地鐵區(qū)間隧道下穿既有橋梁的樁基托換研究

黃 希，陳 行，晏啟祥

(西南交通大學(xué)交通隧道工程教育部重點實驗室，成都 610031)

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地鐵區(qū)間隧道下穿既有橋梁的樁基托換研究

黃 希，陳 行，晏啟祥

(西南交通大學(xué)交通隧道工程教育部重點實驗室，成都 610031)

以深圳市地鐵7號線黃木崗站區(qū)間隧道穿越華強立交橋樁基工程為背景，建立有限元模型，研究隧道下穿既有橋梁時樁梁式托換樁的主動托換和被動托換的荷載轉(zhuǎn)化規(guī)律及樁基沉降規(guī)律。結(jié)果表明：被動托換的沉降主要由托換梁的撓曲變形引起，而主動托換時千斤頂?shù)捻斏饔每梢杂行У窒袚Q梁的撓曲變形；主動托換時，頂升位移為1.68 mm時為最佳截樁位置，此時截樁能有效減小托換工藝對橋梁上部結(jié)構(gòu)影響；被動托換的總體施工前后橋墩柱頂面有較大隆起，不能滿足橋面板平順的要求。研究成果直接用于指導(dǎo)黃木崗站區(qū)間隧道現(xiàn)場施工，并可為今后類似工程提供參考。

地鐵隧道；樁基托換；荷載轉(zhuǎn)換；沉降；數(shù)值模擬

隨著城市軌道交通的快速發(fā)展，由于時間和空間上的局限性，地鐵線路會不可避免地穿越既有建(構(gòu))筑物。當(dāng)樁端侵入隧道或距隧道較近時，為控制樁基沉降，確保上部結(jié)構(gòu)的使用安全，一般采用樁基托換的方法對建筑物基礎(chǔ)進行加固處理，在實踐中取得了良好的效果[1-5]。

目前，對于托換樁施工技術(shù)研究層出不窮，結(jié)合實際工程的樁梁式托換樁的荷載轉(zhuǎn)化規(guī)律和樁基沉降規(guī)律方面的研究則少見報道。徐前衛(wèi)等[6]對樁基托換施工過程中樁基合理開挖暴露長度、樁-筏體系受力轉(zhuǎn)換機理以及盾構(gòu)切樁對上部結(jié)構(gòu)的影響進行了研究；王莉平[7]對斷面跨度較大的廣州市某市政道路交通隧道工程的樁基托換進行了初步設(shè)計、計算及優(yōu)化；丁紅軍[8]以廣州地鐵5號線盾構(gòu)區(qū)間建筑物樁基托換為例，研究了樁基托換設(shè)計、施工的全過程；朱金涌[9]研究了飽和黃土地區(qū)的樁基托換設(shè)計，并建立三維有限元模型，對進行蘭州市軌道交通1號線地鐵隧道下穿既有市政橋梁工程進行了數(shù)值分析；唐新權(quán)[10]基于西安北客站至機場城際軌道項目，介紹了大軸力情況下的樁基托換思路、托換梁設(shè)計及托換體系轉(zhuǎn)換。

以深圳市地鐵7號線黃木崗站區(qū)間隧道穿越華強立交橋樁基為工程實例，展開主動托換與被動托換的荷載轉(zhuǎn)化規(guī)律與樁基沉降規(guī)律的研究。

1 工程概況

深圳市地鐵7號線三期工程，線路起自南山區(qū)麗水路，終至羅湖區(qū)太安路，線路長度約29.962 km，設(shè)29座車站，均為地下站。黃木崗站位于黃木崗立交橋下，車站南北向布置。臺地地貌，地面高程為18.97～24.22 m，車站總長232 m，寬度為21.45～27.2 m，開挖深度為27.4～29.3 m。既有深圳市華強立交橋主橋總長222 m，北主橋由西向東共3聯(lián)；南主橋由西向東共3聯(lián)，需進行托換處理的S8號、N8號橋墩均位于第3聯(lián)。

南、北主橋墩柱為φ1.6 m圓柱，基礎(chǔ)采用φ1.2 m鉆孔樁，均為兩樁承臺，以微風(fēng)化花崗巖為樁端持力層，南橋S8號橋墩樁基承臺底高程+17.50 m，樁底高程-14.70 m，樁長32.2 m，隧道與橋梁及樁基的相對位置關(guān)系如圖1所示。

圖1 隧道與橋梁及樁基的相對位置關(guān)系

2 工程與水文地質(zhì)

2.1 工程地質(zhì)

根據(jù)地質(zhì)勘查報告，隧區(qū)內(nèi)從上至下依次為素填土、粉質(zhì)黏土、雜填土、淤泥質(zhì)黏土、粉質(zhì)黏土、粗砂、含礫黏土、礫質(zhì)黏性土。各土體物理力學(xué)參數(shù)見表1。

表1 各土體物理力學(xué)參數(shù)

2.2 水文地質(zhì)

黃木崗車站地下水主要為第四系孔隙水、潛水及基巖裂隙水?？紫端饕x存在沖洪積粗砂層中?；鶐r裂隙水主要賦存在強風(fēng)化花崗巖及中等風(fēng)化花崗巖中，具有微承壓性。地下水位埋深2.1～7.2 m，水位高程為+14.36～+18.68 m。地下水的排泄途徑主要是蒸發(fā)和徑流，主要補給來源為大氣降水。

3 數(shù)值計算模型及參數(shù)

深圳市華強立交橋南側(cè)S8號、北側(cè)N8號橋墩樁基均需托換?？紤]2處樁基位置靠近，其結(jié)構(gòu)類型和地層情況基本相同，為簡化建模節(jié)省計算資源，僅計算分析南側(cè)S8號橋墩樁基托換過程。通過ANSYS單元“生死”來模擬樁基托換的過程，模型結(jié)構(gòu)采用線彈性本構(gòu)，單元類型采用SOLID45實體單元。因樁基礎(chǔ)為端承樁，樁端受地基沉降影響可忽略不計，故不對地基土單獨建模?？紤]橋梁自重，城A級設(shè)計車輛荷載和三車道的車輛荷載橫向折減，忽略汽車制動力、沖擊力影響，樁基礎(chǔ)底部施加三向位移全約束，經(jīng)計算后施加到單個墩柱上的平均荷載為3 590.93 kN/m2。為便于描述分析，對樁基進行編號，其中1～4為托換樁，5～6為原樁基礎(chǔ)，A為橋梁墩柱。模型主要計算參數(shù)見表2，原樁基和托換后樁基數(shù)值模型見圖2。

表2 模型主要計算參數(shù)

圖2 原樁基和托換后樁基數(shù)值模型

4 計算結(jié)構(gòu)分析

4.1 荷載轉(zhuǎn)化規(guī)律分析4.1.1 主動托換

主動托換是在原樁切斷之前，采用頂升工藝，消除部分新的沉降變形和將要被托換結(jié)構(gòu)的既有變形，從而遏制托換結(jié)構(gòu)的變形，使其控制在很小的變化范圍內(nèi)[11-12]。在頂升過程中，由于千斤頂荷載的施加，會微量頂升上部結(jié)構(gòu)，從而消除大部分初始沉降，而同時也可檢驗托換節(jié)點是否可靠。該法適用于大噸位和控制變形嚴(yán)格的情況[13]。

通過托換樁底施加向上位移值，從而實現(xiàn)主動托換千斤頂?shù)捻斏?。通過多次模擬試算的方法確定其位移值，找到被托換樁基礎(chǔ)應(yīng)力由壓力轉(zhuǎn)變?yōu)槔r的位移值為1.68 mm時，即被托換樁5號、6號由受壓狀態(tài)變?yōu)槭芾瓲顟B(tài)，此時截樁，對橋梁上部結(jié)構(gòu)影響最小，能最大限度的保證行車安全。托換樁頂升位移為1.68 mm時，各個施工時段的豎向位移云圖見圖3。截樁前后各樁頂豎向應(yīng)力值見表3。

表3 截樁前后各樁頂豎向應(yīng)力 MPa

圖3 各施工流程豎向應(yīng)力云圖

由圖3、表3可知，在進行托換前，原樁基、墩柱和承臺交接處出現(xiàn)了較明顯的應(yīng)力集中。當(dāng)托換樁完成施工但未施加頂升位移時，托換樁基體系和原樁基體系的共同受力，但被托換樁樁頂豎向應(yīng)力有了一定程度的增加。分析認為由于托換梁體積較大，其自重較大，雖然托換樁基體系和原樁基體系的共同受力，但仍會一定程度的增大被托換樁樁頂豎向應(yīng)力。當(dāng)施加試算得到的頂升位移1.68 mm時，截樁前被托換樁的樁頂受到較小的拉應(yīng)力作用，最大拉應(yīng)力0.47 MPa，滿足《鐵路隧道設(shè)計規(guī)范》(TB10003—2005)中C40混凝土的抗拉強度1.80 MPa，此時截樁可以最大限度減小截樁對橋梁上部結(jié)構(gòu)帶來的影響。同時，由于千斤頂?shù)捻斏饔茫煌袚Q樁豎向應(yīng)力明顯減小，托換樁豎向應(yīng)力有較大幅度的增加，5號被托換樁豎向應(yīng)力從-5.06 MPa減小至0.42 MPa，1～4號托換樁樁頂豎向應(yīng)力約為頂升前的2倍。當(dāng)截樁后，托換樁樁頂豎向應(yīng)力有較小程度的增加，2號托換樁豎向壓應(yīng)力增加了0.21 MPa，被截樁體完全退出工作，故無應(yīng)力。由于千斤頂?shù)捻斏饔茫沟猛袚Q梁上承受的荷載主要傳遞給托換樁，因此截樁后各托換樁樁頂豎向應(yīng)力與托換前相差無幾，截樁后結(jié)構(gòu)逐漸趨于穩(wěn)定。

參考計算的樁基應(yīng)力圖可繪制出原樁基體系荷載傳遞示意圖，主動托換頂升時的荷載傳遞和截樁后的荷載傳遞示意如圖4所示。由圖4可知，在主動托換的頂升過程中，托換樁將由千斤頂傳來的荷載傳遞給托換梁，托換梁將其傳遞至橋墩，從而逐步減少被托換樁上的壓應(yīng)力直至其值為0。當(dāng)截除被托換樁后，被托換樁不再參與工作，橋墩傳來的荷載經(jīng)托換梁傳至托換樁，從而實現(xiàn)主動樁基托換。

圖4 主動托換各階段荷載傳遞示意

4.1.2 被動托換

被動托換中沒有采用頂升工藝，其托換原理是在原樁切斷過程中，將上部荷載通過托換梁傳遞到新樁上，托換后的結(jié)構(gòu)變形沉降包括既有沉降和新增沉降兩部分[14-15]。通過在數(shù)值計算中設(shè)置千斤頂位移為0的方法來模擬被動托換的切樁過程，從而得到被動托換各施工過程結(jié)構(gòu)豎向應(yīng)力云圖見圖5。

圖5 各施工流程豎向應(yīng)力云圖

由圖5可知，加入托換結(jié)構(gòu)后，托換樁基體系和原樁基體系的共同受力，被托換樁樁頂豎向應(yīng)力有了一定程度的增加。分析認為由于托換梁體積較大，自重較大，雖然托換樁基體系和原樁基體系的共同受力，但仍會一定程度的增大被托換樁樁頂豎向應(yīng)力。截樁后，托換樁樁頂豎向應(yīng)力有較小程度的增加，結(jié)構(gòu)趨于穩(wěn)定。

參考計算得到的樁基應(yīng)力圖可繪制出原樁基體系荷載傳遞示意圖，被動托換截樁前和截樁后的荷載傳遞規(guī)律如圖6所示。在托換樁施工完成后，被托換樁通過托換梁將部分荷載轉(zhuǎn)移到兩側(cè)的托換樁中，使得被托換樁的軸力有所減小。截樁后，全部荷載轉(zhuǎn)移到兩側(cè)的托換樁中，托換梁跨中產(chǎn)生較大的撓度。

圖6 被動托換截樁后荷載傳遞示意

4.2 樁基沉降規(guī)律分析

現(xiàn)有的對樁梁式基礎(chǔ)托換的設(shè)計和研究中，多單純地從托換結(jié)構(gòu)的受力角度進行分析和研究。但對樁梁式托換而言，僅進行承載力研究是不充分的。鑒于此，在荷載轉(zhuǎn)化規(guī)律分析的基礎(chǔ)上，進一步研究基礎(chǔ)托換沉降規(guī)律。這對于優(yōu)化托換結(jié)構(gòu)的設(shè)計，確定基礎(chǔ)托換沉降規(guī)律具有十分重要的意義。

通過數(shù)值計算，得到主動托換和被動托換各施工步驟下各樁基樁頂?shù)呢Q向位移，見表4。

表4 截樁前后各樁頂豎向位移 mm

從表4可知，當(dāng)采用主動托換方法時，橋墩柱頂面沉降較均勻，頂升后和截樁后的沉降差相差不大，僅為0.96 mm?？傮w施工前后橋墩柱頂面有輕微隆起，位移為1.21 mm，但可以滿足橋面板的平順的要求。由于千斤頂頂升作用，頂升后被托換樁沉降有了較為明顯的減小，1～4號托換樁樁頂位移變化較大，由頂升前豎直向下位移變?yōu)轫斏蟮呢Q直向上位移，且橋墩的沉降位移隨之減小。截樁前后，托換樁的豎向位移未出現(xiàn)顯著變化，最大僅為0.55 mm。截樁之后橋梁上部荷載會全部轉(zhuǎn)移到1～4號托換樁，1～4號托換樁產(chǎn)生了少量壓縮形變，最大壓縮差值為0.55 mm。當(dāng)采用被動托換方法時，施工前和截樁前橋墩柱頂面的沉降差相差為1.45 mm。由于采用被動托換，截樁后橋墩柱頂面沉降突然加大，總體施工前后墩柱頂面的沉降位移增大至4.79 mm，超過橋墩柱頂面預(yù)警值3.5 mm，不能保證橋面板的平順。同時1～4號托換樁樁頂有較大程度的沉降，約為1.51 m。

圖7為主動托換和被動托換下托換梁沿長度方向的豎向沉降位移曲線。從圖7可知，托換梁沉降最大值均在跨中位置。當(dāng)采用主動托換時，頂升前最大沉降為4.28 mm，截樁后最大沉降為3.11 mm。由于千斤頂?shù)捻斏饔?，托換梁的沉降較為明顯的減小，并伴有較小程度的隆起，頂升前和截樁后的最大沉降值僅為3.65 mm，遠遠小于托換梁撓度預(yù)警值10.4 mm，主動托換滿足施工要求。當(dāng)采用被動托換時，在施工前最大沉降為4.28 mm，截樁后最大沉降為9.11 mm。由于沒有千斤頂?shù)捻斏饔?，托換梁的沉降極為明顯，施工前和截樁后的最大沉降值為4.83 mm，這相對于主動托換沉降較大。

圖7 托換梁的沉降位移曲線

分析認為樁梁式托換時被托換樁上部的沉降位移主要是由托換梁的撓曲變形引起，其通過主動托換的主動頂升位移可以較好地改善，從而實現(xiàn)主動托換的良好沉降控制效果。采用被動托換工法時，各結(jié)構(gòu)的沉降均較大，尤其橋墩柱頂面的沉降大幅度增加，沉降控制效果極差，不能滿足施工要求。因此，通過被動托換控制結(jié)構(gòu)位移，尤其是橋墩柱頂面的位移是不可取的。故針對本工程，建議采用主動托換技術(shù)進行施工。

5 結(jié)論

針對深圳市地鐵7號線黃木崗站區(qū)間隧道穿越華強立交橋樁基這一典型工程案例，結(jié)合現(xiàn)場調(diào)研，輔以理論分析和數(shù)值模擬計算，研究了主動托換和被動托換施工工藝的荷載轉(zhuǎn)化規(guī)律和沉降規(guī)律，得到主要結(jié)論如下。

(1)通過多次模擬試算的方法得到被托換樁基礎(chǔ)由受壓狀態(tài)變?yōu)槭芾瓲顟B(tài)時的位移值為1.68 mm，即為本工程的主動托換的頂升位移。主動托換千斤頂頂升至1.68 mm時截斷被托換樁，能最大限度地減小托換工藝對橋梁上部結(jié)構(gòu)影響，保證行車安全。

(2)當(dāng)托換樁完成施工但未施加頂升位移時，由于托換梁體積較大，其自重較大，被托換樁樁頂豎向應(yīng)力有一定程度的增加。實際施工時應(yīng)對此處進行重點檢測和分析。

(3)樁梁式托換變形沉降主要由托換梁的撓曲變形引起。被動托換的沉降主要由托換梁的撓曲變形引起，主動托換時千斤頂?shù)捻斏饔每梢缘窒袚Q梁的撓曲變形，從而減小其對上部結(jié)構(gòu)的影響。

(4)因被動托換時，總體施工前后橋墩柱頂面有較大隆起，不能滿足橋面板的平順的要求。故建議本工程采用主動托換施工工藝進行托換施工。

(5)托換過程是分為托換前、托換后、截樁3個施工步進行的。運用ANSYS有限元程序的“單元生死”技術(shù)，可以有效地模擬樁梁式托換過程中托換結(jié)構(gòu)進入和被托換樁退出工作的過程。

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Research on Pile Foundation Underpinning of Subway Running Tunnel Passing under Existing Bridge

HUANG Xi， CHEN Hang， YAN Qi-xiang

(Key Laboratory of Transportation Tunnel Engineering， Ministry of Education，Southwest Jiaotong University， Chengdu 610031， China)

Based on the pile foundation project where Shenzhen Metro Line 7 Huangmugang station tunnel passes under Huaqiang overpass， a finite element model is established to study the load transformation rule and pile foundation settlement laws of passive and active underpinning of pile and beam underpinned pile. The results show that the passive underpinning settlement is mainly caused by the bending deformation of underpinning beam， but the jacking effects of the jack can effectively offset bending deformation of the underpinning beam at the time of active underpinning; the top displacement of 1.68 mm is the best position to cut the pile at the time of active underpinning， and it is the best time to effectively reduce the influence of underpinning process on the upper structure of the bridge; there is great uplift on the bridge pier column surface before and after the overall construction of passive underpinning， which fails to satisfy the requirement for smooth bridge deck. The research results are directly used to guide the Huangmugang station tunnel construction， and may provide reference for future similar projects．

Metro tunnel; Pile foundation underpinning; Load transformation; Settlement; Numerical simulation

2016-04-21；

2016-05-08

國家科技支撐計劃課題(2013BAB10B04);國家自然科學(xué)基金資助項目(51178400，51278425);中國鐵路總公司科技計劃重點課題(2014G004-H)

黃 希(1991—)，男，碩士研究生，主要從事隧道工程相關(guān)研究工作，E-mail：626738411@qq.com；

陳 行(1993—)，男，碩士研究生，主要從事隧道工程相關(guān)研究工作，E-mail：chenhangssd@163.com。

1004-2954(2016)12-0089-05

U455.43

A

10.13238/j.issn.1004-2954.2016.12.020