承压水降压引起的高速铁路桥梁摩擦型群桩沉降特性分析

张超

中铁第一勘察设计院集团有限公司，西安710043

线下工程基础的工后沉降控制是高速铁路建设的关键问题之一。我国东南沿海地区软土分布广泛［1］，该区域高速铁路上部结构建成后，工后沉降不仅量值大而且作用时间长。为严格控制线下工程工后沉降和不均匀沉降，路基和桥梁段几乎都采用桩基础进行地基处理。高速铁路建成运营后，其周边由于开发建设不可避免地会引起地下水位的变化，降水（特别是承压水）对桥墩的承载力和沉降有着不可忽视的影响，可能引起局部线下工程产生超出设计预期的附加沉降。

国内外学者对潜水水位下降后的桩基沉降、受力等问题进行了较多研究。吕恒林等［2］建立了底部含水层疏排水固结引起上覆土沉降情况下的端部嵌固长桩的受力模型，给出了桩的负摩阻力与各影响因素的理论关系。陈书华［3］通过实例计算分析了由于降水在潜水水位以上桩身周围引起的负摩擦力和桩底土体的附加压缩。陈天文等［4］通过有限元模拟对降水引起的低承台群桩沉降特性展开了分析。部分学者［5-9］通过理论推导提出了不同的可以考虑地下水位变化的桩基沉降计算模型。但目前关于承压水降压对桩基影响的研究却鲜有报道，与降水引起的潜水水位变化不同，承压水降压会使承压水层土体孔隙水压力下降，从而增大土体的有效应力，导致土体的压缩性改变。

本文以沪宁城际铁路一座特大桥摩擦型群桩基础为研究对象，采用室内三轴试验、有限元数值模拟等手段，对承压水降压引起的土层压缩性变化规律、群桩基础沉降及受力特征展开研究。

1 工程概况

该桥一桥墩墩高3.7 m，承台厚度为2.0 m，承台尺寸为6.3 m×8.4 m，单墩共有8根直径为1.0 m的摩擦桩（图1）。本文将桩长取为59.0 m，桩基类型为钻孔灌注桩。角桩编号为1#、3#、6#、8#，边桩编号为2#、7#，中心桩编号为4#、5#。

图1 群桩基础平面布置（单位：mm）

桩基穿越地层自上而下依次为：①黏土、②2粉土、②3淤泥质粉质黏土、③粉质黏土、③2粉土、④1淤泥质黏土、⑤粉质黏土、⑥粉土、⑥1粉质黏土，各土层物理力学参数见表1，其中③2粉土层和⑥粉土层为承压水层。本文主要关注深部⑥粉土层承压水水头变化对桩基的影响。

表1 土层物理力学指标

2 承压水降压对土体压缩性的影响

为了真实反映承压水层降压导致的土体压缩性变化，首先通过三轴排水固结试验获得不同孔隙水压力下降条件下土体的压缩性变化规律，并以此为基础对承压水水头变化下摩擦型群桩基础的附加沉降进行研究。

2.1 试验方案

采用英国WF全自动三轴系统对⑥粉土层土体压缩性进行研究。该系统由反压系统、围压系统、三轴室及反力架组成。采用多层湿捣法将土样制备成直径50 mm、长100 mm的圆柱形试件。将试件放入橡皮膜内并将反压上帽与试件上部连接，确保接触良好后，进行三轴室充水并反复调试反压和围压电磁阀，确定其运转正常。⑥粉土层作为承压水层，其层顶埋深为-45.4 m，承压水水位为-2.8 m，可知作用于该层土体的总应力为904 kPa，取其起始孔隙水压力为420 kPa，为达到三轴试验中目标孔隙水压力，试验中目标围压取450 kPa。

2.2 试验结果

土体孔隙水压力下降30、50、70、90 kPa时土体的应力-应变关系见图2。可知，孔隙水压力下降使土体的压缩性发生变化，土体的最大偏主应力随之递增。

图2 不同孔隙水压力下降值时土体的应力-应变曲线

为比较不同孔隙水压力下降值时土体变形模量，可取偏主应力从0变化到1/3或1/2峰值这段应力σ-应变ε关系曲线的割线斜率作为土的变形模量代表值，称为平均变形模量E［10］，见图3。

图3 平均变形模量示意

为获得土体的弹性模量，根据现有的变形模量推导压缩模量，变形模量E0与压缩模量ES的关系为

式中：v为泊松比；K0为侧压力系数。

由于试验土体为粉土，根据经验可取K0=0.33。土体的弹性模量Er与ES的关系为

根据式（1）、式（2）可建立不同孔隙水压力下降值时土体的平均变形模量、压缩模量以及弹性模量的关系。土体弹性模量与孔隙水压力下降值的关系见图4。可知，土体弹性模量随着孔隙水压力下降（承压水水头降低）百分比的增大而不断增大。

图4 弹性模量变化与孔隙水压力下降百分比的关系

对图4中试验数据进行拟合可得

式中：Er0为初始弹性模量，MPa；Δu为孔隙水压力下降量，kPa。

由式（3）可知，在围压为450 kPa和初始孔隙水压力为420 kPa条件下，饱和粉土的弹性模量增长倍数与孔隙水压力下降百分比基本呈指数递增关系。

3 承压水降压对群桩沉降特性的影响

3.1 有限元模型建立

采用PLAXIS软件进行数值模拟，建立三维有限元模型（图5），尺寸为40 m×40 m×60 m。

图5 计算模型

承台用板单元模拟，桩基采用Embedded桩模拟，材料均为线弹性材料，弹性模量为30 GPa，重度为24 kN/m3；土层采用Mohr-Coulomb材料模拟，计算参数参见表1。模型中墩顶设计作用力10 515 kN，墩身重力1 443 kN，作用于承台的均布荷载为217 kPa。模型底部约束竖向及两个水平方向位移，各侧面约束两个水平方向位移。在模型计算中假定承压水层上下均有绝对隔水层，只考虑承压水层的水头下降，不考虑地下水越流补给的影响。运用式（3）可得⑥粉土层在不同水头降深时的弹性模量，见表2。

表2 有限元模拟方案

3.2 计算结果分析

3.2.1 承压水降压对桩基沉降的影响

为研究承压水降压对群桩沉降的影响，首先计算降压前的桩基沉降（上部力学荷载引起的沉降），再进一步计算承压水降压后的桩基总沉降，其中承压水层水头降深取为5 m，两者对比见图6。可知，在力学荷载作用下模拟所得角桩、边桩和中心桩的桩顶沉降相差不大，上部承台沉降为10.8 mm。由现场施工单位提供的承台监测数据可知，桥梁施工完成后承台实测沉降量约为12.0 mm。两者相差不大，可知所建立的有限元模型可以较好地预测高速铁路桥梁摩擦型群桩沉降。与承压水降压前相比，承压水降压后桩基出现了明显的附加沉降，以角桩为例，承压水降压后桩顶沉降为20.8 mm，约为承压水降压前的2倍。这主要是因为承压水层由于承压水头的下降而导致的压缩变形，虽然本算例桩基因完全穿越承压水层不会与承压水层土体共同沉降，但是由于负摩阻力的作用使桩基产生附加沉降，在设计中应妥善考虑。

图6 承压水降压前后桩基沉降对比

3.2.2 承压水降压对桩侧摩阻力的影响

根据图6中桩基沉降数据进一步获得桩侧摩阻力沿深度的分布特征，以角桩为例，所得结果见图7。可知，在承压水降压前桩基沉降大于桩周土沉降，因此其桩侧摩阻力为向上的正摩阻力，但承压水水头的下降对桩基沉降和桩周土沉降产生一定影响，进一步导致桩侧摩阻力改变。与承压水降压前相比，承压水降压后桩基在-42.0 m附近出现负向侧摩阻力，且均在-45.4 m处达到最大负摩阻力，随后侧摩阻力向正向发展，其中-45.4 m处为深层承压水层顶板处。这主要是因为承压水水头的下降导致深层承压含水层压缩变形，在压缩过程中出现桩土相对位移为负的情况，说明在压缩过程中桩周土对桩基产生下拉作用（负摩阻力作用）。

图7 承压水降压前后角桩桩侧摩阻力对比

对比承压水降压引起的角桩、边桩和中心桩的桩侧摩阻力（图8）可知，承压水降压引起的桩侧摩阻力在-48.0 m处近似为0，以上为负，以下为正，即在-48.0 m处桩土相对位移均约为0。因此可将该点定义为中性点，可得角桩、边桩和中心桩中性点位置相差不大。此外，虽然角桩、边桩和中心桩在-45.4 m处负摩阻力均达到最大值，但总的来说承压水降压对角桩桩侧摩阻力的影响最大，边桩次之，中心桩最小。这主要是因为边桩受角桩的限制，而中心桩同时受角桩和边桩的限制。

图8 承压水降压引起的桩侧摩阻力

3.2.3 承压水降压对桩身轴力的影响

在承压水水头下降过程中各桩的桩身轴力随之改变，承压水降压前后角桩桩身轴力沿深度分布对比见图9。可知，承压水降压导致桩身轴力出现明显增大，并在负向侧摩阻力范围出现突变并达到极值，此范围内桩身轴力极值位置为承压水水头下降过程中桩基的中性点。

图9 承压水降压前后角桩桩身轴力分布对比

承压水降压引起的角桩、边桩和中心桩的附加轴力见图10。可知，承压水降压对角桩、边桩和中心桩的桩顶轴力的影响与上文分析结果有一定区别，边桩和中心桩桩顶轴力均有所增大，而角桩则相应减小。这主要是因为群桩基础中各桩桩顶轴力需要上部荷载保持平衡，与上部荷载相比，承压水降压引起的桩顶轴力变化很小，可忽略不计。以角桩为例，承压水降压前的桩顶轴力约为2 400 kN（参见图9），而承压水降压导致的桩顶轴力变化量仅约为-100 kN（见图10）。此外，角桩、边桩和中心桩因承压水降压导致的附加轴力均在中性点处达到最大值，其中角桩轴力值最大，边桩次之，角桩最小。

图10 承压水降压引起的桩身附加轴力

3.2.4 不同承压水水头降深下的桩基附加响应

为进一步研究不同承压水水头降深下的桩基响应特征，计算了水头降深为3、7、9 m时的桩基响应，以角桩为例，其因承压水降压引起的桩土相对位移、桩侧摩阻力和桩身轴力见图11。

图11 承压水降压前后桩基沉降对比

由图11（a）可知：承压水水头下降过程中，角桩自桩顶至-48.0 m附近处桩土相对位移基本为负值，说明在此范围内桩基的沉降增量小于桩周土沉降增量，且在-45.4 m处桩土相对位移达到负向最大值，在-45.4 m以下桩土相对位移逐渐增大向正向发展，并在-48.0 m处桩土相对位移为0，在-48.0 m以下桩土相对位移一直为正值，且承压水水头降深越大，承压水降压引起的桩土相对位移越明显。由图11（b）可知，角桩的侧摩阻力随着承压水头的下降而改变，主要体现于桩基在-42.0 m附近出现负向侧摩阻力，且负向摩阻力随着桩基埋深的增加逐渐增大，均在-45.4 m处达到最大负摩阻力，随后侧摩阻力向正向发展，以上现象随承压水水头的下降愈加明显。须注意的是，在-45.4 m处，虽然桩土相对位移随着水头降深的增大不断增大，但其在承压水水头下降5 m时就已经达到极限负摩阻力。相应地，角桩桩身轴力也随着水头下降发生改变，除了上文图10分析所述结论外，中性点位置并未随着承压水水头的下降而变化，不同水头降深所引起的桩身附加轴力均在中性点处达到最大值。

对承压水降压前后各桩在中性点处的桩身轴力进行统计，见表3。可知，在承压水水头下降9 m的情况下，桩基中性点处的桩身轴力为承压水未降压时的3.6～4.0倍，同时，角桩中性点处的桩身轴力增幅达1 532.62 kN，边桩中性点处的桩身轴力增幅达1 273.46 kN，中心桩中性点处的桩身轴力增幅达892.56 kN，说明在承压水水头下降过程中角桩受到的影响最大，其次是边桩，中心桩受到的影响最小。

表3 不同承压水水头降深下中性点处桩身轴力对比

4 结语

1）饱和粉土弹性模量随着承压水水头降深的增大而增大，土体的弹性模量增长倍数与土体孔隙水压力下降百分比呈指数递增关系。

2）承压水降压对摩擦型群桩基础有着不可忽视的影响，角桩所受影响最大，其次是边桩，中心桩所受影响最小。

3）承压水降压使摩擦型群桩基础出现了明显的附加沉降，其主因是承压水层由于孔隙水压力的下降而导致的压缩变形，承压水水头降深为5 m时，各桩承压水降压后的桩顶沉降约为承压水降压前的2倍。

4）承压水降压过程中群桩基础各桩基均受到负摩阻力作用，且承压水水头降深越大，负向摩阻力的作用范围越大，桩身附加轴力越大；承压水水头下降9 m时，桩基中性点处桩身轴力为承压水未降压时的3.6～4.0倍。