盾构穿切过程中单桩复合地基动态响应的研究

曾 力， 刘一帆， 李明宇, *， 靳军伟， 杨 潇， 马世举

(1. 郑州大学土木工程学院， 河南 郑州 450001； 2. 武汉地铁集团有限公司， 湖北 武汉 430070)

0 引言

在城市地下空间开发采用盾构法施工时，往往因空间环境复杂，导致盾构掘进需要直接穿切桩体通过既有建(构)筑物。目前，盾构直接穿切桩体的研究主要关注点在于盾构刀具切削桩体的效果，因为大量实际工程中往往会因刀具选型和布置不当、施工参数设置不合理，导致刀具磨耗增加、盾构卡滞、长时间强烈振动下桩身和周围土体破坏严重等。针对所出现的问题，李宏波[1]着重分析刀具损伤规律； 韩旭[2]分析桩身的破损特征； 王飞等[3]分析刀具选型和布置方式； 汪卫军等[4]、陈海丰等[5]分析切桩过程中掘进参数的变化特征。除了上述研究外，另一个关注点在于盾构穿切桩体后对桩基承载力的影响，主要从桩侧摩阻力、桩身轴力和基础沉降3方面体现桩基承载力的变化特征。目前涉及盾构直接穿切桩基的案例较少，相关研究有： Ong等[6]、许华国等[7]、王飞[8]、唐仁等[9]、李景茂等[10]通过室内、现场试验和数值模拟，分别研究盾构刀盘刀具切削混凝土的效果、切桩过程中的刀具磨损、盾构切削桩基后残桩的沉降及承载力计算、盾构下穿对邻近桩基的影响。而 Zhang等[11]、 Liang等[12]、 Zhang等[13]分别给出了基于弹性地基梁的桩周土体的塑性变形以及群桩之间的屏蔽效应、基于Pasternak地基模型采用有限差分法求解隧道侧穿既有桩基力学响应的理论表达式、用2阶段理论研究新建隧道下穿既有结构对既有结构的受力和变形的影响等相关计算方法。

上述是目前国内外有关盾构直接穿切桩基的相关研究现状，而针对盾构直接穿切复合地基的相关研究尚存在较大空白。首先，有关盾构直接穿切桩基全过程中桩承载力变化特征的研究较少，与侧穿、下穿桩基问题不同，盾构穿切对桩承载力的削弱体现在以下方面： 1)刀具切削破除部分桩体后，导致桩长变短，仅保留残桩的摩阻力； 2)刀具和刀盘切削桩体的振动力，会使桩和桩周土之间的相互作用力减弱，导致残桩侧阻力下降； 3)刀盘切桩时的水平卸荷和顶推作用，会使桩身产生附加弯矩和倾斜，严重时会导致桩体局部破碎； 4)在设计制造盾构时，为减小盾构壳与周围土层的摩擦力，会使盾构刀盘外径略大于盾构壳体外径，两者之间的建筑空隙如不及时注浆填充，会削弱残桩桩端的承载力； 5)刀具切桩历时相比切土更长，长时间对开挖面区域土体扰动，会降低土的强度，乃至破坏土的结构，进而削弱土的承载力。上述这些作用耦合后，势必使桩基承载力下降，基础沉降增大。而目前国内外鲜见有针对每个作用效果的研究。

与桩基相比，复合地基就是在天然地基处理过程中部分土体得到增强或置换，或在天然地基中设置加筋材料，由基体(天然地基土体)和增强体2部分组成的人工地基。在设计复合地基承载力时，综合考虑了土与桩的相互作用，上部荷载是由处理后地基中桩和土共同承担的，而桩与土分担荷载比例又通过基础下的碎石垫层来协调。这样一来，盾构穿切复合地基过程中，除了考虑盾构穿切对桩承载力的上述影响外，还需考虑地层损失对桩与土之间相互作用的影响，而目前针对这些内容鲜有研究，也未见对现象背后机制的讨论及相关计算理论的探索。

本文依托郑州市地铁5号线农业东路站—心怡路站区间盾构切桩工程，通过现场试验和数值模拟，初步探究盾构穿切复合地基过程中反映复合地基承载力变化的基础累计沉降、桩土应力比、桩身轴力和桩侧摩阻力的变化规律，并诠释此种工况下桩与土之间的协同变形机制。

1 现场试验方案设计

1.1 依托工程背景

该工程所处郑州市，为郑州地铁5号线农业东路站—心怡路站区间隧道工程。郑州地铁5号线主干道及研究场地位置如图1所示。隧道采用盾构法施工，施工期间盾构将直接穿切水泥土复合地基，整个穿切过程中未对既有房屋和地基进行加固处理。桩与隧道相对位置如图2所示。隧道与既有房屋的平面夹角为22°，被穿越房屋为7层砌体结构，含有半地下室，房屋基础为条形基础，基础材料为C30混凝土。基础下方铺设C10素混凝土垫层，其厚度为100 mm。水泥土桩复合地基中，褥垫层由厚度为200 mm的级配砂石组成，以减少基础底面的应力集中，调整桩土水平荷载的分担，保证桩、土共同承担荷载。粗砂与碎石体积比为3∶7，厚度为0.2 m；水泥土桩的水泥土掺入比为0.2，水泥等级为32.5，直径为500 mm，桩间距为950 mm，有效桩长为11 m。

图1 郑州地铁5号线主干道及研究场地位置(单位： m)Fig. 1 Main route of Zhengzhou metro line 5 and location of research site (unit: m)

图2 桩与隧道相对位置(单位： m)Fig. 2 Relative position of piles and tunnel (unit： m)

盾构隧道上覆土厚度为12.1～13.5 m，采用直径为6 420 mm土压平衡盾构，盾壳长6 m，开口率为38%。盾构切桩长度为2.6～3.7 m，管片外径为6.2 m，内径为5.5 m，壁厚为0.35 m，穿切复合地基段。管片宽度为1.5 m，材料为C50混凝土，采用错缝拼装方式。盾构切桩长度为3～4 m，下穿房屋段共计切削175根桩，占砌体房屋复合地基总桩数的16%。

1.2 现场试验细化方案

为了探究复合地基持荷状态下，盾构切桩对复合地基承载性状的影响，在确保盾构顺利完成切桩掘进施工的同时，尽可能减小盾构穿切对既有房屋结构和基础的不利影响。在盾构切削桩基前，选取距离砌体结构房屋18 m外的临时停车场，开展水泥土单桩复合地基静载试验和盾构穿切水泥土单桩复合地基现场试验。

1.2.1 土体物理力学参数

地面监测点及切桩位置如图3所示。现场试验主要研究盾构穿切全过程中地表累计沉降和桩土应力比的变化规律。试验方案设计中，加载板采用C30混凝土，尺寸为0.95 m×0.95 m×0.2 m；褥垫层和水泥土桩设计参数与实际工程中相同，仅是桩长设为15.6 m，拟切除桩长约3.07 m。土体性质参数如表1所示。

图3 地面监测点及切桩位置图(单位： m)Fig. 3 Ground monitoring point and pile cutting position (unit: m)

表1 土体性质参数Table 1 Soil properties

1.2.2 监测元件布置与安装

试验中，垂直隧道轴线方向，共布设9个沉降监测点。各测点间距见图3。此外，利用电阻应变式位移传感器在加载板上也布设4个沉降监测点，利用位移计测量加载板的沉降量，以计算和分析加载板中心的沉降量。土压力盒与位移计布置如图4所示。布点时冲击钻在地面上打10 cm孔，孔深约30 cm，清除孔内渣土，插入1 m长光圆钢筋，钢筋头低于地面约5 cm，钢筋头周围填细砂，然后加盖保护盖，防止孔内进渣土和人为踩踏，破坏测点或降低监测精度。

(a) 土压力盒与位移计平面布置(单位： mm) (b) 土压力盒现场埋设图4 土压力盒与位移计布置图Fig. 4 Layout of earth pressure box and displacement gauge

利用1、2、3土压力盒传感器对褥垫层下方桩顶和桩间土的压力进行监测，用此监测数据来计算分析切桩过程的桩土应力比。土压力传感器直径为100 mm，厚度为24 mm，量程为0.1 MPa，厂家给定的标定系数分别为1.708×10-3、2.967×10-4、2.969×10-4。土压力传感器布设前先切除50 cm桩头，平整桩顶；然后在桩顶中心处抠槽，成槽尺寸与土压力传感器尺寸相同；再在槽内布设细砂，将土压力传感器感应面向下放入槽内，保证其与桩顶面平齐；最后铺设2 cm细砂找平和铺设褥垫层，褥垫层厚度为60 mm。桩间土上的土压力传感器布设方法与桩顶布设方法相似。

1.2.3 监测元件的监测时长及加载系统

土压力盒和位移计监测频率如表2所示。

表2 土压力盒和位移计监测频率Table 2 Monitoring frequency of earth pressure box and displacement gauge

根据GB 50009—2012《建筑结构荷载规范》的规定，水泥土单桩复合地基静载荷试验最大加载量近似取Qmax=90.25 kN，堆载配重为2Qmax。试验时分10级加载，首级荷载为最大加载量的5%，采用分级慢速加载方法，每级荷载读数频率为0.5 h，当同级荷载中1 h内承压板累计沉降变化量小于0.1 mm时，开始施加下一级荷载。现场试验加载示意和现场照片如图5所示。

(a) 现场试验加载布置示意

2 盾构穿切单桩复合地基模拟建模

考虑到水泥土桩成桩时插入钢筋应力计操作难度大，钢筋计难定位，导致测量精度无法满足试验要求，通过数值模拟分析，在试验基础上对桩侧摩阻力和桩身轴力在盾构穿切复合地基整个过程中的变化规律进行补充讨论。

2.1 模型尺寸及本构模型

根据相关研究，模型尺寸设置如下： 横向(沿X轴方向)长度为60 m(10D，D为隧道直径)，纵向(沿Y轴方向)长度为24 m(4D)，深度(沿Z轴方向)为32 m(2倍桩长)。三维有限模型尺寸如图6所示。模型本构遵循修正摩尔-库仑准则，加载板褥垫层、水泥土单桩、盾壳、管片、注浆层用线弹性本构模型。加载板和褥垫层选用实体单元，桩体选用梁单元，盾壳、管片和注浆层选用壳单元。采用荷载传递法简化模拟桩—土间的荷载传递，该方法将水泥土桩沿桩长方向离散成若干个弹性单元，并假定桩体上任一点位移只与该点的侧摩阻力有关，然后用独立的非线性弹簧来模拟土层与桩体单元间的相互作用，用Midas有限元软件设置桩土之间接触单元的不同属性。

图6 有限元模型尺寸(单位： m)Fig. 6 Finite element model size (unit: m)

2.2 材料参数选取及边界条件

参照有关研究[14-16]对水泥土桩和褥垫层的材料参数进行选取，模型中盾壳质量按照实际质量根据体积比进行折算，其弹性模量与泊松比参照文献[17-19]取值。管片采用C50混凝土，模拟中忽略接缝对管片刚度的影响。本模型采用等效均质圆环法模拟盾尾注浆层，即将盾尾间隙(0.03 m)、盾体厚度(0.08 m)、盾尾注浆填充度和盾构对地层的扰动程度等一系列影响，用等效后的均质线弹性壳单元(即等代层单元)进行模拟，单元厚度为0.11 m。“等效均质圆环法”模拟注浆层如图7所示。根据方勇等[20]的研究成果，本文在进行有限元数值计算时，为不同位置处的注浆层设置不同的材料参数，即： 脱出盾尾后1环注浆层弹性模量取1 MPa，脱出盾尾后2环注浆层弹性模量取10 MPa，脱出盾尾后3环注浆层弹性模量取20 MPa，脱出盾尾3环以上注浆层弹性模量取40 MPa。以近似模拟考虑注浆层凝结硬化的时间过程，即： 将注浆层分为短时注浆层和凝结后注浆层。注浆层凝结硬化模拟如图8所示。复合地基和隧道模拟参数如表3所示。注浆层参数如表4所示。建模时地表面不设约束，除此之外，其他模型边界仅设置法向约束。

图7 “等效均质圆环法”模拟注浆层Fig. 7 Grouting layer simulated using equivalent homogeneous ring method

图8 注浆层凝结硬化模拟Fig. 8 Simulation of solidification and hardening of grouting layer

表3 复合地基和隧道模拟参数表Table 3 Structure parameters

表4 注浆层参数Table 4 Grouting layer parameters

2.3 模拟工序简介

根据“刚度迁移法”，通过逐步改变各环管片材料属性，模拟盾构31环掘进开挖过程，即31个施工步，通过钝化每环土体单元，并逐步激活盾壳单元、开挖面压力，待开挖6 m后，增加管片脱离盾尾过程的模拟，逐步激活管片、等代层单元和注浆压力。通过“杀死”桩的梁单元、桩与土体之间的接触单元模拟刀盘切桩效果。典型工况说明如表5所示。

表5 典型工况说明Table 5 Description of typical working conditions

3 现场试验与数值模拟数据分析

本文将盾构切桩下穿水泥土单桩复合地基施工全过程划分为6个阶段，各个阶段及对应的名称如下： Ⅰ阶段(盾构切桩前)、Ⅱ阶段(刀盘切桩)、Ⅲ阶段(盾体穿越残桩)、Ⅳ阶段(盾尾脱离残桩)、Ⅴ阶段(同步注浆层填充与凝结)、Ⅵ阶段(盾构远离残桩复合地基)。下文将围绕这6个阶段对地表横断面沉降、加载板中心沉降、桩土应力比、桩身水平位移、桩身轴力以及侧摩阻力展开分析。

3.1 地表横断面沉降

地表累计沉降对比曲线如图9所示。可以看出： 1)随着盾构掘进开挖施工的进行，地表沉降槽逐渐加深，沉降槽的宽度约为3.33D(D为隧道直径)，水泥土单桩复合地基最大沉降值位于其基础中心点处，大小为-33.3 mm； 2)Ⅰ—Ⅲ阶段(对应图中S7—S13)，由于盾构切桩对土体及桩体的持续扰动，使得地表沉降槽逐渐加深； 3)Ⅳ—Ⅴ阶段(对应图中S18—S22)，盾构切桩完成，同步注浆补充盾尾间隙，地表沉降量持续增大； 4)Ⅵ阶段，盾构施工对复合地基的影响逐渐消散，地层沉降趋于稳定。

图9 地表累计沉降对比曲线Fig. 9 Surface cumulative settlement curves

通过对比施工步S18(盾构刀盘距复合地基桩体+6.75 m/残桩脱离盾尾复合地基)和S22(盾构刀盘距复合地基桩体+15.75 m/脱离残桩盾尾1.125D)现场试验和数值模拟的地表沉降数据，发现二者的规律基本一致，均呈正态分布，且最大沉降量近似相同。存在的沉降量数值上的偏差可能是由于现场试验测量仪器的误差以及现场试验施工环境等不可控因素所引起的。因此，采用有限元数值模拟分析盾构切桩下穿对水泥土单桩复合地基承载性状的影响是可行的。

3.2 加载板中心沉降

加载板中心累计沉降变化曲线如图10所示。可以看出： 1)现场试验加载板中心沉降量与数值模拟加载板中心沉降量规律大致相同，二者沉降整体呈增加的趋势; 2)单桩加载板中心点沉降随盾构的向前推进而变化，Ⅰ阶段，由于距离桩体较近，且盾构隧道掌子面压力与地层压力不平衡，使得地层产生朝向掌子面的位移，引起地表较为明显的沉降，这一阶段产生的沉降量占最大沉降值的20%左右; 3)Ⅱ—Ⅴ阶段，盾构切桩的施工作用会对地层产生较大的扰动，沉降速率显著增加，沉降量占最大沉降值的60%; 4)Ⅵ阶段，盾构逐渐远离残桩复合地基的范围，盾构施工对于复合地基的影响逐渐消散，地层沉降逐渐趋于稳定，该阶段产生的沉降量占最大沉降值的20%。

图10 加载板中心累计沉降变化曲线Fig. 10 Cumulative settlement curves of bearing plate center

数值模拟与现场试验产生的加载板累计沉降的差值主要是现场试验中刀具切桩历时时间较长，长时间对开挖区域土体进行扰动，并且刀盘在切桩的过程中刀盘振动也会对土体产生一定的扰动，会降低土体的强度，导致加载板的沉降值偏大。由此可见，加载板中心的沉降主要发生在刀盘切桩—同步注浆层凝结与硬化阶段，实际工程中需重点控制该阶段间产生的沉降变形。

3.3 桩土应力比

3.3.1 桩土应力比的概念及分析阶段

桩土应力比是桩顶的平均应力与桩间土表面的平均应力的比值，反映了桩和土分担上部力的比值，是评价复合地基工作效率以及反映复合地基工作状态的一个重要参数，研究切桩过程中的桩土应力比可以反映和评价复合地基的工作状态及工作性能，分析切桩对复合地基承载力的影响。

单桩桩土应力比对比曲线如图11所示。可以看出: 1)盾构切桩下穿水泥土单桩复合地基施工全过程期间，水泥土单桩复合地基桩土应力比数值模拟结果与现场试验结果规律具有较好的一致性，均整体呈现“抛物线”形变化规律; 2)Ⅰ阶段、Ⅱ阶段、Ⅲ阶段、Ⅳ阶段这4个阶段桩土应力比呈下降趋势，Ⅴ阶段、Ⅵ阶段这2个阶段桩土应力比呈上升趋势。

图11 单桩桩土应力比对比曲线Fig. 11 Comparison curves of pile-soil stress ratio of single pile

3.3.2 桩土应力比变化规律

对各个阶段复合地基桩土应力比的变化规律进行详细分析可得： 1)Ⅰ阶段，该阶段桩土应力比的变化主要与盾构千斤顶推力有关，当盾构千斤顶推力大于掌子面压力时，开挖面前方土体受挤压，使得桩体周围土体更加“贴合”桩体，增大了桩侧摩阻力，提高了复合地基桩体的承载力，使桩土应力比n增大；当千斤顶推力小于掌子面压力时，开挖面前方土体产生向土压力仓内流动的趋势，桩周围土体脱离桩体，此时桩侧摩阻力减小，复合地基桩体的承载力降低，桩土应力比n减小；施工过程中在保证开挖面稳定的情况下，该阶段桩土应力比变化不大。2)Ⅱ阶段，该阶段受盾构切桩和刀盘切桩产生微振动的影响，会造成残桩桩端附近土体扰动较大，降低桩侧摩阻力，使得桩土应力比n进一步减小。3)Ⅲ阶段，切桩完成后，盾构机体通过残桩复合地基时，对桩体和地层持续扰动，受其影响下桩和桩间土的沉降变形持续增加，桩土应力比相应减小。4)Ⅳ阶段，由于盾尾空隙的存在，盾构盾尾脱离残桩复合地基时，会使残桩复合地基迅速下沉，桩土应力比n持续下降。5)Ⅴ阶段，同步注浆逐渐填充盾尾间隙，注浆压力会减缓桩体的沉降，同时增加桩端承载力，桩间土承担的荷载向桩体转移，使桩土应力比n呈增大趋势。6)Ⅵ阶段，随着注浆浆液的凝结硬化，桩端阻力逐渐增大，桩的沉降速率减小，桩间土固结压缩变形仍持续增加，导致上部荷载逐步从桩间土顶向桩顶转移，使得桩土应力比n持续增大。

3.4 桩身水平位移

在盾构切削复合地基掘进施工时，桩体产生的位移和变形主要以桩身Y方向(盾构掘进方向)位移为主。桩身水平位移曲线如图12所示。可以看出： 1)Ⅰ阶段，桩身Y方向位移主要受盾构千斤顶推力的影响,当盾构千斤顶推力大于掌子面压力时，开挖面前方土体受挤压，使得桩体下部(50%～100%桩长范围)出现沿Y轴正方向的位移，桩体上部(0～50%桩长范围)出现沿Y轴负方向的位移；当盾构千斤顶推力小于掌子面压力时，开挖面前方土体产生向土仓内流动的趋势，使得桩体下部出现沿Y轴负方向的位移，桩身呈现出明显的弯曲变形。2)Ⅱ阶段，受盾构千斤顶推力、刀盘转矩等施工荷载的影响，桩身位移整体指向Y轴负方向，桩体上部位移略大于桩体下部位移量，桩身变形表现为挠曲变形。3)Ⅲ阶段，盾体与复合地基间的摩擦力对桩体持续扰动，受其影响下桩体上部位移量沿Y轴负方向进一步增大，同样的，桩体下部位移量沿Y轴正方向增大，桩身呈现明显的弯曲变形。4)Ⅳ阶段，由于盾尾空隙的存在，使得桩身下部迅速沉降，导致桩身上部呈现倾斜变形，桩身下部呈现弯曲变形。5)Ⅴ阶段，同步注浆开始填充盾尾建筑空隙，注浆压力减缓桩体沉降，桩身变形逐渐呈现倾斜变形。6)Ⅵ阶段，注浆浆液凝结硬化后，桩的沉降速率减小，桩间土固结压缩变形逐渐增加，桩身变形持续为倾斜变形。

图12 桩身水平位移曲线Fig. 12 Horizontal displacement curves of pile

3.5 桩身轴力和桩侧摩阻力

盾构施工造成了地层变形，进一步影响着桩体的变形规律，从而使得桩身轴力和桩侧摩阻力得到改变。桩身轴力和桩侧摩阻力曲线如图13所示。可以看出: 1)盾构切削水泥土单桩复合地基全过程中，水泥土桩的桩身上部(0～50%桩长范围)轴力变化较小;桩身下部(50%～100%桩长范围)轴力变化较大，水泥土桩0～19%桩长范围内侧摩阻力变化较小;桩身19%～100%桩长范围内侧摩阻力变化较大。2)Ⅰ阶段，桩身上部轴力变化较小，桩身的变化主要表现在下部轴力的突然增大，主要原因是掌子面压力不足以完全抵消土体的变形，使拱顶上方土体产生较大的朝向隧道内的位移，桩身周围的正摩阻力逐渐减小，直至出现较大的负摩阻力，进而引起桩身轴力的增加，降低了桩体的承载性能。3)Ⅱ阶段，桩身应力重新分配，桩身出现2个中性点，第1个中性点位于桩身约-3 m处，第2个中性点位于桩身约-10 m处，上部中性点处于受压状态，下部中性点处于受拉状态，表现为中性点以上为正摩阻力，中性点以下为负摩阻力，中性点附近桩体处于受拉状态。4)Ⅲ阶段，盾构盾体通过残桩复合地基，盾构盾体填充了开挖地层，抑制了下部地层和复合桩体的位移，桩侧摩阻力略有减小，桩身轴力略有增大。5)Ⅳ阶段，由于盾尾空隙的存在，桩体下部地层和复合地基桩体迅速沉降，地层沉降量大于桩体下沉量，桩体下部负摩阻力进一步增加。6)Ⅴ阶段，浆液填充盾尾空隙，有效减缓了桩体和下部地层的沉降，桩体下部负摩阻力逐渐减小，正摩阻力逐渐增大。7)Ⅵ阶段，浆液凝结硬化后，桩间土固结压缩变形逐渐增加，水泥土复合地基达到新的受力平衡，桩身侧摩阻力比切桩前要大。

(a) 桩身轴力

(b) 桩侧摩阻力图13 桩身轴力和桩侧摩阻力曲线Fig. 13 Variation curves of single pile axial force and side friction resistance

4 结论与建议

本文通过有限元模拟还原现场盾构切削单桩复合地基试验工况，将现场试验结果与数值模拟结果进行对比，验证了本文数值模拟方法的合理性，并进一步深化分析了数值模拟内容。主要结论与建议如下。

1)盾构切削桩基前，由于盾构刀盘距离桩体较近，且盾构掌子面压力与地层压力不平衡，引起地表较为明显的沉降，这一阶段产生的加载板中心沉降量占最大沉降值的20%左右；刀盘切桩—同步注浆层填充与凝结阶段会产生较大的地层扰动，引起沉降速率显著增加，加载板中心沉降量值占最大沉降值的60%；远离残桩复合地基，加载板中心沉降量值占最大沉降量值的20%。

2)桩土应力比随着切桩施工过程先减小后增大，在盾构切桩前、刀盘切桩、盾体穿越残桩、盾尾脱离残桩、同步注浆层填充与凝结、盾构远离残桩复合地基等各个阶段的增幅比例分别为-8%、-16%、-53%、3%、25%、66%。

3)盾构切桩前，桩身Y方向的位移主要受千斤顶推力的影响，桩身会呈现出明显的弯曲变形；刀盘切桩—盾体穿越残桩阶段时，桩体受盾构千斤顶推力、刀盘转矩等施工荷载的影响，桩身呈现出明显的挠曲变形；盾体脱离残桩—残桩脱离盾尾阶段，盾尾空隙的存在会使得桩身下部迅速沉降，导致桩身上部出现倾斜，桩身下部仍呈现弯曲，随着同步注浆浆液的凝结硬化，桩的沉降速率减小，桩间土逐渐固结，桩身变形持续为倾斜变形。

4)盾构切桩前，桩身上部轴力变化较小，掌子面压力不足以抵消土体的变形，使拱顶上方土体产生较大的朝向隧道内的位移，桩身下部出现较大的负摩阻力，引起桩身下部轴力的突然增大，降低桩体的承载性能；刀盘切桩—盾体穿越残桩，桩长变短，桩身应力重分配，桩身出现2个中性点，第2个中性点以上为正摩阻力，桩体处于受压状态，中性点以下为负摩阻力，桩体处于受拉状态；盾体脱离残桩—残桩脱离盾尾，盾尾空隙使得桩体迅速沉降，下部负摩阻力进一步增加，随着浆液的填充凝结，桩体下部负摩阻力逐渐减小，正摩阻力逐渐增大。

5)盾构切桩下穿时，稳定土舱压力、增大同步注浆量、提高刀盘转速更有利于控制复合地基桩体沉降变形，但提高刀盘转速容易导致刀具崩刃、脱焊或刀盘卡死等情况发生，在尽可能保证刀盘刀具切桩安全的情况下可以适当提高刀盘转速来控制复合地基桩体沉降变形；而盾构脱离桩体后，不应大幅度调整施工参数，适当增大刀盘压力和千斤顶推力，保持刀盘转矩、刀盘转速、同步注浆量和掘进速度不变，更有利于控制复合地基桩体沉降。本文研究的切桩规律是否能够适应不同的地质条件，还需要进一步研究。