丁志文，馬 斌，張藝瀚，車東霖，王加俊

（1.中鐵二局集團(tuán)有限公司，四川 成都 610032; 2.華東交通大學(xué)土木建筑學(xué)院，江西 南昌 330013）

隨著各種大型施工機(jī)械車輛及設(shè)備的投入使用，施工便道車輛荷載對鄰近橋梁樁基變形影響越來越不可忽視[1]。 尤其是鄰近高鐵線路的施工便道，其允許差異變形較小， 為保證高鐵線路的安全運(yùn)營，更需對施工便道車輛荷載引起的鄰近橋梁樁基變形及附加內(nèi)力分布特性進(jìn)行評估分析，以確定其是否滿足工程安全要求[2-3]。

針對該類問題， 目前國內(nèi)外學(xué)者基于試驗(yàn)研究[4-5]、理論計(jì)算[6]和數(shù)值模擬[6-10]等方法分析了鄰近堆載引起的既有樁基內(nèi)力、變形特性。 李雪峰等[4]通過現(xiàn)場試驗(yàn)研究，得出了路基堆載下軟土地區(qū)的樁基側(cè)向位移以及橋梁墩臺(tái)的位移分布模式。 劉晨彬[6]利用數(shù)值模擬及極限平衡法對比分析了橋墩樁基在復(fù)雜荷載下的樁基內(nèi)力變化規(guī)律及樁體位移分布。 Ellise 等[7]通過有限元軟件建立了橋臺(tái)填土與樁基礎(chǔ)相互作用的數(shù)值模型，分析了不同工況下橋臺(tái)填土對樁基工作性狀的影響。楊忠良[8]采用數(shù)值分析法研究了循環(huán)荷載作用下樁-土之間的作用關(guān)系，得到了循環(huán)荷載下土體蠕變的特性規(guī)律及不同參數(shù)對土體應(yīng)力應(yīng)變的影響程度。 聶如松等[10]利用ADINA 有限元程序?qū)奢d作用下排樁的受力性狀進(jìn)行了研究，并且根據(jù)現(xiàn)場實(shí)測的監(jiān)測數(shù)據(jù)，對橋臺(tái)群樁的受力性狀進(jìn)行了分析，得到了樁周土體壓力的分布規(guī)律。

需要指出的是，目前有關(guān)鄰近荷載對既有橋梁樁基影響的研究主要是針對軟土地基，其相關(guān)研究結(jié)論并不適用于其他地質(zhì)條件，有可能會(huì)高估土體變形大小及影響范圍，從而導(dǎo)致不必要的額外施工費(fèi)用。 在已有的對于鄰近樁基施工的數(shù)值模擬中，土體的本構(gòu)模型往往多采用M-C 模型，沒有考慮土體的小應(yīng)變剛度特性， 得到的結(jié)果往往偏大，尤其是對于離堆載區(qū)較遠(yuǎn)的區(qū)域，從而會(huì)進(jìn)一步高估鄰近土體變形大小及影響范圍[11]。

鑒于此，依托新建昌景黃鐵路近距離并行滬昆高鐵項(xiàng)目，結(jié)合南昌地區(qū)典型二元地質(zhì)條件，采用Plaxis 3D 有限元數(shù)值模擬軟件，對巖石上部土體分別建立M-C 模型和HSS 模型，對比研究了施工便道車輛荷載對鄰近地層的影響特性，分析了模型的適用性。 在此基礎(chǔ)上，進(jìn)一步采用HSS 模型分析既有橋梁樁基的變形及內(nèi)力分布規(guī)律， 并通過繪制N-M 包絡(luò)線對樁身內(nèi)力進(jìn)行了驗(yàn)算，可為以后南昌地區(qū)相關(guān)工程的施工提供指導(dǎo)。

1 工程概況

1.1 場地介紹

以新建南昌經(jīng)景德鎮(zhèn)至黃山鐵路站前工程局部并行既有滬昆高鐵段項(xiàng)目為背景， 根據(jù)施工組織安排， 需在既有滬昆高鐵近接區(qū)域設(shè)置一條施工便道以滿足施工作業(yè)要求。 新建施工便道以原有便道為基礎(chǔ)，其距離既有橋墩邊緣最小距離為3.7 m。 當(dāng)既有便道寬度不足5 m 時(shí)， 采取在便道外側(cè)單側(cè)加寬1.5 m，加寬部分采用厚0.5 m 建渣填筑。加寬后的施工便道路面寬度5 m， 便道面層采用20 cm 厚建渣進(jìn)行填筑。 新建昌景黃鐵路與鄰近既有線位置關(guān)系包括并行和上跨，上跨鄰近京九鐵路和昌贛鐵路，并行鄰近杭長客專和向莆鐵路，其示意圖如圖1 所示。施工便道與鄰近既有線路位置示意圖如圖2 所示。

圖1 新建線與鄰近線位置關(guān)系Fig.1 Positional relationship between new line and adjacent line

圖2 施工便道與鄰近既有橋梁樁基位置示意圖（單位：mm）Fig.2 Location diagram of the construction access and adjacent existing bridge pile foundation（Unit:mm）

由于施工便道車輛荷載會(huì)對鄰近樁基產(chǎn)生不利的側(cè)向擠壓及差異沉降，為保證鄰近高鐵線路的安全運(yùn)營，須對施工便道車輛引起的鄰近橋梁樁基變形及附加內(nèi)力分布特性進(jìn)行分析，以確定其是否滿足工程安全要求。

1.2 工程地質(zhì)條件

南昌地質(zhì)屬河谷沖積平原，在垂直剖面上，地層由上部細(xì)砂或黏土組成的河漫灘沉積物和下部粗砂及礫石組成的河床沉積物所構(gòu)成， 上細(xì)下粗的地層沉積結(jié)構(gòu)即為典型的二元地質(zhì)結(jié)構(gòu)，如圖3所示。

圖3 典型二元地質(zhì)結(jié)構(gòu)示意圖Fig.3 Schematic diagram of typical binary strata

本段途經(jīng)江西省南昌市南昌縣地區(qū)，沿線為鄱陽湖平原及階地地區(qū)， 階地地勢較為平坦開闊，坡度起伏較小，相對高度差5～8 m。地下水主要為第四系孔隙潛水、基巖裂隙水。 地下水主要來自地表水和大氣降雨補(bǔ)給，以蒸發(fā)排泄為主，動(dòng)態(tài)變化較大，埋深0～14 m，隨季節(jié)變化，變幅約1～3 m。

2 三維有限元數(shù)值模型

2.1 三維模型

取典型斷面進(jìn)行數(shù)值分析，施工便道及其鄰近既有高鐵橋墩的承臺(tái)樁基幾何參數(shù)如圖4 所示。 采用三維有限元軟件Plaxis 3D 分析施工便道對既有鄰近橋梁樁基的影響特性。 鄰近既有樁基承臺(tái)尺寸為10.2 m×4.8 m×2 m（長×寬×高），其下布置8 根直徑為1 m 的混凝土灌注樁，樁長27 m，地下水位在地面以下2.0 m。

圖4 鄰近承臺(tái)樁基分布及幾何參數(shù)示意圖（單位：mm）Fig.4 Schematic diagram of the distribution and geometric parameters of adjacent pile foundations（Unit:mm）

為保證模型邊界條件對計(jì)算結(jié)果不產(chǎn)生影響，三維數(shù)值模型的幾何尺寸為100 m×32 m×50 m （長×寬×高)， 其中寬度方向32 m 為既有高鐵線路單跨橋梁跨度。 施工便道寬度為5.4 m，距離承臺(tái)邊緣1.5 m。

由于施工便道對既有高鐵線路影響最為關(guān)鍵的部位為橋梁基礎(chǔ)部分，在本文數(shù)值模型中不考慮橋梁墩臺(tái)1 上部結(jié)構(gòu)的影響，僅分析施工便道荷載對橋梁承臺(tái)、樁基變形及內(nèi)力的影響特性，而將上部結(jié)構(gòu)等效為外加荷載作用在橋梁承臺(tái)之上。 三維有限元數(shù)值分析模型如圖5 所示。

圖5 三維有限元數(shù)值分析模型Fig.5 Three-dimensional finite element numerical analysis model

2.2 荷載條件

數(shù)值模型中荷載條件包括兩部分：既有高鐵橋梁上部結(jié)構(gòu)及墩臺(tái)作用在承臺(tái)上的荷載及施工便道車輛荷載。根據(jù)黃玨鑫等[12]學(xué)者，對于前一部分荷載，跨度為32 m 的高鐵橋梁，作用在承臺(tái)的上部結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)荷載大約為24 000 kN， 將其換算為均布荷載， 其大小約為490 kPa。 施工便道作為混凝土罐車、吊車、挖機(jī)等設(shè)備的運(yùn)輸通道，考慮到表層建渣的荷載擴(kuò)散作用，且為了安全起見，施工便道荷載按滿鋪均布荷載考慮，均布荷載值取40 kPa。

2.3 土層參數(shù)

為了分析不同土體本構(gòu)模型的適用性， 分別采用M-C 模型和HSS 模型對比研究施工便道車輛荷載對鄰近地層的影響特性。在HSS 模型中，上部黏土及砂性土采用HSS 模型， 考慮到下覆泥質(zhì)砂巖受施工便道荷載影響較小，仍采用M-C 模型進(jìn)行模擬。

為合理簡化計(jì)算，根據(jù)現(xiàn)場鉆探地質(zhì)資料，在分析數(shù)值模型時(shí)，將施工場地的土層簡化為6 個(gè)土層。依據(jù)地勘報(bào)告確定相關(guān)土層地質(zhì)參數(shù)及混凝土材料參數(shù)， 如表1 所示， 其中南昌地區(qū)黏性及砂性土的HSS 模型參數(shù)取值方法參考王凌等[13]學(xué)者研究。

表1 HSS 模型各土層材料參數(shù)表Tab.1 Material parameters of each soil layer in HSS model

表2 與的參考經(jīng)驗(yàn)關(guān)系Tab.2 The correlation between and

表2 與的參考經(jīng)驗(yàn)關(guān)系Tab.2 The correlation between and

Soil Empirical relationship Normally consolidated clay （qc＜5 MPa） E50 ref ≈2Eoed ref Normally consolidated clay（10 MPa＜qc＜12 MPa） E50 ref ≈Eoed ref Normally consolidated sand（qc＜5 MPa） E50 ref ≈Eoed ref

式中：ρ 為土體密度；Vs為土體剪切波速。

由于原位測試的土體剪切波速試驗(yàn)影響因素較多，對于土體剪切波速的測試，采用土的共振柱試驗(yàn)及室內(nèi)彎曲元試驗(yàn)進(jìn)行測定。 同時(shí)，為模擬結(jié)構(gòu)物與土的相互作用，在樁側(cè)及承臺(tái)邊界設(shè)置相應(yīng)接觸面，接觸面參數(shù)與鄰近土層參數(shù)一致。

2.4 模擬流程

為了合理模擬近距離施工便道對鄰近既有橋梁樁基的影響特性，有限元模型分3 個(gè)步驟進(jìn)行模擬分析，具體模擬流程如表3 所示。

表3 數(shù)值模擬流程Tab.3 Numerical simulation process

3 計(jì)算結(jié)果對比分析

3.1 鄰近土體沉降特性

圖6 為不同土體本構(gòu)模型下施工便道荷載引起的周邊土體沉降分布圖。 從圖中可以很直觀地看出：由于車輛荷載的影響，在施工便道及鄰近區(qū)域內(nèi)產(chǎn)生了明顯的沉降槽； 采用不同的土體本構(gòu)模型， 其所引起的土體沉降分布特性存在較大差異。總體而言， 無論是土體沉降大小還是其影響范圍，采用M-C 模型計(jì)算得到的結(jié)果均要大于HSS 模型。 以圖6（b）所示，采用M-C 模型進(jìn)行計(jì)算分析時(shí)，在深度方向超過20 m 后，土體仍然產(chǎn)生了較為明顯的沉降，影響深度過大，且在底部邊界附近也存在一定變形，不符合施工經(jīng)驗(yàn)。

圖6 周邊土體沉降分布圖Fig.6 Settlement distribution of adjacent soil

為了更直觀地展示地表土體沉降分布特性，分別繪制出不同土體模型下垂直于施工便道走向方向的土體沉降曲線，如圖7 所示。 根據(jù)文獻(xiàn)[16]規(guī)定的線路軌道靜態(tài)幾何不平順容許偏差管理值，在實(shí)際施工過程中，以短期沉降值進(jìn)行控制，對應(yīng)的路基沉降觀測點(diǎn)累計(jì)沉降不應(yīng)超過6 mm。 從圖7 中可以看出，以6 mm 為沉降變形特征值，HSS 模型地表沉降槽總的影響寬度為6.4 m 左右， 扣除施工便道本身的寬度，施工便道車輛荷載引起的沉降槽分布范圍為便道邊緣外擴(kuò)0.7 m 左右；而M-C 模型地表沉降槽總的影響寬度為12 m 左右， 扣除施工便道本身的寬度，施工便道車輛荷載引起的沉降槽分布范圍為便道邊緣外擴(kuò)3.5 m 左右。采用M-C 模型計(jì)算其鄰近土體影響范圍要顯著大于HSS 模型計(jì)算結(jié)果。

圖7 土體沉降變形曲線Fig.7 Ground settlement curves

3.2 樁基及承臺(tái)位移分布

對比分析兩種本構(gòu)模型（M-C，HSS）下樁基承臺(tái)的位移分布特性，如圖8 所示。 從圖中可以看出：兩種本構(gòu)模型下除在最大沉降值存在一定差異外，采用M-C 模型和HSS 模型計(jì)算得到的樁基及承臺(tái)沉降分布特性基本一致。 越靠近施工便道，沉降值越大，整體表現(xiàn)為往施工便道方向的傾斜。

與基礎(chǔ)沉降分布特性不同的是， 采用M-C 模型與HSS 模型計(jì)算得到的樁基及承臺(tái)水平位移分布特性差異較大。由圖8（b）所示，采用M-C 模型計(jì)算得到的樁身底部水平位移表現(xiàn)為整體向外側(cè)擴(kuò)展，而由于P-Δ 效應(yīng)引起承臺(tái)朝施工便道方向的內(nèi)擠，不同位置處樁身的水平位移值差異較小。 相對而言，由圖8（a）所示，對于此類工況采用HSS 模型計(jì)算得到的樁身位移分布模式更為合理。 由于施工便道車輛荷載對樁周土體的擠土效應(yīng)，在最外側(cè)樁身的中上部位產(chǎn)生較為明顯的向外側(cè)擴(kuò)位移，而由于樁基的遮攔及嵌固作用，后排樁基及樁底部位的整體位移較小，離施工便道距離越大，樁身整體水平位移越小，更符合實(shí)際情況。

圖8 樁基承臺(tái)的水平位移云圖Fig.8 Displacement contour of pile foundation

4 既有橋梁樁基安全性驗(yàn)算

4.1 承臺(tái)沉降驗(yàn)算

從前述分析可知，采用HSS 模型能更合理地反映施工便道荷載對鄰近橋梁樁基的影響特性。 鑒于此，將基于HSS 模型進(jìn)一步對鄰近橋梁的變形及內(nèi)力大小進(jìn)行評估驗(yàn)算，以確定其是否滿足工程安全要求。

為了更直觀地展示地表沉降的分布特性， 圖9給出了沉降槽的三維形態(tài)特性。 由于承臺(tái)樁端嵌入至泥質(zhì)砂巖中，承臺(tái)總體變形很小。 從變形圖中可以看出：施工便道引起的既有橋梁樁基變形小于規(guī)范允許的6 mm 沉降變形控制要求， 仍處于安全范圍之內(nèi)。

圖9 地表沉降槽三維形態(tài)特性Fig.9 Three-dimensional characteristics of settling tank

4.2 樁身內(nèi)力驗(yàn)算

除了承臺(tái)變形之外，施工便道引起的樁身附加內(nèi)力分布特性也是工程所重點(diǎn)關(guān)注的。 如圖10 所示為便道施工引起的最外側(cè) （靠近施工便道處）樁身附加內(nèi)力分布特性，從圖中可以看出:樁身最大附加軸力值接近300 kN，發(fā)生在樁身中部區(qū)域，其主要由施工便道引起的土體負(fù)摩阻力所導(dǎo)致；最大附加彎矩約為50 kN·m， 主要發(fā)生在地表下2 m 左右，其主要由承臺(tái)的P-Δ 效應(yīng)所致。

圖10 樁身附加內(nèi)力分布特性Fig.10 Distribution characteristics of additional internal force along the pile

除了附加內(nèi)力之外，圖11 給出了施工便道荷載作用下最終樁身內(nèi)力分布特性。 從圖中可以看出：最大樁身軸力約為2 500 kN， 主要發(fā)生在樁頭位置，隨著深度的增加，軸力逐漸衰減；最大附加彎矩約為70 kN·m，主要發(fā)生在地表下2 m 左右。

圖11 樁身內(nèi)力分布特性Fig.11 Distribution characteristics of internal force along the pile

鋼筋混凝土軸心受壓構(gòu)件其極限承載力值N

式中：ω 為等效加筋率；vk為軸向壓力無量綱系數(shù)。

根據(jù)上式即可得到鋼筋混凝土構(gòu)件正截面受彎極限承載力值M=7 751.3 kN·m。

考慮到實(shí)際樁身受壓彎共同作用，其承載力包絡(luò)曲線如圖12 所示，并考慮最不利組合，將樁身最大彎矩和最大軸力施加于同一點(diǎn)，標(biāo)于圖12 中。 從圖中可以看出：樁身實(shí)際受荷狀態(tài)處于承載力包絡(luò)線以內(nèi)，樁身結(jié)構(gòu)處于安全狀態(tài)。

圖12 樁身承載力包絡(luò)曲線Fig.12 Envelope curve of pile bearing capacity

5 結(jié)論

結(jié)合實(shí)際工程項(xiàng)目，采用數(shù)值模擬方法研究了南昌地區(qū)典型二元地層條件下施工便道荷載作用對鄰近既有高鐵橋梁樁基的影響特性，分析了不同土體本構(gòu)模型的適用性，并對既有橋梁樁基的安全性進(jìn)行了評估驗(yàn)算。 基于研究結(jié)果可得到以下幾點(diǎn)結(jié)論：

1） 對于南昌地區(qū)典型二元地層， 采用HSS 模型得到的土體及樁基變形特性更為合理，M-C 模型得到的土體變形更大，且影響范圍過大，不符合實(shí)際情況；

2） 以6 mm 作鄰近土體沉降允許值，施工便道荷載引起的沉降槽分布范圍為便道邊緣外擴(kuò)3.5 m左右；

3） 本文模擬工況為施工便道邊緣距離鄰近線承臺(tái)邊緣1.5 m 時(shí)， 便道荷載對既有線橋梁樁基的影響情況。 根據(jù)實(shí)際情況，絕大多數(shù)鄰近線施工時(shí)，施工便道邊緣距離既有線承臺(tái)邊緣不會(huì)小于1.5 m，所以本文為南昌地區(qū)鄰近線施工時(shí)便道荷載的影響特性提供了參考。