豎井坑底離既有隧道頂部最近處)進(jìn)行建模且每層土均為均質(zhì)、水平分布，地層層厚取值如圖5所示.開(kāi)挖豎井以及門(mén)式抗浮框架構(gòu)件的相關(guān)尺寸參照?qǐng)D2中標(biāo)識(shí)尺寸進(jìn)行建模.土體、雙線(xiàn)隧道、豎井井壁、抗拔樁以及抗浮板均采用C3D8線(xiàn)性六面體完全積分實(shí)體單元.

在實(shí)際應(yīng)用中，由于光學(xué)裝調(diào)誤差、環(huán)境溫度、發(fā)射和接收平臺(tái)振動(dòng)等會(huì)引入光纖對(duì)準(zhǔn)誤差和光束隨機(jī)抖動(dòng)誤差，致使模場(chǎng)匹配程度下降，耦合效率降低，從而導(dǎo)致接收端信噪比下降，誤碼率提高，通信質(zhì)量變差.接下來(lái)將推導(dǎo)并建立不同影響因素下空間光-少模光纖耦合效率的數(shù)理模型.

4 基坑開(kāi)挖階段計(jì)算結(jié)果

4.1 坑底地層與隧道變形響應(yīng)

..抗浮板變形受力響應(yīng) 圖16為門(mén)式抗浮框架抗浮板的變形及彎矩變化圖.圖中：為抗浮板撓度；為抗浮板彎矩；和分別為抗浮板長(zhǎng)度和寬度；“步長(zhǎng)1”指代基坑分塊區(qū)域1位置，詳見(jiàn)圖6(b)，其余可類(lèi)推.其中圖16(a)、16(b)選取的是位于開(kāi)挖步長(zhǎng)5中部的抗浮板沿寬度方向提取豎向位移和撓度結(jié)果.從圖中可以看出，抗浮板由于中部土體卸載回彈以及兩端抗拔樁約束的原因，沿寬度方向的撓曲變形呈“中間大，兩端小”，并且撓度最大值靠近基坑中心方向一側(cè)，位于抗浮板寬度11 m位置，最大值可達(dá)7.1 mm.從圖16(b)中不同開(kāi)挖階段的撓度變化對(duì)比可發(fā)現(xiàn)，步長(zhǎng)3和步長(zhǎng)8的開(kāi)挖對(duì)步長(zhǎng)5位置的抗浮板變形的影響都要明顯大于步長(zhǎng)8至最終階段開(kāi)挖所造成的影響，因此認(rèn)為單個(gè)步長(zhǎng)基坑開(kāi)挖時(shí)，對(duì)未開(kāi)挖區(qū)域兩個(gè)步長(zhǎng)范圍內(nèi)的抗浮板影響較大.圖16(c)為抗浮板多個(gè)開(kāi)挖階段的彎矩圖，彎矩值以板的上壓下拉為正，可以看出在特定步長(zhǎng)的開(kāi)挖位置會(huì)由于土體的隆起產(chǎn)生較大的負(fù)彎矩，而在該步長(zhǎng)開(kāi)挖范圍兩側(cè)約3 m范圍處會(huì)因變形反彎點(diǎn)的存在產(chǎn)生較大的正彎矩，抗浮板在整個(gè)基坑開(kāi)挖過(guò)程中的負(fù)彎矩最大值和正彎矩最大值分別為 -10.68 和3.38 MN·m.

圖9為豎井開(kāi)挖過(guò)程隧道結(jié)構(gòu)縱向上浮位移以及隧道橫斷面各測(cè)點(diǎn)的豎向位移隨開(kāi)挖深度變化圖.圖中：為隧道縱向長(zhǎng)度；為豎井中部隧道斷面豎向位移.如圖9(a)所示，開(kāi)挖引起了隧道結(jié)構(gòu)上浮和縱向變形，當(dāng)豎井開(kāi)挖到底(15 m)，隧道頂部豎向位移達(dá)到最大值7.2 mm.由單個(gè)豎井開(kāi)挖引起的隧道上浮影響范圍為豎井兩側(cè)21 m(約為1.4)，可見(jiàn)隔三挖一可有效減小豎井開(kāi)挖對(duì)隧道的影響.如圖9(b)、9(c)所示，豎井開(kāi)挖引起隧道結(jié)構(gòu)自身的收斂變形，開(kāi)挖深度達(dá)到15 m時(shí)管片環(huán)豎向收斂變形達(dá)到最大值3.3 mm，水平收斂變形為3 mm，呈豎直方向拉伸的“豎鴨蛋”變形模式.隨著抗浮板施作和豎井回填，隧道結(jié)構(gòu)變形逐漸回落，最大上浮減小至0.78 mm(回落率為89%)，橫向收斂變形恢復(fù)至0.75 mm.

4.2 門(mén)式抗浮框架抗浮效果分析

圖14為最終開(kāi)挖階段不同樁長(zhǎng)的隧道縱向上浮量計(jì)算結(jié)果對(duì)比.從圖中可以看出，在門(mén)式抗浮框架作用下隧道的縱向上浮被有效控制，對(duì)比3種不同樁長(zhǎng)的工況可知，隨著樁長(zhǎng)的增長(zhǎng)，隧道上浮量的控制效果越好，說(shuō)明樁長(zhǎng)的增長(zhǎng)使負(fù)摩阻力作用段增長(zhǎng)，樁-土間相互作用更充分發(fā)揮，從而更好地控制隧道上浮量.根據(jù)不同樁長(zhǎng)的數(shù)值計(jì)算擬合結(jié)果可知，相較于無(wú)抗浮框架(0 m樁長(zhǎng))，30 m樁長(zhǎng)下隧道上浮量從19 mm減小至11.5 mm，下降率達(dá)40%.

4.3 門(mén)式抗浮框架-土相互作用分析

總而言之，在衡陽(yáng)市水稻生產(chǎn)過(guò)程中，要積極增加雙季稻種植比例，在穩(wěn)定開(kāi)展相關(guān)工作的基礎(chǔ)上，確保能降低種糧投入。政府則要完善糧食收購(gòu)流程，確保能從根本上建立較為有效的糧食市場(chǎng)，為衡陽(yáng)市糧食管理和經(jīng)營(yíng)提供保障，實(shí)現(xiàn)經(jīng)濟(jì)效益和社會(huì)效益的共贏。

圖11為基坑開(kāi)挖過(guò)程地層豎向位移云圖，圖中表示數(shù)值模型全局坐標(biāo)方向的位移量，即豎向位移.在基坑開(kāi)挖工況下門(mén)式抗浮框架的施作顯著限制了框架區(qū)域范圍內(nèi)土體和隧道結(jié)構(gòu)的上浮，在框架區(qū)域范圍內(nèi)坑底土體相較于無(wú)門(mén)式抗浮框架區(qū)域的坑底回填明顯減小.圖12為基坑分步開(kāi)挖過(guò)程隧道豎向位移.由圖可見(jiàn)，隨著基坑分步開(kāi)挖的進(jìn)行，即從步長(zhǎng)1依次開(kāi)挖至步長(zhǎng)10，受疊加效應(yīng)的影響，隧道在開(kāi)挖方向的縱向變形逐漸增大.當(dāng)步長(zhǎng)5開(kāi)挖完成后，隧道上浮量趨于穩(wěn)定，最終上浮變形約為15 mm.

1979年之前，伊朗是波斯灣地區(qū)最強(qiáng)大的國(guó)家之一，執(zhí)政的巴列維王朝被認(rèn)為是美國(guó)在中東地區(qū)的代言人。1979年伊朗伊斯蘭革命推翻了巴列維王朝，什葉派穆斯林建立了政教合一的伊斯蘭共和國(guó)。革命中，起義者扣押了美國(guó)駐伊朗大使館的工作人員，成為美國(guó)對(duì)伊朗制裁的導(dǎo)火索，美國(guó)政府隨即對(duì)伊朗采取了包括禁止美國(guó)進(jìn)口伊朗石油、凍結(jié)伊朗政府美元資產(chǎn)和存款等一系列制裁措施。1980年美國(guó)同伊朗正式斷絕外交關(guān)系。

..抗浮樁樁土相互作用及內(nèi)力分析 圖17是步長(zhǎng)5抗拔樁B的樁-土相互作用及其內(nèi)力分析圖.圖中：為抗拔樁軸力；為抗拔樁彎矩.從圖17(a)、17(b)中可以看出，初始狀態(tài)樁身和樁周土體在自重作用下均向下位移且此時(shí)相對(duì)位移為負(fù)值(樁相對(duì)于土體向下位移)，隨著基坑的逐層開(kāi)挖，土體回彈帶動(dòng)抗浮板和抗浮樁上浮，此時(shí)樁土相對(duì)位移逐漸變?yōu)檎登译S深度增加而增大，在土層分界面(礫質(zhì)黏性土與全風(fēng)化花崗巖之間)達(dá)到峰值，相應(yīng)的樁側(cè)摩阻力變化趨勢(shì)相同，即“中間大，兩端小”，最大值為 -58 kPa(負(fù)摩阻力).圖17(c)、17(d)為開(kāi)挖步長(zhǎng)5抗拔樁B樁的軸力彎矩圖， 可知內(nèi)力最不利截面為抗浮板和抗拔樁在樁頂?shù)倪B接處，在B樁樁頂靠近開(kāi)挖方向一側(cè)較大的軸向拉力和彎矩同時(shí)作用產(chǎn)生的拉應(yīng)力會(huì)疊加，容易使結(jié)構(gòu)破壞.因此在做結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)時(shí)，應(yīng)在抗浮板與抗浮樁頂連接處局部加強(qiáng)配筋.

5 結(jié)論

本文以某城市道路快速化改造工程為依托，通過(guò)數(shù)值模擬方法分析了門(mén)式抗浮框架施作過(guò)程中豎井開(kāi)挖階段以及后期大面積基坑開(kāi)挖階段對(duì)下臥盾構(gòu)隧道的擾動(dòng)規(guī)律和樁-土-隧道之間相互作用，探究其抗浮機(jī)理和受力機(jī)制，得到結(jié)論如下：

(1) 在門(mén)式抗浮框架施工過(guò)程中，豎井逐層開(kāi)挖卸載引發(fā)隧道上浮變形，隧道頂部最大上浮量為 7.2 mm，影響范圍為豎井兩側(cè)21 m(1.4倍開(kāi)挖深度)，隧道橫向收斂變形以豎直方向拉伸的 “豎鴨蛋”收斂變形為主，豎向收斂變形3.3 mm.豎井回填后隧道結(jié)構(gòu)上浮變形回落至0.78 mm，變形恢復(fù)率達(dá)89%.

(2) 基坑大開(kāi)挖階段取18 m樁長(zhǎng)工況分析，隧道最終開(kāi)挖步上浮量穩(wěn)定為15 mm，與無(wú)抗浮框架相比，隧道上浮量減小4.5 mm.隧道整體變形表現(xiàn)為整體上浮，橫向收斂變形較豎井開(kāi)挖階段有所減小，收斂變形最大值為2 mm.隨著樁長(zhǎng)的增加，隧道的上浮量逐漸減小，當(dāng)樁長(zhǎng)達(dá)到30 m時(shí)上浮量為11.5 mm，相較于無(wú)抗浮框架工況減小8 mm.

(3) 門(mén)式抗浮框架的樁-土相互作用主要體現(xiàn)在樁土間相對(duì)位移和樁側(cè)摩阻力的變化.在豎井開(kāi)挖階段，抗拔樁限制了樁側(cè)土體的上浮，主要是正側(cè)摩阻力在發(fā)揮作用，摩阻力最大值位于樁頂處；在基坑開(kāi)挖階段，由于抗浮板的上拔作用帶動(dòng)抗拔樁向上位移，樁土間相互作用變?yōu)闃秱?cè)土體限制抗拔樁上浮，主要是負(fù)摩阻力發(fā)揮作用，摩阻力最大值位于土層分界面.

(4) 基坑開(kāi)挖階段門(mén)式抗浮框架的抗浮板會(huì)在開(kāi)挖范圍產(chǎn)生較大的撓曲變形和板面產(chǎn)生較大負(fù)彎矩，設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)對(duì)抗浮板進(jìn)行抗彎拉驗(yàn)算；在抗浮板和抗拔樁連接部位，由于彎矩和軸向拉力的拉應(yīng)力疊加而產(chǎn)生應(yīng)力集中，屬于結(jié)構(gòu)的薄弱部位，結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)作局部加強(qiáng)配筋處理.