基坑降水施工引起高速铁路复合地基沉降的计算分析

冯江波

中铁十八局集团有限公司 天津 300222

近些年来，我国的高铁建设技术取得了飞跃式的进步，为推动区域经济发展提供了新的活力。高铁站作为综合交通运输枢纽，其建设通常具有滞后性，往往与城市轨道交通等建筑物同时施工，造成了高速铁路复合地基的复杂性。

当地铁基坑进行降水施工时，一般会引起邻近复合地基的沉降变形，而对于沉降变形的计算往往落后于工程实践需要。因此，需要对基坑降水施工引起的高速铁路复合地基沉降机理进行专项讨论，才能更好地指导工程设计与施工[1-5]。

基坑降水过程是比较复杂的流固耦合作用过程。在不同的地质条件下，其沉降变形特性将表现出差异性，如地层是坚硬还是软弱、是否含有承压水、地层的透水性如何，等等，均会对沉降变形产生影响[6-7]，降水引起的基坑沉降变形机理目前也尚未成熟。

李巍[8]通过分析认为，将地下水位下降深度处的有效应力增量作为附加应力进行沉降计算可以得到较为理想的预测效果。

邱平[9]利用数值分析软件，基于渗流-应力耦合理论，分析了基坑降水引起的地面变形。

张光宗等[10]对基坑降水引起的CFG桩-筏复合地基沉降进行了探讨，为复合沉降计算提供了方法。

本文在总结前人研究理论、经验和方法的基础上，针对深厚松软土地基，进行了预应力高强度混凝土预制管桩（PHC）和水泥粉煤灰碎石桩（CFG）的复合地基处理的沉降变形计算分析，可为类似工程施工建设时的变形预测、监测提供借鉴。

1 桩端刺入量法

水位下降引起刚性桩体发生压缩变形之前，由于上部路基填筑和堆载预压等使得桩体轴力显著增大，导致桩体压缩量明显增大。在水位下降过程中，虽然桩体轴力继续增加，但此时压缩量可忽略不计；当基坑水位下降时，会引起复合地基中孔隙水压力降低、土体压缩模量增大、桩-土之间的相对位移量变大，同时桩体的负侧摩阻力也会相应增加。

此时，复合地基加固区域的压缩量S1可用如式（1）进行表示：

式中：S1——加固区的压缩量；

SP——桩体的压缩量；

V——桩底刺入下卧层中的长度。

其中，SP可以通过现场测量所得，刺入量可通过桩端处应力比的大小变化求取，根据工程经验，有如式（2）所示的经验公式[12]：

式中：n′——桩端处的桩土应力比。

当水位下降时，会引起下卧层压缩变形，此时下卧层的压缩模量、置换率、桩径和内摩擦角等为定值，但水位下降会引起上部荷载重新分配，桩间土体的有效应力降低。采用分层总和法计算下卧层压缩量S2〔式（3）〕：

式中：S2——下卧层的压缩量；

Vpi——第i分层土压力；

Esi——第i分层压缩模量；

Hi——第i分层的厚度。

加固区压缩量S1和下卧层沉降量S2的总和即为降水施工期间复合地基的总沉降量S〔式（4）〕：

2 案例分析

2.1 工程背景

兴泉铁路宁泉段XQNQ－6标段二分部线路起于洋田车站三线大桥大里程台尾（DK356＋136.5），终于戴云山二号隧道出口（D1K384＋422），位于福建省泉州市德化县、永春县境内，正线长28 319.6 m，设计速度160 km/h。其中，德化车站位于德化县盖德镇，车站按2台4线布置，为客货运办理站，站场范围内分布着深厚的软土地基层（从上往下依次为素填土、粉质黏土、细中砂、细砂、卵石等地层）。

工程采用PHC桩和CFG桩分别对正线和辅线进行地基加固处理。正线PHC桩长为35 m，管径为0.5 m，正方形布置，间距为2 m；辅线CFG桩管径为0.5 m，纵向间距1.5 m，横向间距1.6 m，长度分别为15、20和25 m。原地下水位平均深度为－2.5 m，施工时基坑降水最大降深为－26 m。车站的典型断面设计如图1所示。

图1 车站典型断面设计

2.2 基坑土层参数

根据现场勘察和室内土工试验结果，按照相关设计规范，分别确定出加固区土层、下卧层土体及基坑设计的相关参数。

2.3 沉降计算

首先计算不同长度桩体的桩土应力比，桩土应力比为桩端应力P端与桩端土中应力P中的比值〔式（5）〕。

将相关岩土力学参数和支护参数代入求解（求解过程较为复杂，不再赘述），分别得到桩端应力和桩土应力值，同时计算得到了桩土应力比，见表1。从表1中数据可以看到：PHC桩每延米的桩土应力比值大于CFG的桩土应力比值，同种桩情况下，桩土应力比与桩长相关，桩越长，桩土应力比越大。

表1 桩端、桩端土中应力及桩土应力比

将表1中的桩土应力比值代入公式（2），计算桩端刺入量，即有：35 m的PHC桩V＝151.0 mm，25 m的CFG桩V＝75.0 mm，20 m的CFG桩V＝62.8 mm，15 m的CFG桩 V＝51.6 mm。按照分层总和法分别计算得到不同桩型的复合地基下卧层沉降值，见表2。

表2 下卧层沉降量

从表2中可以看到：下卧层沉降值与桩长有关，桩越长，对下卧层地基沉降的抑制作用越明显，下卧层的沉降量越小。

将桩端刺入量与对应的下卧层沉降量相加，即可得到每种桩型的沉降值：35 m的PHC桩S＝201.3 mm，25 m的CFG桩S＝127.2 mm，20 m的CFG桩S＝140.8 mm，15 m的CFG桩S＝171.1 mm。

由于在桩端刺入量法推算沉降量过程中，将降水疏干过后土体的重度认为是饱和重度，这实际上增加了有效应力增量（较实际值偏大），因此导致下卧层的沉降值较实际值偏大。而在计算桩侧阻力时，往往取值是按偏安全的系数进行计算的，也会造成桩体刺入量的增大，导致复合地基沉降量明显大于实际值。因此，为了准确预测和分析车站地基降水施工过程中的沉降量变化情况，需对桩端刺入量法计算值进行修正。

对不同桩长下的地基沉降值进行现场监测，得到35 m的PHC桩、25 m的CFG桩、20 m的CFG桩、15 m的CFG桩的实测沉降变形值分别为58.8、43.7、61.2和61.4 mm。将桩端刺入量法计算得到的实测值与计算值相除，得到复合地基沉降修正系数k〔式（6）〕：

将计算值与实测值通过式（6）分别计算得到相应的修正系数k为0.292、0.344、0.435和0.359。桩径一定时，沉降量主要与桩长有关（暂不考虑桩种类影响），故考虑桩长与修正系数k的关系，如图2所示。

图2 桩长与修正系数k关系

从图2中可以得知：修正系数k与桩长L之间呈现出较好的线性关系。因此，可用公式（7）对复合地基的沉降量进行修正：

将桩长反代入公式（7），分别得到各自的拟合修正系数值，分别为0.293、0.347、0.372和0.400，将其分别乘以桩端刺入量法计算沉降值，即可得到预测的复合地基实际沉降量，其值分别为59.8、44.2、52.9和68.4 mm，修正前后与实测沉降量对比如图3所示。

从图3中可以看到：经复合地基沉降系数调整后的沉降量与现场实测沉降值基本吻合，两者相差的平均值为4.2 mm，平均相对误差小于10%，表明修正后的桩端刺入量法计算复合地基的沉降效果较佳。该方法可运用于类似地基降水工程沉降变形的预测。

图3 修正前后与实测沉降量对比

3 结语

基坑降水施工是现代交通工程领域最为常见的施工工序之一，做好基坑降水期间周围地基的沉降变形预测、监测和控制对于工程安全具有重要意义。文章基于实际工程，提出利用修正的桩端刺入量法预测不同桩型处理时复合地基降水施工期间的沉降变形，对类似基坑降水施工具有一定的指导意义。由于案例工程仅具有1种长度的PHC桩和3种长度的CFG桩，桩型偏少，因此笔者计算时将2种桩型做统一分析，必将会带来一定的误差。

可以预见的是，若实际工程桩型足够，将PHC桩和CFG桩分别拟合，将得到更加精确的预测效果，该理论方法可借鉴运用于实际工程之中。