地铁区间隧道下穿既有桥梁的桩基托换研究

黄 希，陈 行，晏启祥

(西南交通大学交通隧道工程教育部重点实验室，成都 610031)



地铁区间隧道下穿既有桥梁的桩基托换研究

黄 希，陈 行，晏启祥

(西南交通大学交通隧道工程教育部重点实验室，成都 610031)

以深圳市地铁7号线黄木岗站区间隧道穿越华强立交桥桩基工程为背景，建立有限元模型，研究隧道下穿既有桥梁时桩梁式托换桩的主动托换和被动托换的荷载转化规律及桩基沉降规律。结果表明：被动托换的沉降主要由托换梁的挠曲变形引起，而主动托换时千斤顶的顶升作用可以有效抵消托换梁的挠曲变形；主动托换时，顶升位移为1.68 mm时为最佳截桩位置，此时截桩能有效减小托换工艺对桥梁上部结构影响；被动托换的总体施工前后桥墩柱顶面有较大隆起，不能满足桥面板平顺的要求。研究成果直接用于指导黄木岗站区间隧道现场施工，并可为今后类似工程提供参考。

地铁隧道；桩基托换；荷载转换；沉降；数值模拟

随着城市轨道交通的快速发展，由于时间和空间上的局限性，地铁线路会不可避免地穿越既有建(构)筑物。当桩端侵入隧道或距隧道较近时，为控制桩基沉降，确保上部结构的使用安全，一般采用桩基托换的方法对建筑物基础进行加固处理，在实践中取得了良好的效果[1-5]。

目前，对于托换桩施工技术研究层出不穷，结合实际工程的桩梁式托换桩的荷载转化规律和桩基沉降规律方面的研究则少见报道。徐前卫等[6]对桩基托换施工过程中桩基合理开挖暴露长度、桩-筏体系受力转换机理以及盾构切桩对上部结构的影响进行了研究；王莉平[7]对断面跨度较大的广州市某市政道路交通隧道工程的桩基托换进行了初步设计、计算及优化；丁红军[8]以广州地铁5号线盾构区间建筑物桩基托换为例，研究了桩基托换设计、施工的全过程；朱金涌[9]研究了饱和黄土地区的桩基托换设计，并建立三维有限元模型，对进行兰州市轨道交通1号线地铁隧道下穿既有市政桥梁工程进行了数值分析；唐新权[10]基于西安北客站至机场城际轨道项目，介绍了大轴力情况下的桩基托换思路、托换梁设计及托换体系转换。

以深圳市地铁7号线黄木岗站区间隧道穿越华强立交桥桩基为工程实例，展开主动托换与被动托换的荷载转化规律与桩基沉降规律的研究。

1 工程概况

深圳市地铁7号线三期工程，线路起自南山区丽水路，终至罗湖区太安路，线路长度约29.962 km，设29座车站，均为地下站。黄木岗站位于黄木岗立交桥下，车站南北向布置。台地地貌，地面高程为18.97～24.22 m，车站总长232 m，宽度为21.45～27.2 m，开挖深度为27.4～29.3 m。既有深圳市华强立交桥主桥总长222 m，北主桥由西向东共3联；南主桥由西向东共3联，需进行托换处理的S8号、N8号桥墩均位于第3联。

南、北主桥墩柱为φ1.6 m圆柱，基础采用φ1.2 m钻孔桩，均为两桩承台，以微风化花岗岩为桩端持力层，南桥S8号桥墩桩基承台底高程+17.50 m，桩底高程-14.70 m，桩长32.2 m，隧道与桥梁及桩基的相对位置关系如图1所示。

图1 隧道与桥梁及桩基的相对位置关系

2 工程与水文地质

2.1 工程地质

根据地质勘查报告，隧区内从上至下依次为素填土、粉质黏土、杂填土、淤泥质黏土、粉质黏土、粗砂、含砾黏土、砾质黏性土。各土体物理力学参数见表1。

表1 各土体物理力学参数

2.2 水文地质

黄木岗车站地下水主要为第四系孔隙水、潜水及基岩裂隙水。孔隙水主要赋存在冲洪积粗砂层中。基岩裂隙水主要赋存在强风化花岗岩及中等风化花岗岩中，具有微承压性。地下水位埋深2.1～7.2 m，水位高程为+14.36～+18.68 m。地下水的排泄途径主要是蒸发和径流，主要补给来源为大气降水。

3 数值计算模型及参数

深圳市华强立交桥南侧S8号、北侧N8号桥墩桩基均需托换。考虑2处桩基位置靠近，其结构类型和地层情况基本相同，为简化建模节省计算资源，仅计算分析南侧S8号桥墩桩基托换过程。通过ANSYS单元“生死”来模拟桩基托换的过程，模型结构采用线弹性本构，单元类型采用SOLID45实体单元。因桩基础为端承桩，桩端受地基沉降影响可忽略不计，故不对地基土单独建模。考虑桥梁自重，城A级设计车辆荷载和三车道的车辆荷载横向折减，忽略汽车制动力、冲击力影响，桩基础底部施加三向位移全约束，经计算后施加到单个墩柱上的平均荷载为3 590.93 kN/m2。为便于描述分析，对桩基进行编号，其中1～4为托换桩，5～6为原桩基础，A为桥梁墩柱。模型主要计算参数见表2，原桩基和托换后桩基数值模型见图2。

表2 模型主要计算参数

图2 原桩基和托换后桩基数值模型

4 计算结构分析

4.1 荷载转化规律分析4.1.1 主动托换

主动托换是在原桩切断之前，采用顶升工艺，消除部分新的沉降变形和将要被托换结构的既有变形，从而遏制托换结构的变形，使其控制在很小的变化范围内[11-12]。在顶升过程中，由于千斤顶荷载的施加，会微量顶升上部结构，从而消除大部分初始沉降，而同时也可检验托换节点是否可靠。该法适用于大吨位和控制变形严格的情况[13]。

通过托换桩底施加向上位移值，从而实现主动托换千斤顶的顶升。通过多次模拟试算的方法确定其位移值，找到被托换桩基础应力由压力转变为拉力时的位移值为1.68 mm时，即被托换桩5号、6号由受压状态变为受拉状态，此时截桩，对桥梁上部结构影响最小，能最大限度的保证行车安全。托换桩顶升位移为1.68 mm时，各个施工时段的竖向位移云图见图3。截桩前后各桩顶竖向应力值见表3。

表3 截桩前后各桩顶竖向应力 MPa

图3 各施工流程竖向应力云图

由图3、表3可知，在进行托换前，原桩基、墩柱和承台交接处出现了较明显的应力集中。当托换桩完成施工但未施加顶升位移时，托换桩基体系和原桩基体系的共同受力，但被托换桩桩顶竖向应力有了一定程度的增加。分析认为由于托换梁体积较大，其自重较大，虽然托换桩基体系和原桩基体系的共同受力，但仍会一定程度的增大被托换桩桩顶竖向应力。当施加试算得到的顶升位移1.68 mm时，截桩前被托换桩的桩顶受到较小的拉应力作用，最大拉应力0.47 MPa，满足《铁路隧道设计规范》(TB10003—2005)中C40混凝土的抗拉强度1.80 MPa，此时截桩可以最大限度减小截桩对桥梁上部结构带来的影响。同时，由于千斤顶的顶升作用，被托换桩竖向应力明显减小，托换桩竖向应力有较大幅度的增加，5号被托换桩竖向应力从-5.06 MPa减小至0.42 MPa，1～4号托换桩桩顶竖向应力约为顶升前的2倍。当截桩后，托换桩桩顶竖向应力有较小程度的增加，2号托换桩竖向压应力增加了0.21 MPa，被截桩体完全退出工作，故无应力。由于千斤顶的顶升作用，使得托换梁上承受的荷载主要传递给托换桩，因此截桩后各托换桩桩顶竖向应力与托换前相差无几，截桩后结构逐渐趋于稳定。

参考计算的桩基应力图可绘制出原桩基体系荷载传递示意图，主动托换顶升时的荷载传递和截桩后的荷载传递示意如图4所示。由图4可知，在主动托换的顶升过程中，托换桩将由千斤顶传来的荷载传递给托换梁，托换梁将其传递至桥墩，从而逐步减少被托换桩上的压应力直至其值为0。当截除被托换桩后，被托换桩不再参与工作，桥墩传来的荷载经托换梁传至托换桩，从而实现主动桩基托换。

图4 主动托换各阶段荷载传递示意

4.1.2 被动托换

被动托换中没有采用顶升工艺，其托换原理是在原桩切断过程中，将上部荷载通过托换梁传递到新桩上，托换后的结构变形沉降包括既有沉降和新增沉降两部分[14-15]。通过在数值计算中设置千斤顶位移为0的方法来模拟被动托换的切桩过程，从而得到被动托换各施工过程结构竖向应力云图见图5。

图5 各施工流程竖向应力云图

由图5可知，加入托换结构后，托换桩基体系和原桩基体系的共同受力，被托换桩桩顶竖向应力有了一定程度的增加。分析认为由于托换梁体积较大，自重较大，虽然托换桩基体系和原桩基体系的共同受力，但仍会一定程度的增大被托换桩桩顶竖向应力。截桩后，托换桩桩顶竖向应力有较小程度的增加，结构趋于稳定。

参考计算得到的桩基应力图可绘制出原桩基体系荷载传递示意图，被动托换截桩前和截桩后的荷载传递规律如图6所示。在托换桩施工完成后，被托换桩通过托换梁将部分荷载转移到两侧的托换桩中，使得被托换桩的轴力有所减小。截桩后，全部荷载转移到两侧的托换桩中，托换梁跨中产生较大的挠度。

图6 被动托换截桩后荷载传递示意

4.2 桩基沉降规律分析

现有的对桩梁式基础托换的设计和研究中，多单纯地从托换结构的受力角度进行分析和研究。但对桩梁式托换而言，仅进行承载力研究是不充分的。鉴于此，在荷载转化规律分析的基础上，进一步研究基础托换沉降规律。这对于优化托换结构的设计，确定基础托换沉降规律具有十分重要的意义。

通过数值计算，得到主动托换和被动托换各施工步骤下各桩基桩顶的竖向位移，见表4。

表4 截桩前后各桩顶竖向位移 mm

从表4可知，当采用主动托换方法时，桥墩柱顶面沉降较均匀，顶升后和截桩后的沉降差相差不大，仅为0.96 mm。总体施工前后桥墩柱顶面有轻微隆起，位移为1.21 mm，但可以满足桥面板的平顺的要求。由于千斤顶顶升作用，顶升后被托换桩沉降有了较为明显的减小，1～4号托换桩桩顶位移变化较大，由顶升前竖直向下位移变为顶升后的竖直向上位移，且桥墩的沉降位移随之减小。截桩前后，托换桩的竖向位移未出现显著变化，最大仅为0.55 mm。截桩之后桥梁上部荷载会全部转移到1～4号托换桩，1～4号托换桩产生了少量压缩形变，最大压缩差值为0.55 mm。当采用被动托换方法时，施工前和截桩前桥墩柱顶面的沉降差相差为1.45 mm。由于采用被动托换，截桩后桥墩柱顶面沉降突然加大，总体施工前后墩柱顶面的沉降位移增大至4.79 mm，超过桥墩柱顶面预警值3.5 mm，不能保证桥面板的平顺。同时1～4号托换桩桩顶有较大程度的沉降，约为1.51 m。

图7为主动托换和被动托换下托换梁沿长度方向的竖向沉降位移曲线。从图7可知，托换梁沉降最大值均在跨中位置。当采用主动托换时，顶升前最大沉降为4.28 mm，截桩后最大沉降为3.11 mm。由于千斤顶的顶升作用，托换梁的沉降较为明显的减小，并伴有较小程度的隆起，顶升前和截桩后的最大沉降值仅为3.65 mm，远远小于托换梁挠度预警值10.4 mm，主动托换满足施工要求。当采用被动托换时，在施工前最大沉降为4.28 mm，截桩后最大沉降为9.11 mm。由于没有千斤顶的顶升作用，托换梁的沉降极为明显，施工前和截桩后的最大沉降值为4.83 mm，这相对于主动托换沉降较大。

图7 托换梁的沉降位移曲线

分析认为桩梁式托换时被托换桩上部的沉降位移主要是由托换梁的挠曲变形引起，其通过主动托换的主动顶升位移可以较好地改善，从而实现主动托换的良好沉降控制效果。采用被动托换工法时，各结构的沉降均较大，尤其桥墩柱顶面的沉降大幅度增加，沉降控制效果极差，不能满足施工要求。因此，通过被动托换控制结构位移，尤其是桥墩柱顶面的位移是不可取的。故针对本工程，建议采用主动托换技术进行施工。

5 结论

针对深圳市地铁7号线黄木岗站区间隧道穿越华强立交桥桩基这一典型工程案例，结合现场调研，辅以理论分析和数值模拟计算，研究了主动托换和被动托换施工工艺的荷载转化规律和沉降规律，得到主要结论如下。

(1)通过多次模拟试算的方法得到被托换桩基础由受压状态变为受拉状态时的位移值为1.68 mm，即为本工程的主动托换的顶升位移。主动托换千斤顶顶升至1.68 mm时截断被托换桩，能最大限度地减小托换工艺对桥梁上部结构影响，保证行车安全。

(2)当托换桩完成施工但未施加顶升位移时，由于托换梁体积较大，其自重较大，被托换桩桩顶竖向应力有一定程度的增加。实际施工时应对此处进行重点检测和分析。

(3)桩梁式托换变形沉降主要由托换梁的挠曲变形引起。被动托换的沉降主要由托换梁的挠曲变形引起，主动托换时千斤顶的顶升作用可以抵消托换梁的挠曲变形，从而减小其对上部结构的影响。

(4)因被动托换时，总体施工前后桥墩柱顶面有较大隆起，不能满足桥面板的平顺的要求。故建议本工程采用主动托换施工工艺进行托换施工。

(5)托换过程是分为托换前、托换后、截桩3个施工步进行的。运用ANSYS有限元程序的“单元生死”技术，可以有效地模拟桩梁式托换过程中托换结构进入和被托换桩退出工作的过程。

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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

国家科技支撑计划课题(2013BAB10B04);国家自然科学基金资助项目(51178400，51278425);中国铁路总公司科技计划重点课题(2014G004-H)

黄 希(1991—)，男，硕士研究生，主要从事隧道工程相关研究工作，E-mail：626738411@qq.com；

陈 行(1993—)，男，硕士研究生，主要从事隧道工程相关研究工作，E-mail：chenhangssd@163.com。

1004-2954(2016)12-0089-05

U455.43

A

10.13238/j.issn.1004-2954.2016.12.020