承壓水降壓引起的高速鐵路橋梁摩擦型群樁沉降特性分析

張超

中鐵第一勘察設計院集團有限公司，西安710043

線下工程基礎的工后沉降控制是高速鐵路建設的關鍵問題之一。我國東南沿海地區軟土分布廣泛［1］，該區域高速鐵路上部結構建成后，工后沉降不僅量值大而且作用時間長。為嚴格控制線下工程工后沉降和不均勻沉降，路基和橋梁段幾乎都采用樁基礎進行地基處理。高速鐵路建成運營后，其周邊由于開發建設不可避免地會引起地下水位的變化，降水（特別是承壓水）對橋墩的承載力和沉降有著不可忽視的影響，可能引起局部線下工程產生超出設計預期的附加沉降。

國內外學者對潛水水位下降后的樁基沉降、受力等問題進行了較多研究。呂恒林等［2］建立了底部含水層疏排水固結引起上覆土沉降情況下的端部嵌固長樁的受力模型，給出了樁的負摩阻力與各影響因素的理論關系。陳書華［3］通過實例計算分析了由于降水在潛水水位以上樁身周圍引起的負摩擦力和樁底土體的附加壓縮。陳天文等［4］通過有限元模擬對降水引起的低承臺群樁沉降特性展開了分析。部分學者［5-9］通過理論推導提出了不同的可以考慮地下水位變化的樁基沉降計算模型。但目前關于承壓水降壓對樁基影響的研究卻鮮有報道，與降水引起的潛水水位變化不同，承壓水降壓會使承壓水層土體孔隙水壓力下降，從而增大土體的有效應力，導致土體的壓縮性改變。

本文以滬寧城際鐵路一座特大橋摩擦型群樁基礎為研究對象，采用室內三軸試驗、有限元數值模擬等手段，對承壓水降壓引起的土層壓縮性變化規律、群樁基礎沉降及受力特征展開研究。

1 工程概況

該橋一橋墩墩高3.7 m，承臺厚度為2.0 m，承臺尺寸為6.3 m×8.4 m，單墩共有8根直徑為1.0 m的摩擦樁（圖1）。本文將樁長取為59.0 m，樁基類型為鉆孔灌注樁。角樁編號為1#、3#、6#、8#，邊樁編號為2#、7#，中心樁編號為4#、5#。

圖1 群樁基礎平面布置（單位：mm）

樁基穿越地層自上而下依次為：①黏土、②2粉土、②3淤泥質粉質黏土、③粉質黏土、③2粉土、④1淤泥質黏土、⑤粉質黏土、⑥粉土、⑥1粉質黏土，各土層物理力學參數見表1，其中③2粉土層和⑥粉土層為承壓水層。本文主要關注深部⑥粉土層承壓水水頭變化對樁基的影響。

表1 土層物理力學指標

2 承壓水降壓對土體壓縮性的影響

為了真實反映承壓水層降壓導致的土體壓縮性變化，首先通過三軸排水固結試驗獲得不同孔隙水壓力下降條件下土體的壓縮性變化規律，并以此為基礎對承壓水水頭變化下摩擦型群樁基礎的附加沉降進行研究。

2.1 試驗方案

采用英國WF全自動三軸系統對⑥粉土層土體壓縮性進行研究。該系統由反壓系統、圍壓系統、三軸室及反力架組成。采用多層濕搗法將土樣制備成直徑50 mm、長100 mm的圓柱形試件。將試件放入橡皮膜內并將反壓上帽與試件上部連接，確保接觸良好后，進行三軸室充水并反復調試反壓和圍壓電磁閥，確定其運轉正常。⑥粉土層作為承壓水層，其層頂埋深為-45.4 m，承壓水水位為-2.8 m，可知作用于該層土體的總應力為904 kPa，取其起始孔隙水壓力為420 kPa，為達到三軸試驗中目標孔隙水壓力，試驗中目標圍壓取450 kPa。

2.2 試驗結果

土體孔隙水壓力下降30、50、70、90 kPa時土體的應力-應變關系見圖2。可知，孔隙水壓力下降使土體的壓縮性發生變化，土體的最大偏主應力隨之遞增。

圖2 不同孔隙水壓力下降值時土體的應力-應變曲線

為比較不同孔隙水壓力下降值時土體變形模量，可取偏主應力從0變化到1/3或1/2峰值這段應力σ-應變ε關系曲線的割線斜率作為土的變形模量代表值，稱為平均變形模量E［10］，見圖3。

圖3 平均變形模量示意

為獲得土體的彈性模量，根據現有的變形模量推導壓縮模量，變形模量E0與壓縮模量ES的關系為

式中：v為泊松比；K0為側壓力系數。

由于試驗土體為粉土，根據經驗可取K0=0.33。土體的彈性模量Er與ES的關系為

根據式（1）、式（2）可建立不同孔隙水壓力下降值時土體的平均變形模量、壓縮模量以及彈性模量的關系。土體彈性模量與孔隙水壓力下降值的關系見圖4。可知，土體彈性模量隨著孔隙水壓力下降（承壓水水頭降低）百分比的增大而不斷增大。

圖4 彈性模量變化與孔隙水壓力下降百分比的關系

對圖4中試驗數據進行擬合可得

式中：Er0為初始彈性模量，MPa；Δu為孔隙水壓力下降量，kPa。

由式（3）可知，在圍壓為450 kPa和初始孔隙水壓力為420 kPa條件下，飽和粉土的彈性模量增長倍數與孔隙水壓力下降百分比基本呈指數遞增關系。

3 承壓水降壓對群樁沉降特性的影響

3.1 有限元模型建立

采用PLAXIS軟件進行數值模擬，建立三維有限元模型（圖5），尺寸為40 m×40 m×60 m。

圖5 計算模型

承臺用板單元模擬，樁基采用Embedded樁模擬，材料均為線彈性材料，彈性模量為30 GPa，重度為24 kN/m3；土層采用Mohr-Coulomb材料模擬，計算參數參見表1。模型中墩頂設計作用力10 515 kN，墩身重力1 443 kN，作用于承臺的均布荷載為217 kPa。模型底部約束豎向及兩個水平方向位移，各側面約束兩個水平方向位移。在模型計算中假定承壓水層上下均有絕對隔水層，只考慮承壓水層的水頭下降，不考慮地下水越流補給的影響。運用式（3）可得⑥粉土層在不同水頭降深時的彈性模量，見表2。

表2 有限元模擬方案

3.2 計算結果分析

3.2.1 承壓水降壓對樁基沉降的影響

為研究承壓水降壓對群樁沉降的影響，首先計算降壓前的樁基沉降（上部力學荷載引起的沉降），再進一步計算承壓水降壓后的樁基總沉降，其中承壓水層水頭降深取為5 m，兩者對比見圖6。可知，在力學荷載作用下模擬所得角樁、邊樁和中心樁的樁頂沉降相差不大，上部承臺沉降為10.8 mm。由現場施工單位提供的承臺監測數據可知，橋梁施工完成后承臺實測沉降量約為12.0 mm。兩者相差不大，可知所建立的有限元模型可以較好地預測高速鐵路橋梁摩擦型群樁沉降。與承壓水降壓前相比，承壓水降壓后樁基出現了明顯的附加沉降，以角樁為例，承壓水降壓后樁頂沉降為20.8 mm，約為承壓水降壓前的2倍。這主要是因為承壓水層由于承壓水頭的下降而導致的壓縮變形，雖然本算例樁基因完全穿越承壓水層不會與承壓水層土體共同沉降，但是由于負摩阻力的作用使樁基產生附加沉降，在設計中應妥善考慮。

圖6 承壓水降壓前后樁基沉降對比

3.2.2 承壓水降壓對樁側摩阻力的影響

根據圖6中樁基沉降數據進一步獲得樁側摩阻力沿深度的分布特征，以角樁為例，所得結果見圖7。可知，在承壓水降壓前樁基沉降大于樁周土沉降，因此其樁側摩阻力為向上的正摩阻力，但承壓水水頭的下降對樁基沉降和樁周土沉降產生一定影響，進一步導致樁側摩阻力改變。與承壓水降壓前相比，承壓水降壓后樁基在-42.0 m附近出現負向側摩阻力，且均在-45.4 m處達到最大負摩阻力，隨后側摩阻力向正向發展，其中-45.4 m處為深層承壓水層頂板處。這主要是因為承壓水水頭的下降導致深層承壓含水層壓縮變形，在壓縮過程中出現樁土相對位移為負的情況，說明在壓縮過程中樁周土對樁基產生下拉作用（負摩阻力作用）。

圖7 承壓水降壓前后角樁樁側摩阻力對比

對比承壓水降壓引起的角樁、邊樁和中心樁的樁側摩阻力（圖8）可知，承壓水降壓引起的樁側摩阻力在-48.0 m處近似為0，以上為負，以下為正，即在-48.0 m處樁土相對位移均約為0。因此可將該點定義為中性點，可得角樁、邊樁和中心樁中性點位置相差不大。此外，雖然角樁、邊樁和中心樁在-45.4 m處負摩阻力均達到最大值，但總的來說承壓水降壓對角樁樁側摩阻力的影響最大，邊樁次之，中心樁最小。這主要是因為邊樁受角樁的限制，而中心樁同時受角樁和邊樁的限制。

圖8 承壓水降壓引起的樁側摩阻力

3.2.3 承壓水降壓對樁身軸力的影響

在承壓水水頭下降過程中各樁的樁身軸力隨之改變，承壓水降壓前后角樁樁身軸力沿深度分布對比見圖9。可知，承壓水降壓導致樁身軸力出現明顯增大，并在負向側摩阻力范圍出現突變并達到極值，此范圍內樁身軸力極值位置為承壓水水頭下降過程中樁基的中性點。

圖9 承壓水降壓前后角樁樁身軸力分布對比

承壓水降壓引起的角樁、邊樁和中心樁的附加軸力見圖10。可知，承壓水降壓對角樁、邊樁和中心樁的樁頂軸力的影響與上文分析結果有一定區別，邊樁和中心樁樁頂軸力均有所增大，而角樁則相應減小。這主要是因為群樁基礎中各樁樁頂軸力需要上部荷載保持平衡，與上部荷載相比，承壓水降壓引起的樁頂軸力變化很小，可忽略不計。以角樁為例，承壓水降壓前的樁頂軸力約為2 400 kN（參見圖9），而承壓水降壓導致的樁頂軸力變化量僅約為-100 kN（見圖10）。此外，角樁、邊樁和中心樁因承壓水降壓導致的附加軸力均在中性點處達到最大值，其中角樁軸力值最大，邊樁次之，角樁最小。

圖10 承壓水降壓引起的樁身附加軸力

3.2.4 不同承壓水水頭降深下的樁基附加響應

為進一步研究不同承壓水水頭降深下的樁基響應特征，計算了水頭降深為3、7、9 m時的樁基響應，以角樁為例，其因承壓水降壓引起的樁土相對位移、樁側摩阻力和樁身軸力見圖11。

圖11 承壓水降壓前后樁基沉降對比

由圖11（a）可知：承壓水水頭下降過程中，角樁自樁頂至-48.0 m附近處樁土相對位移基本為負值，說明在此范圍內樁基的沉降增量小于樁周土沉降增量，且在-45.4 m處樁土相對位移達到負向最大值，在-45.4 m以下樁土相對位移逐漸增大向正向發展，并在-48.0 m處樁土相對位移為0，在-48.0 m以下樁土相對位移一直為正值，且承壓水水頭降深越大，承壓水降壓引起的樁土相對位移越明顯。由圖11（b）可知，角樁的側摩阻力隨著承壓水頭的下降而改變，主要體現于樁基在-42.0 m附近出現負向側摩阻力，且負向摩阻力隨著樁基埋深的增加逐漸增大，均在-45.4 m處達到最大負摩阻力，隨后側摩阻力向正向發展，以上現象隨承壓水水頭的下降愈加明顯。須注意的是，在-45.4 m處，雖然樁土相對位移隨著水頭降深的增大不斷增大，但其在承壓水水頭下降5 m時就已經達到極限負摩阻力。相應地，角樁樁身軸力也隨著水頭下降發生改變，除了上文圖10分析所述結論外，中性點位置并未隨著承壓水水頭的下降而變化，不同水頭降深所引起的樁身附加軸力均在中性點處達到最大值。

對承壓水降壓前后各樁在中性點處的樁身軸力進行統計，見表3。可知，在承壓水水頭下降9 m的情況下，樁基中性點處的樁身軸力為承壓水未降壓時的3.6～4.0倍，同時，角樁中性點處的樁身軸力增幅達1 532.62 kN，邊樁中性點處的樁身軸力增幅達1 273.46 kN，中心樁中性點處的樁身軸力增幅達892.56 kN，說明在承壓水水頭下降過程中角樁受到的影響最大，其次是邊樁，中心樁受到的影響最小。

表3 不同承壓水水頭降深下中性點處樁身軸力對比

4 結語

1）飽和粉土彈性模量隨著承壓水水頭降深的增大而增大，土體的彈性模量增長倍數與土體孔隙水壓力下降百分比呈指數遞增關系。

2）承壓水降壓對摩擦型群樁基礎有著不可忽視的影響，角樁所受影響最大，其次是邊樁，中心樁所受影響最小。

3）承壓水降壓使摩擦型群樁基礎出現了明顯的附加沉降，其主因是承壓水層由于孔隙水壓力的下降而導致的壓縮變形，承壓水水頭降深為5 m時，各樁承壓水降壓后的樁頂沉降約為承壓水降壓前的2倍。

4）承壓水降壓過程中群樁基礎各樁基均受到負摩阻力作用，且承壓水水頭降深越大，負向摩阻力的作用范圍越大，樁身附加軸力越大；承壓水水頭下降9 m時，樁基中性點處樁身軸力為承壓水未降壓時的3.6～4.0倍。