近距離開挖卸荷條件下運營地鐵高架橋墩響應研究

張子新 ，李佳宇 ，周 湘 ，李文勇

（1.同濟大學 地下建筑與工程系，上海 200092；2.同濟大學 巖土及地下工程教育部重點試驗室，上海 200092；3.上海軌道交通有限公司，上海 200092）

1 引 言

從20 世紀90年代初至今，上海軌道交通全網運營線路總長已超過560 km，車站共計300 余座。絕大部分地鐵車站都建設在中心城區，周圍環境復雜，而且基坑施工場地狹小、條件復雜[1]，建設難度非常高?；拥拈_挖實際上是一個水平和豎向壓力同時卸載的過程[2]，卸載導致基坑周圍地層變形，對周圍建筑、設施產生影響甚至致其破壞，施工時如處理不當，可能釀成重大事故，引起嚴重城市地質災害，從而導致經濟財產和人民生命的損失[1,3]。開挖卸載引起地層移動會對鄰近建構筑物的樁基礎產生附加撓度和彎矩，如位移過大則會進一步導致建構筑物的破壞[4]。

目前，絕大多數臨近樁基礎的基坑為單面相鄰，丁勇春[5]，王成華等[6]均對此進行了研究，并在結構內力、位移、樁承載力變化等方面取得了很多有益的結果。本研究面對的工程背景是在運營地鐵高架下方進行深基坑施工，并且有一根高架橋墩位于基坑中部，其周圍的土體要全部開挖，這樣的全周卸荷對高架橋墩的影響如何，國內外鮮有相關的先例及經驗。

本文將以上海地鐵12 號線龍漕路車站基坑工程為依托，利用FLAC3D有限差分軟件建立精細的三維計算模型，對近距離卸荷引起的運營地鐵高架橋墩及其基礎的響應展開詳細研究。

2 工程背景

上海12 號線龍漕路站位于龍漕路、近龍吳路交叉口，車站主體呈東西向布置，與運營3 號線龍漕路站換乘，車站基坑位置平面圖如圖1 所示。車站主體為地下二層結構，基坑開挖深度為16.5～19.1 m，外包長度為158 m，標準段外包寬度為19.4 m。車站附屬結構位于主體結構的兩側，附屬結構均為地下一層結構，基坑開挖深度為9.5 m 左右，基坑外包長度為160 m，最大寬度為30 m。主體基坑采用地下連續墻圍護，深度為38 m，寬為0.8 m；附屬基坑采用φ 1 000 mm 鉆孔樁灌注圍護，深度為23 m?；涌拥紫嚓P區域采用旋噴樁加固。

圖1 基坑位置平面圖Fig.1 Plan of excavation site

工程場址位于城市中心區域，車站主體及南側附屬結構均下穿3 號線高架，高架下方凈空只有5 m。3 號線高架共有3 根橋墩緊鄰基坑，基坑圍護結構距北側橋墩（A 橋墩）承臺約1.3 m，距南側橋墩（C 橋墩）約1.2 m；中間的橋墩（B 橋墩）位于車站基坑內部，其周圍的土體要全部開挖。其中對卸載最嚴重的B 橋墩采用了MJS 工藝進行了全周加固?；邮┕r，除需保證自身安全外，還必須確保3 號線的正常運營，因此，本工程的建設難度非常高。

工程擬建場地位于古河道地層沉積區。在所揭露深度80.55 m 范圍內均屬第四系河口、濱海、淺海、沼澤、溺谷相沉積層，場地土層自地表從上至下依次為：填土、粉質黏土、淤泥質粉質黏土、淤泥質黏土、黏土、砂質粉土及粉砂。

場地地下水屬第四紀孔隙潛水，補給來源主要為大氣降水與地表徑流，其水位動態變化主要受大氣降水和地表徑流影響。地下水埋深一般為0.90～2.40 m，上海地區地下水年平均水位埋深為0.5～0.7 m，低水位埋深為1.5 m。

3 近距離開挖卸荷全過程數值分析

3.1 方案設計及建模規劃

上海軟土地區基坑開挖對地表的影響一般不超過圍護結構邊緣外5H（H為開挖深度），主要影響范圍在2H 以內，且受到基坑規模和長寬比的影響[7]。本文所研究的基坑平面尺寸為160 m×50 m，圍護墻最深達38 m，模型水平邊界取距基坑邊4H，豎向邊界取距圍護墻底3H。

計算時，土體、高架橋、地下連續墻及鉆孔灌注樁（按照等剛度原則折算為連續墻）均采用實體單元模擬，坑內、坑外均運用interface 單元模擬墻土之間的接觸關系，高架橋基礎采用pile 單元模擬。計算時不考慮列車動載的作用，而按照文獻[8]在橋面板上施加車輛靜載。

模型側向邊界采用法向約束，模型底部采用固定約束、頂面自由，高架結構約束水平法向位移?；蛹案呒軜蛘w網格模型見圖2，高架及樁基礎見圖3。

3.2 本構模型及計算參數

修正劍橋模型（Modified Cam-clay）對于正常固結黏土及弱超固結黏土比較適用，計算時對于土體加、卸載過程采用不同的模量，并考慮土體材料靜水壓力屈服特性和壓硬性，被廣泛應用于軟土地區地基開挖分析中[9-10]。

圖2 模型整體網格Fig.2 Mesh of the entire model

圖3 高架橋及樁基礎模型Fig.3 Model of metro viaduct and pile

本文將采用修正劍橋模型進行分析，該模型需要如下4 個參數：土體破壞時平均剪應力與平均應力之比值M，壓縮指數λ，回彈指數κ 和泊松比υ ；與Biot 固結理論耦合，則又需增加滲透系數k。FLAC3D中修正劍橋模型所需的參數均可由上述參數計算得到，具體方法詳見文獻[11]。

根據勘察報告計算得到本文中土體的計算參數如表1 所示，其中λ 和k 需通過固結試驗確定，如圖4 所示。由試驗數據，繪制e-lg p 曲線，得到各土層壓縮回彈指數 cc和 cs，再換算成λ 和k[12]。

圖4 土體固結試驗Fig.4 Consolidation test of soil

表1 土體計算參數Table 1 Parameters of soils

對于水泥加固體，施工或設計單位一般只會提供其無側限抗壓強度qu，該參數無法在數值分析中直接采用。馬軍慶等[13]通過對大量數據的分析，擬合得到qu與黏聚力c 和變形模量E50的關系，分別如式（1）和（2）所示，其中式（1）的單位均為kPa，式（2）的單位均為MPa。

馬軍慶等[13]同時還給出了內摩擦角φ 的建議取值，如表2 所示。

根據本工程的設計方案，加固土 qu28≥1.2 MPa，考慮土體的不均勻性及施工因素等，淤泥質黏土中加固土取c=200 kPa，E50=150 MPa，φ=27°，粉質黏土中取φ=32°。由于加固土的類似于硬土，故采用Mohr-Coulomb 本構模型。

表2 水泥土φ 值建議取值Table 2 Suggested values of φ of cemented soils

高架、地下連續墻和其他鋼筋混凝土結構采用彈性本構，彈性模量按相應混凝土等級選取。

模型中的接觸面法向剛度和切向剛度參數按式（3）選取[11]。

式中：K、G 分別為相鄰土體的體積模量和剪切模量；Δzmin為觸面法向方向上相鄰網格的最小尺寸。

對于圍護墻，由于其表面較為粗糙，故接觸面的抗剪參數c、φ 取相鄰土體的0.8 倍[14]，而對于承臺，表面相對光滑，c、φ 取相鄰土體的0.6 倍，不考慮接觸面的抗拉強度。

3.3 基坑開挖步序

主體基坑分成3 部分開挖，由西至東依次命名為主1、主2、主3 基坑，如圖5 所示。其中主3基坑在高架下段有20 m 長的逆作法區。附屬基坑按照開挖先后順序，從東至西分別為F1、F2、F3和F4。

圖5 基坑分塊及命名Fig.5 Blocks and names of excavation

根據施工組織方案，并結合鋼蓋板施工及區間節點計劃要求，車站基坑施工流程如下（詳見圖5）：

車站主體：根據盾構到達基坑的順序，車站主體施工流程為先西區后東區：主1→主2→主3；

附屬結構：先開挖F1 基坑，結構封頂后開挖F2、F3 基坑，最后開挖F4 基坑。由于F4 基坑長度較長，土方開挖從西側開始，由西向東放坡開挖。

在數值分析時，開挖順序完全遵循實際施工步驟，將實際的分層、分塊開挖簡化為分層開挖?？紤]到上海地區的土質條件導致流場平衡時間遠大于力學平衡，故數值分析時，每步計算均先進行力學計算，力學平衡后在打開滲流場，進行流-固耦合計算。

4 計算結果與現場實測結果對比分析

4.1 現場實測

工程施工過程中，主要監測對象為3 號線高架橋及車站的垂直位移、水平位移、同一墩臺相鄰立柱的差異沉降、相鄰墩臺兩立柱的差異沉降。在高架橋墩上布設位移監測點10 點，編號GJ9～GJ18，其中GJ9～GJ14 測點同時觀測水平位移。測點平面布置情況見圖6，電子水平尺架在立柱橫梁上。

圖6 高架位移監測點布置平面圖Fig.6 Displacement monitoring plan

圖7 所示為主1 基坑開挖階段GJ17～GJ18 測點的豎向位移曲線。主1 基坑標準段開挖深度H為16.8 m，距離GJ17～GJ18 兩測點約64 m（＞4H），監測結果表明，兩點豎向位移在±1 mm 左右波動，可以認為基坑開挖對其基本無影響，可認為此位移監測結果為3 號線正常運營引起的橋墩豎向位移。

圖7 主1 基坑開挖階段GJ17、GJ18 測點豎向位移Fig.7 Vertical displacements from monitoring points GJ17 and GJ18 during Z1 excavation

圖8 所示為主1 基坑開挖階段GJ9～GJ14 測點的豎向位移曲線。主1 基坑距離高架橋墩最近為57 m（略小于4H），處于基坑開挖影響范圍的邊緣。與圖7 中的位移曲線對比，可發現圖8 中所示的橋墩豎向位移并無明顯增大，仍在±1 mm 上下波動，故可以認為主1 基坑開挖對A、B、C 橋墩的豎向位移基本無影響，該階段的監測結果可作為后續分析的位移初始值。

GJ9～GJ14 測點的水平位移監測開始于F4 基坑開挖，如圖9 所示，在該階段，橋墩水平位移表現為不規則震蕩，幅度同樣穩定為±1 mm。故在F4 基坑開挖及其之前的階段，基坑開挖對橋墩水平位移幾乎無影響，該階段的位移主要由列車運行、制動等因素導致。

圖8 主1 基坑開挖階段GJ9～GJ14 測點豎向位移Fig.8 Vertical displacements from monitoring points GJ9-GJ14 during Z1 excavation

圖9 附4 開挖階段GJ9～GJ14 測水平位移Fig.9 Horizontal displacements from monitoring points GJ9-GJ14 during F4 excavation

主1 基坑開挖過程中，受MJS 樁施工的影響，靠近南側附屬基坑的GJ7～8、GJ9～10、GJ11～12出現一定的隆起，隆起值在5～8 mm 左右，后期有緩慢恢復，最終仍有2～5 mm 的隆起殘留。由于MJS 施工是非常復雜的固、液、氣三相耦合過程，且伴隨著高水（氣）壓作用，難以在數值分析中準確考慮，故本文計算中沒有考慮MJS 施工過程，僅在累計沉降監測數據中減掉由于MJS 施工引起的位移。

4.2 橋墩豎向位移

圖10～12 分別為A、B、C 3 個橋墩在基坑開挖過程中豎向位移的發展情況。由于計算中沒有考慮列車運營中產生的隨機振動，根據圖8 的監測結果，將計算結果增加±1 mm 的幅值以考慮列車振動的影響。為方便分析，在數據處理時將每個基坑的工期均勻拉長或縮短，使其在圖中所占橫軸的長度一致。

從圖10～12 看出，雖然監測數據表現出很大的不規則性及不穩定性，但整體呈現出不同程度的隆起，計算結果基本吻合了這個趨勢，在量值上的差異也較小。

圖10 A 橋墩豎向位移Fig.10 Vertical displacements of Pier A

圖11 B 橋墩豎向位移Fig.11 Vertical displacements of Pier B

如圖10、11 所示，A、B 橋墩在主2 基坑開挖過程中均表現為沉降，計算最大值約為-2 mm，隨后的附4 基坑開挖對其影響很小。計算結果表明，A、B 橋墩均處于主2 和附4 基坑的影響范圍內，而附4 基坑開挖較淺且距離較遠，故主2 基坑對橋墩的影響占到主導作用，表現為沉降。由于緊鄰主3 基坑，A、B 橋墩受開挖卸荷影響表現為明顯的上抬，至主3 基坑開挖結束時，A、B 橋墩的上抬量分別為6.2 mm 和6.4 mm；不同的是A 橋墩已經開始有下沉的趨勢。從監測數據看，這個階段A、B橋墩一直表現為上抬趨勢，這與計算結果出現了差異，其主要原因是前期MJS 施工對橋墩產生了復雜的影響，計算中沒有考慮這一點；但到附4 基坑開挖完成時，計算值與實測值非常吻合，說明MJS 施工對橋墩的影響是相對短暫的，后期基坑開挖仍然占到主導作用。

F1、F2、F3 基坑圍繞B 橋墩，故這3 個附屬基坑的開挖造成進一步卸荷，B 橋墩繼續上抬，至F2、F3 基坑開挖結束時，累計上抬量計算值為7.6 mm；而此時相對遠離的A 橋墩則表現為緩慢的沉降，至F2、F3 基坑開挖結束時，其上抬量已回復至4.0 mm。

圖12 C 橋墩豎向位移Fig.12 Vertical displacements of Pier C

圖12 所示，C 橋墩在主2、附4 和住基坑開挖過程中表現為緩慢、輕微的沉降，計算值最大約為-0.84 mm，在主3 基坑開挖至坑底標高時，由于卸載量增大，C 橋墩開始上抬。隨后的F1 基坑開挖對C 橋墩產生明顯影響，其上抬量計算值最大為4.6 mm；F2、F3 基坑開挖對C 橋墩影響不明顯，此時C 橋墩已表現為下沉趨勢。C 橋墩監測結果與計算值對比規律與A、B 橋墩類似，但上抬最大發生的時機，計算值滯后于監測值。

通過上述分析可知，雖然在數值分析中未考慮MJS 施工影響，造成了開挖初期計算值與實測值有一定的差異，但隨著開挖地進行，這種差異逐漸減弱，計算值與實測值最終在趨勢和量值上均吻合較好。在橋墩的上抬最大值發生的時機方面，計算時與實測值吻合較差。這些差異性表明：MJS 施工對橋墩的影響是相對短暫且能夠恢復的，基坑開挖卸荷的影響仍然起主導作用。

圖13 所示為橋墩的工后長期沉降預測曲線。A、C 橋墩在開挖完成時的位移量計算值分別為3.98±1 mm（監測值4.43 mm）和4.09±1 mm（監測值5.84 mm），隨著卸荷作用的消散，土體內部應力重分布，A 橋墩在工后2 個月內發生沉降，隨后穩定，最終位移為3.05 mm；類似地，C 橋墩在基坑完成后也發生沉降并持續到工后4 個月，隨后趨于穩定，最終位移為2.22 mm。B 橋墩在基坑開挖完成時位移量計算值為7.64±1 mm（監測值9.24 mm），由于其位于基坑中部，孤島四周均有圍護結構約束，開挖卸荷的影響無法完全消散，故基坑完成后并沒有發生明顯的長期沉降，位移量最終為7.62 mm。3 個橋墩的長期沉降預測曲線表明，對于周圍約束不顯著的橋墩（A、C 橋墩），開挖卸荷造成的橋墩上抬效應會在基坑完成后緩慢減弱，但不會完全消散，橋墩最終狀態為輕微上抬；對于周圍約束明顯的橋墩（B 橋墩），卸荷的影響很難消散，其導致的上抬效應不會減弱，橋墩最終狀態為較大的上抬。

圖13 橋墩長期沉降預估Fig.13 Long-term settlement estimation of piers

4.3 橋墩水平位移

本工程對A、B、C 3 個橋墩兩個方向的水平位移進行了監測：垂直高架走向（X 方向）和沿著高架走向（Y 方向）。為明確表示橋墩在基坑開挖過程中的水平位移，將每個測點同一次的X、Y 方向位移組合成一個矢量，繪制于如圖14～16 所示的靶形圖中，圖中靶心為橋墩初始位置。

如圖14 所示為A 橋墩在主3 及其之后的基坑開挖引起的水平位移情況，其中空心點為橋墩位移的過程值，實心點為最終穩定值，中心填充區域為數值分析的計算值（±1 mm 以考慮隨機振動）?？梢钥闯?，A 橋墩在X 方向兩側均有位移發生，沿Y方向則主要向基坑方向位移。這主要是由于實際施工中很難做到橋墩兩側的土體對稱開挖，隨著兩側土體交替向下開挖，土體深層位移方向不斷變化，但開挖最終完成后，橋墩的水平位移為3.5 mm。在Y 方向，由于基坑開挖側的卸荷作用，土體向基坑方向變形對橋墩約束減弱，橋墩向基坑方向位移最大值為9.5 mm，考慮X 向位移，則位移矢量大小最大已經超過12 mm，這說明基坑開挖對橋墩的影響是非常顯著的。最終，隨著基坑狀態的穩定，橋墩位移有所恢復并穩定在4 mm 左右，橋墩整體向東側移動，并發生輕微的扭轉（GJ13 與GJ14 在Y 方向位移異號）。數值計算對橋墩的預估位移為2.44±1 mm，與監測結果基本吻合，但由于沒有考慮諸如圍護結構施工、止水帷幕施工、MJS 加固、開挖不對稱等非開挖因素，計算結果未能反映出橋墩在施工過程中位移的發展變化過程。

圖14 A 橋墩的水平位移Fig.14 Horizontal displacements of Pier A

圖15 所示為B 橋墩在主3 及其之后的基坑開挖引起的水平位移發展過程。受主3 基坑開挖影響，橋墩B 總體向主3 基坑方向發展，X、Y 方向最大位移分別達到6.5 mm 和4.5 mm。隨后，受F1 基坑開挖影響，B 橋墩轉而向F1 基坑位移，X、Y 方向最大位移分別達到8.5 mm 和6.0 mm。在前述的兩個階段，B 橋墩有一定的側移，隨著F2/F3 基坑的開挖，B 橋墩位移向初始位置恢復，最終整體向F1基坑方向位移2.5 mm，GJ11 和GJ12 分別向兩側位移，但其中心位置仍在Y 軸附近，說明B 橋墩在X方向的位移很小。B 橋墩水平位移的數值分析結果為1.19±1 mm，小于實測值，其原因同樣是數值計算未考慮非開挖因素，且B 橋墩實際卸載路徑遠遠比數值計算的工況復雜的多，對土體的擾動也更大。

圖15 B 橋墩的水平位移Fig.15 Horizontal displacements of Pier B

C 橋墩水平位移的發展如圖16 所示，其表現的規律與A 橋墩類似，不同的是，由于F1 基坑開挖深度近為主3 基坑的一半，故C 橋墩水平位移值總體上也小于A 橋墩，但最終位移值與A 橋墩基本一致，未發生明顯扭轉；數值分析結果與實測結果吻合較好。

圖16 C 橋墩水平位移Fig.16 Horizontal displacements of Pier C

總覽圖14～16，3 個橋墩水平位移的數值計算結果與實測最終值吻合度尚可，但數值分析沒有反映出橋墩水平位移的發展、震蕩情況。數值計算是實際施工過程和復雜因素的簡化，其計算結果自然具有一定的局限性，特別是對于位移的發展過程，因此，在運用數值分析結果時，應充分考慮實際施工中多種因素的不利影響。

4.4 基礎樁承載力損失

計算顯示，A、B、C 3 個橋墩基礎樁的側向變形均較?。ǎ?0 mm），故本文不對樁身變形展開分析，而是著重分析基坑開挖導致的基礎樁承載力的變化。

根據《建筑樁基礎技術規范》[15]，灌注樁單樁承載力特征值可由下式求得：

式中：Ra為單樁豎向承載力特征值；Quk為單樁豎向承載力標準值；Qsk為總極限側阻力標準值；Qpk為總極限端阻力標準值，計算中取安全系數為2。

本文中，高架橋的基礎為摩擦樁，由 Quk提供主要的承載力，并受到土體強度參數、成樁工藝等多種因素影響。實際施工中，樁-土界面很難平整（見圖17），陳雨孫[16]認為，摩擦樁周圍土體（I 和II）都在法向力N=K0γzz的作用下受到剪力（摩擦力）作用，其中，K0為靜止側壓力系數，γz為土體重度，z為埋深。圖中，w為剪切面外側土體的彈性變形，Δw為剪切面的相對位移。

據此，總極限側阻力標準值 Qsk可表示為

式中：Kj、γj、zj分別為第j 土的靜止側壓力系數、重度和層底標高；Ψj為等效廣義摩擦系數，它是影響樁-土界面摩擦力的多種因素的綜合反映。假設Ψj在基坑開挖卸載過程中不發生變化，則樁-土界面上的靜止土壓力損失程度直接決定了摩擦樁承載力的損失。

圖17 樁-土界面相互作用Fig.17 Interaction between pile and soil

現場試驗[17-18]、理論計算[16]及規范方法都表明，黏性土地層中樁身摩阻力并非沿樁長均勻分布，而是呈現淺部摩阻力小，深部摩阻力大的特點。為簡化分析基礎樁極限承載力的變化，可以保守地假設樁身摩阻力與樁身受到的靜止土壓力成正比，不考慮其隨深度的變化，則可通過求得靜止土壓力損失比率曲線與坐標軸圍成的面積來估算基礎樁極限承載力的損失?；A樁周圍靜止土壓力損失比例可定義為

式中：σ0為基樁周圍初始靜止土壓力；σ0′為基坑開挖后基礎樁周圍靜止土壓力。將式（6）帶入式（5）并與開挖前基礎樁承載力公式作比值，即可得到基礎樁極限承載力的損失比例，如式（7）所示，若假設Ψj不變，則式（7）可簡化為式（8），式（7）、（8）中，Qsk′為基坑開挖后橋墩基礎樁的極限承載力，其他參數的含義同前。

圖18為計算得到的A 橋墩基礎樁靜止土壓力損失。橋墩基礎樁主要受主3 基坑開挖的影響，其靜止土壓力的損失主要發生在20 m 深度范圍以內，最初隨深度增加而增加，在13.5 m 處達到最大值22.7%，隨后開始減小，在樁底標高處，靜止土壓力損失幾乎為0。根據式（8），利用數值積分可以求得對于A 橋墩樁基的極限承載力損失為8.6%。

圖18 A 橋墩基礎樁靜止土壓力損失Fig.18 Static earth pressure losses of pile belonging to Pier A

圖19 所示為B 橋墩基礎樁靜止土壓力損失。B橋墩處于主3、F1、F2 和F3 共4 個基坑的包圍中，屬于全周開挖卸荷情況。在主3 基坑開挖后，基礎樁靜止土壓力損失與A 橋墩表現為類似的規律，在13.5 m 處損失比例達到最大值19.3%，此時基礎樁極限承載力損失為7.3%。隨著F1、F2 和F3 基坑的開挖，淺部樁周靜止土壓力進一步損失，并在附屬基坑底標高處最為嚴重，相應的基礎樁極限承載力損失分別為8.0%和8.4%。由于在B 橋墩周圍保留了一塊孤島未開挖，有效地減小了樁周靜止土壓力損失，使基礎樁極限承載力的損失反而略小于A橋墩。

圖19 B 橋墩基礎樁靜止土壓力損失Fig.19 Static earth pressure losses of pile belonging to Pier B

C 橋墩位于F1 基坑一側，距離主3 基坑約30 m，如圖20 所示，其基礎樁仍然受到主3 基坑開挖的影響。在主3 基坑開挖后，C 橋墩基礎樁靜止土壓力損失規律與A、B 橋墩類似，在13.5 m 處達到最大值5.8%，此時基礎樁極限承載力損失為2.2%。主1基坑開挖后，靜止土壓力進一步損失，并在其坑底標高出達到最大值10.6%，此時基礎樁極限承載力損失為2.6%。由上面的分析可以看出，雖然主3 基坑沒有緊鄰C 橋墩，但其對C 橋墩樁基礎的影響仍占主導作用，但相比于A、B 橋墩，影響程度顯著降低，僅為1/3 左右。

圖20 C 橋墩基礎樁靜止土壓力損失Fig.20 Static earth pressure losses of pile belonging to Pier C

從上面的分析可以看出，A、B、C 3 個橋墩坑底標高以上的部分靜止土壓力有比較明顯的損失，在此深度以下，損失程度降低。由于基礎樁較長，故由式（8）計算得到的基礎樁極限承載力損失比較小，A、B、C 3 個橋墩分別為8.6%、8.4%和2.6%，考慮到設計過程中參數取值均比較保守，故小幅度的承載力損失基本不會對高架橋安全造成威脅。

5 結論與建議

（1）基坑的開挖卸荷將導致高架橋墩產生向上的位移，位移的大小與鄰近基坑的開挖深度以及橋墩的卸荷程度（全周或半周）有關，基坑開挖深度越大、卸荷越多，則上抬變形越大。

（2）由于非開挖因素對橋墩水平位移影響的方向不一致，高架橋墩水平位移在基坑開挖過程中震蕩明顯，總體趨勢為朝向卸荷一側位移，垂直高架走向的位移相對較小。橋墩水平位移數值計算結果與實測終值吻合度尚可，但沒能反應位移發展過程。

（3）長期沉降計算表明，對于半周卸荷情況（A、C 橋墩），上抬位移在后期有一定的恢復；對于全周卸荷情況（B 橋墩），則不會恢復，其長期位移仍然保持較大的上抬。

（4）基坑開挖卸荷將導致基礎樁周圍靜止土壓力損失，特別是坑底標高以上部分；由此導致基礎樁極限承載力產生損失，開挖越深，損失越大，但均小于10%，該程度的損失基本不會對高架橋安全造成威脅。

（5）數值分析對實際施工進行了簡化，未考慮MJS 施工過程、開挖無法完全對稱等因素，計算結果表明，數值計算可以較好地預估橋墩豎向位移的趨勢和位移量；但在橋墩水平位移方面，僅能對位移終值進行相對合理地預估，無法反應水平位移的發展過程。應用數值分析結果時，應充分考慮其局限性，以確保工程安全。

[1]朱炎兵,周小華,魏仕鋒,等.臨近既有地鐵車站的基坑變形性狀研究[J].巖土力學,2013,34(10):2997－3002.ZHU Yan-bing,ZHOU Xiao-hua,WEI Shi-feng.et al.Investigation on deformation behaviors of foundation pit adjacent to existing metro stations[J].Rock and Soil Mechanics,2013,34(10):2997－3002.

[2]殷德順,王保田,張文慧.不同方向卸載對基坑支護位移內力的影響[J].巖土力學,2008,9(6):1701－1705.YIN Shun-deng,WANG Bao-tian,ZHANG Wen-hui.Influences of different directional unloadings upon displacements and internal forces of retaining structure for foundation pit[J].Rock and Soil Mechanics,2008,9(6):1701－1705.

[3]LIU G B,NG C W W,WANG Z W.Observed performance of a deep multistrutted excavation in Shanghai soft clays[J].Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering,2005,131(8):1004－1013.

[4]張羽.基坑開挖與鄰近樁基礎的相互影響分析[D].上海:同濟大學,2007.ZHANG Yu.The Analysis of interaetion between excavation of foundstion pit and nearby pile foundation[D].Shanghai:Tongji University,2007.

[5]丁勇春,王建華.深基坑施工對高架基礎的變形影響及控制研究[J].土木工程學報,2012,45(7):155－161.DING Yong-chun,WANG Jian-hua.Influence of deep excavation on deformation of elevated bridge foundations and counter-measures[J].China Civil Engineering Journal,2012,45(7):155－161.

[6]王成華,劉慶晨.考慮基坑開挖影響的群樁基礎豎向承載性狀數值分析[J].巖土力學,2012,33(6):1851－1856.WANG Cheng-hua,LIU Qing-chen.Numerical analysis of vertical bearing behavior of group pile foundation considering pit excavation effect[J].Rock and Soil Mechanics,2012,33(6):1851－1856.

[7]丁勇春.軟土底層深基坑施工引起的變形及控制研究[D].上海:上海交通大學,2009.DING Yong-chun.Excavation-induced deformation and control in soft deposits[D].Shanghai:Shanghai Jiaotong University,2009.

[8]上海市隧道工程軌道交通設計研究院.DGJ08－109 城市軌道交通設計規范[S].上海:上海市城鄉建設和管理委員會,2004.Shanghai Tunnel Engineering &Rail Transit Design and Research Institute.DGJ08－109 Urban rail transit design standard[S].Shanghai:Shanghai Urban Construction and Communications Commission,2004.

[9]徐中華.上海地區支護結構與主體地下結構相結合的深基坑變形性狀研究[D].上海:上海交通大學,2007.XU Zhong-hua.Deformation behavior of deep excavations supported by permanent structure in shanghai soft deposit[D].Shanghai:Shanghai Jiaotong University,2007.

[10]王清,郭惟嘉,劉正興.修正劍橋模型在基坑開挖分析中的應用[J].上海交通大學學報,2001,35(4):565－569.GUO Qing,GUO Wei-jia,LIU Zheng-xin.Application of modified cambridge model in foundation excavation[J].Journal of Shanghai Jiaotong University,2001,35(4):565－569.

[11]Itasca Consulting Group,Inc..Fast Lagrangian Analysis of Continua in 3 Dimensions:Theory and background,Version 3.0,Users' Manual[M].[S.l]:Minneapolis,2002.

[12]朱百里,沈珠江.計算土力學[M].上海:上?？茖W技術出版社,1990.ZHU Bai-li,SHEN Zhu-jiang.Calculation of soil mechanics[M].Shanghai: Shanghai Science and Technology Press,1990.

[13]馬軍慶,王有熙,李紅梅,等.水泥土參數的估算[J].建筑科學,2005,25(3):65－67.MA Qing-jun,WANG You-xi,LI Hong-mei,et al.Study on the relations of cement-soil parameters with compressive strength[J].Building Science,2005,25(3):65－67.

[14]胡黎明,濮家騮.土與結構物接觸面物理力學特性試驗研究[J].巖土工程學報,2001,23(4):431－435.HU Li-ming,PU Jia-liu.Experimental study on mechanical characteristics of soil-structure interface[J].Chinese Journal of Geotechnical Engineering,2001,23(4):431－435.

[15]中華人民共和國住房和城鄉建設部.JGJ 94 建筑樁基礎技術規范[S].北京:中華人民共和國住房和城鄉建設部,2008.Ministry of Housing and Urban-Rural Development of the People's Republic of China.JGJ 94 Technical code for building pile foundations[S].Beijing:Ministry of Housing and Urban-Rural Development of the People's Republic of China,2008.

[16]陳雨孫.純摩擦樁荷載-沉降曲線的擬合方法及其工作機理[J].巖土工程學報,1987,9(2):49－61.CHEN Yu-sun.The mechanism and fitting method of loading-settlement curve of pure friction pile[J].Chinese Journal of Geotechnical Engineering,1987,9(2):49－61.

[17]楊宇,馬曄,宋春霞.中風化花崗巖層與基樁側摩阻性能現場試驗研究[J].巖石力學與工程學報,2013,32(1):97－106.YANG Yu,MA Ye,SONG Chun-xia.In-situ test research on side friction of bridge piles in moderate weathered granite[J].Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering,2013,32(1):97－106.

[18]宋兵.樁側摩阻力特性的研究[D].廣州:華南理工大學,2010.SONG Bing.Study on the characteristies of shaft soil resistance of pile[D].Guangzhou:South China University of Technology,2010.