洞内大轴力大跨径拱式桩基托换在地铁建设中的研究与应用

梁粤华， 翟利华, 2, *， 史海欧

(1. 广州地铁设计研究院股份有限公司， 广东 广州 510010; 2. 同济大学 道路与交通工程教育部重点实验室， 上海 201804)

0 引言

随着地铁线网的密集化建设，新建线路与既有地下结构频繁交叉冲突的现象更加凸现，造成桩基托换在地铁建设中的应用不断增多。然而，受工程特点、计算难度、施工条件等因素影响，城市中心区域地铁工程中的桩基托换，一直是设计施工中的高风险点。近年来，一些专家学者开展了相关的研究和实践，并取得了一定的成果。吕剑英[1]综合论述了我国地铁工程常用的几种基础托换方法的原理和适用性，重点阐述了桩基托换的思路、类型及相关技术；刘启峰[2]在对地面条件进行充分研究后, 提出洞内托换的设计理念并论证了其可行性；涂强[3]以深圳地铁百货广场大厦桩基托换工程为依托, 阐述了桩基托换变形控制值的确定方法；胡瑞青等[4]运用有限元方法分析研究了洞内托换的施工力学行为，指出应适当加强托换节点处结构强度以应对应力集中现象，同时论证了注浆预加固能够显著减小沉降变形及优化托换结构受力。通过对既有工程案例调研可以发现，在托换形式选择上，洞内拱式托换一般只应用于桩轴力较小(≤3 000 kN)且托换跨径不大(≤8 m)的情况，当桩轴力或托换跨径较大时则少有被采用。

广州地铁某新线矿山法隧道位于番禺区南村万博CBD核心地段，周边建(构)筑物林立，地下空间复杂拥挤，限制条件繁多。为满足线站位要求，该隧道需正下方下穿某大型地下商业空间，并对侵入隧道洞身范围的5根大轴力(6 700 kN)灌注端承桩进行托换，托换结构中线跨径达13.5 m。受地面条件及施工空间限制，工程采用洞内拱式托换方案，然而本次托换桩的轴力、隧道的跨径和现场条件的复杂程度，均远大于一般洞内托换工程案例。本文以该桩基托换工程为依托，对托换方案拟定及设计过程中的一些关键问题展开论述，通过工程类比的方法总结出托换结构尺寸初拟的经验规律，并进一步通过2D荷载结构法内力分析和3D地层结构法变形模拟对托换结构的承载力和正常使用极限状态进行了验证。通过对桩基托换关键技术的研究，证明了洞内拱式托换可适用于大轴力大跨径情况，验证了拱形托换结构断面尺寸初拟经验规律的可应用性，以期为类似工程提供案例参考。

1 工程概况

1.1 隧道与冲突桩平纵关系

本段矿山法隧道临近番禺大道和汉溪大道交汇处，沿线大致平行于番禺大道方向，由南向北依次下穿2个大型地下商业空间(乙和甲)及7号线隧道，在汉溪大道东路口接入新建地铁站。隧道采用复合式衬砌，外层采用350 mm厚喷射混凝土并辅以超前加固/支护措施施作初期支护，内层采用550 mm厚模筑钢筋混凝土施作永久结构。与地下商业空间甲桩基冲突影响范围内断面尺寸(宽×高)为12.0 m×11.6 m(A型下穿断面)，断面结构布置如图1所示。隧道拱顶埋深25.5～31.5 m，洞身主要位于全-微风化混合花岗岩层(〈6Z〉-〈9Z〉)，局部拱顶为混合花岗岩残积土(〈5Z-2〉)，隧道平纵关系和地层条件如图2所示。

图1 托换断面结构布置(单位： mm)

(a) 隧道与邻近结构相对平面关系

(b) 隧道右线纵剖面

地下商业空间甲为3层大型地下框架结构，平面总尺寸约210 m×90 m，平均柱间距8.4 m，顶板覆土约1 m，底面埋深约19 m，上跨既有7号线隧道。为减小对7号线隧道的影响，采用冲钻孔灌注端承桩基础，其中5根沿地下空间西侧边墙布置的桩基与新线隧道右线冲突。桩基直径为1 m，桩顶埋深约地面以下21 m，桩侧地层由上至下为混合花岗岩残积土〈5Z〉、全风化层〈6Z〉、强风化层〈7Z〉和中风化层〈8Z〉；端承桩单桩承载力达6 700 kN(标准组合)。冲突桩(被托换桩)与隧道右线相对位置如图3所示，根据施工记录，桩底标高一般在托换结构底面以下。

1.2 地质水文条件

1.2.1 地质条件

(a) 相对平面关系

(b) 剖面1-1

1)湿化试验指标显示，混合花岗岩残积土-强风化层(〈5Z〉-〈7Z〉)遇水易软化崩解，最短崩解时间为4 min，最大崩解量达100%；

2)混合花岗岩残积土颗粒组成为"两头大、中间小"，相关土层既有砂土的特征，又有黏性土特征，当渗流水力梯度大于临界梯度时，在土体内部易产生管涌等渗透变形现象；

3)混合花岗岩类残积土和全/强风化层在天然状态下具有较好的力学性质，但水理性质较差，遇水后强度及承载力骤减，未加固前不宜作为托换结构的基础持力层；

4)混合花岗岩中/微风化层(〈8Z〉/〈9Z〉)承载力较高，持力层厚度较大，基底无软弱夹层，力学性质及稳定性较好，可作为托换结构基础持力层；

5)场地内土对混凝土结构及其钢筋具有微腐蚀性。

表1 广州地铁某矿山法隧道区间地层组成情况及土层关键参数

1.2.2 水文条件

详勘期间(2017年底至2018年初)地下水稳定水位埋深0.90～14.5 m。地下水按赋存方式可划分为第四系松散层孔隙水和基岩裂隙水。前者主要位于填土之下，黏性土之间： 人工填土中主要为上层滞水，其他松散层孔隙水主要为潜水。可塑性粉质黏土层及淤泥质土层富水性差、透水性微，为相对隔水层。基岩裂隙水主要赋存于混合花岗岩强风化层〈7Z〉及中风化层〈8Z〉中，水量较为丰富且具有承压性。各含水层之间存在一定的水力联系。

详勘报告同时指出，受季节及周边工地施工影响，本地段水位变化明显。考虑到混合花岗岩残积土及全/强风化层遇水易软化崩解，从严控沉降及建筑物保护的角度出发，要求对掌子面及至开挖轮廓外一定范围内所有残积土-强风化层(〈5Z〉-〈7Z〉)进行WSS双液注浆加固止水。

场地内地下水对混凝土结构及其钢筋具有微腐蚀性。

2 桩基托换方案

2.1 桩基托换方式的确定

地铁工程桩基托换方式的确定大致可以从以下3个方面进行考虑：

1)按托换结构埋深确定。可根据桩基埋深及地面空间限制情况选择采用浅层(近地面)托换或深层(洞内)托换。

2)按变形控制要求确定。可根据施工条件选择主动托换或被动托换。主动托换利用千斤顶作为变形补偿机构，通过预顶升进行托换并控制结构沉降，适用于变形控制要求严格的情况。被动托换直接将托换结构与冲突桩相连，依靠托换结构刚度抵抗变形。一般而言，主动托换可控性强、效果好，但所需工作空间较被动托换大[5]。

3)按托换结构形式确定。可根据环境条件、托换跨径及变形控制等要求选择承台托换、梁式托换或拱式托换。承台托换采用扩大承台包桩的方式，一般只适用于托换跨距较小的情况。梁式托换需施作托换结构，所占空间一般较大，若托换位置低于地面且无法明挖时更需另外施作工作竖井及导洞[2]。拱式托换可通过加厚初期支护的方式进行，特别适用于矿山法施工且地下空间受限的情况，但既有工程案例桩轴力均较小(单桩轴力一般<1 500 kN)。

本次托换位置桩基埋深较大，且影响范围内地面交通繁忙，故无法采用明挖或浅层托换。同时，考虑到矿山法施工洞内条件有限、工作面狭窄，主动托换施工难度大、时间长，故优先考虑被动托换。此外，由于托换桩轴力和所需跨越隧道洞径均较大，梁式托换所需空间不易满足，而外扩加厚初期支护较为容易，故优先考虑拱式托换。在综合考虑现场实际情况及施工可行性后，选定洞内拱式托换为工程最后实施方案。

本次托换的原理是在初期支护和二次衬砌间增设拱形托换结构，通过其刚度和变形将既有桩力传递至基础持力层(见图4)，其中，托换结构竖向反力由基岩承载力提供，水平反力由拱脚竖向压力引起的水平静摩擦力及拱脚上方侧壁承受的水平向反力提供。由于被动托换必然会引起桩基沉降，其允许沉降指标可参照工程类比及GB 50007-2011《建筑地基基础设计规范》[6]，按沉降差限值控制，同时应满足地下商业空间结构安全和正常使用的要求。

图4 洞内托换原理

2.2 主要施工工序、实施前提和控制要点

根据现场条件及工期安排，本次桩基托换的主要施工工序为：

1)施作超前注浆加固及超前支护措施；

2)施作隧道及托换结构初期支护，其中，托换结构初期支护通过植筋与被托换桩相连；

3)在托换节点处对被托换桩对穿植筋，施作托换结构；

4)施作托换结构宽度及其两侧2 m范围(预留施工空间)以外隧道二次衬砌；

5)待上述二次衬砌和托换结构混凝土达到设计要求强度后截桩，待稳定后施作剩余二次衬砌。

与常规的初期支护-托换结构-二次衬砌施作顺序不同，本次托换先行施作托换结构范围外二次衬砌，不仅为了保证截桩时受力转换的安全，也大大提高了隧道结构的整体刚度，利用了土体及结构空间效应减小托换时产生的上部结构沉降。

托换实施前应调查和分析既有结构现状和整体性能，同时对托换引起的地下空间结构变形和受力变化进行评估。现场应对被托换桩参数(如直径、位置和桩底标高等)和托换结构基底地质情况(需到达中-微风化层)进行复核确认。截桩前应采用现场试验等方法确认托换结构混凝土强度，满足设计要求方可实施。由于无法直接测量桩顶变形，施工过程中应加强洞内、临近地表及地下空间变形监测，及时发现问题并采取有效措施应对。主要变形累计控制值如下。

1)洞内变形： 拱顶沉降20 mm；净空收敛10 mm。

2)地表沉降： 30 mm。

3)地下空间变形： 沉降差0.002l(两测量点间距)。

2.3 托换结构尺寸初拟及初期支护参数

洞内拱式托换结构尺寸的拟定宜按照荷载结构模型进行计算分析确定。结构尺寸拟定可参考现有文献和设计例子(见表2)，大致有以下规律：

1)托换结构断面高度可按其结构中线跨径的1/10进行估算，同时需满足冲切及植筋构造的要求。

2)托换结构断面宽度可按每m有效宽度承担不超过1 500 kN桩轴力进行估算。有效宽度等于总宽度减去桩直径或影响区宽度(群桩情况)。

受现场空间制约，托换结构总宽度不可以超过4.5 m，托换断面尺寸初拟时按照刚度相同原则对断面高宽进行了调整。同时，考虑到洞内拱式托换一般只应用于桩力较小、跨径不大的情况，而本次托换桩轴力及跨径明显大于既有参考案例，故在尺寸初拟时对断面高宽按经验进行了10%的放大。应用上述规律，由所需跨越隧道净宽约11.3 m及桩轴力6 700 kN，可拟定托换结构尺寸(宽×高)为4 500 mm×1 750 mm。

表2 拱式桩基托换案例调研

托换结构尺寸拟定后，可根据洞身所在地层情况进一步拟定其初期支护措施，具体参数如下：

1)拱部150°范围内采用双层φ108×6大管棚施作超前支护(托换结构内外各1排管)，环向间距0.3 m，长47.0 m，从临近新设车站基坑一次性打入。内环配以φ42×3.5超前注浆小导管，长4.0 m，环纵间距0.3 m×2.5 m，与管棚交错布置。

2)初期支护格栅钢架，主筋4×φ32，内、外侧保护层均为40 mm，每榀进尺0.5 m。

3)在被托换桩宽度范围内，初期支护钢架主筋应与预先植入桩内的钢筋焊接(见图5)；桩两侧应各密排3榀初期支护钢架。

4)格栅钢架之间采用φ22纵向连接筋，环向间距1 m。

5)C25喷射早强混凝土，350 mm厚，抗渗级别为P6。

6)若被托换桩桩底标高与托换结构底面接近，需保留桩轮廓外1.75 m范围内桩底岩柱并配以钢套筒(见图6)，以确保桩轴力能有效传递至地基。

图5 既有桩与初期支护钢架间植筋连接(单位： mm)

(a) 保留岩柱大样剖面图

(b) 钢套环大样

2.4 植筋构造

本次托换采取了植筋的方式将既有桩与托换结构相连，利用植入钢筋自身的抗剪/销栓作用，把桩荷载以冲切剪力的形式传递到托换结构。因此，托换结构最小高度需满足植筋的构造要求，其中最外层植筋到构件表面最小距离可按GB 50367-2013《混凝土结构加固设计规范》[13]规定取最小构件厚度的1/2。植筋时需分批施工，每一批植筋在桩的任一水平截面内不应超过2孔，且需待前一批植筋的植筋胶凝固之后方可施工下一批。详细植筋情况见图7。

(a) 对穿植筋大样平面图

(b) 对穿植筋大样横剖面图

3 托换结构分析与设计

3.1 承载力及正常使用极限状态计算

鉴于托换结构对地下商业空间甲及新建隧道的重要性，设计计算采用了较保守的荷载结构法，利用Midas GTS NX建立2D有限元分析模型进行分析，如图8所示。

1)初期支护和托换结构均采用梁单元模拟，单元划分尺寸约为1 m。这种引入初期支护的算法是广州微腐蚀性水/土地区对只模拟二次衬砌算法的一种优化，经过了研究和论证，并多次在广州地区的工程实践中得到应用。

2)初期支护横截面尺寸(宽×高)取4 500 mm×350 mm。考虑到喷混凝土只起到临时支护作用，取初期支护刚度折减系数为0.75(即为未折减刚度的75%)。初期支护外施加只受压土弹簧，弹簧刚度取2.03×105kN/m(由基床系数45 MPa导出)。

3)托换结构截面尺寸(宽×高)取4 500 mm×1 750 mm。初期支护和托换结构之间的相互作用采用只受压弹簧模拟，弹簧刚度取1.20×108kN/m(由混凝土弹性模量导出，取名义弹簧长度为初期支护和二次衬砌的中距1.05 m)。

(a) 荷载结构模型

(b) 模型三维视图

(c) 弯矩

(d) 轴力

(e) 剪力

4)根据原地下空间设计，恒载和活载下桩轴力分别为5 375 kN和1 325 kN；应用前按GB 50009-2012《建筑结构荷载规范》[14]及常用民用建筑构造进行了复核和论证。

5)托换结构上同时施加相关水土压力。

结构设计根据GB 50010-2010《混凝土结构设计规范》[15]相关规定进行，取水土合算及水土分算两者间最不利情况计算。托换结构承载力及正常使用极限状态最不利内力组合计算结果见表3。迎土面最大允许裂缝宽度为0.2 mm，其余为0.3 mm。当采用C35混凝土及HRB400钢筋时，计算所需纵向拉筋为10 651 mm2/m(配筋率0.65%)，抗剪箍筋为1 490 mm2/m，桩基与托换结构连接处抗冲切所需植筋为29根φ32对穿钢筋。正常使用极限状态下迎土面最大裂缝宽0.07 mm，内侧表面最大裂缝宽0.20 mm。

表3 托换结构承载力及正常使用极限状态最不利内力组合计算结果

3.2 沉降分析

由于荷载结构模型默认地层自身没有刚度，同时2D分析无法模拟地层的空间作用，因此沉降分析采用了3D地层结构模型(见图9)。此模型假定围岩既是荷载的来源，又是支护的重要组成部分，特别适用于需要考虑围岩非线性特征及施工过程影响的数值模拟。为同时满足计算精度及速度的要求，本次模拟采取了以下模拟规则，计算软件为Midas GTS NX。

图9 托换结构3D地层结构模型沉降分析

1)模型最小平面尺寸及拱底以下地层厚度约取5D(D为隧道最大毛洞跨径)。

2)分别采用梁单元模拟桩基，壳体单元模拟新建隧道初期支护和托换结构，实体单元模拟土体。土体和托换结构间引入界面单元模拟土体和结构相互作用。

3)为避免引入相关结构刚度，保守地以荷载的形式对地下商业空间甲进行模拟。

4)对隧道初期支护、托换结构及桩基等结构构件采用了线弹性结构模型，对各土层采用了摩尔-库仑(M-C)本构。

5)模拟依照施工步序进行。隧道开挖过程应力释放比例按经验取0.4∶0.3∶0.3，即在土体开挖及紧随的2个分析步骤中的应力分别占总释放应力的40%、30%和30%；截桩过程中桩轴力转换通过使托换结构以下的桩基梁单元失效一步完成。

托换产生的桩顶沉降和托换结构内力及变形计算结果如图10所示。托换完成后，桩顶最大沉降值为8.6 mm；最大桩间沉降差为5.6 mm，按桩中心距4.0 m计算，满足GB 50007-2011《建筑地基基础设计规范》[6]中0.002l的限值要求。正常使用极限状态组合下托换结构拱顶和拱肩沿纵向弯矩平均值分别为3 762 kN·m/m和3 675 kN·m/m，小于荷载结构法模型结果，但两者差异在合理范围内，其反映了地层附加刚度的作用。

3.3 地下商业空间结构安全评估

为评估桩基沉降对地下空间结构安全的影响，采用了有限元方法对地下商业空间甲结构独立建模，并将3.2节得到的桩顶沉降以强制节点位移的形式加入分析。结果显示，桩基沉降对地下空间结构受力情况有一定影响(约为相应承载力的5%～10%)，但未造成根本性改变，地下空间结构承载力及正常使用极限状态仍均满足现行规范要求。

(a) 被托换桩桩顶沉降(单位： m)

(b) 沿托换结构纵向弯矩(单位： kN·m/m)

(c) 托换结构变形(单位： m)

4 结论与讨论

本文以洞内大轴力大跨径拱式桩基托换为研究对象，对托换方式的选定、托换结构尺寸初拟及后续承载力和变形验算、托换对上部结构产生的影响等关键问题进行了研究和分析，主要结论如下：

1)验证了洞内拱式托换可应用于大轴力大跨径情况。随着地铁线网的密集化发展，地铁建设中需要进行桩基托换而周边施工条件有限的情况将不断增多，此时可优先考虑采用洞内拱式托换方案，在免受地面条件影响的同时减少托换所需空间及工程量。

2)对于拱式托换结构尺寸，结构断面高度可按托换结构中线跨径的1/10拟定，结构断面宽度可按每m有效宽度承担不大于1 500 kN桩轴力拟定。托换结构高度需同时满足冲切及植筋构造的要求。

3)对于结构承载力相关计算，如托换结构尺寸最终确定和配筋计算等，宜按2D荷载结构法进行计算分析，选取水土合算或水土分算最不利情况进行设计。

4)对于变形相关计算，如被托换桩桩顶沉降等，宜采用3D地层结构法进行模拟分析。由于2D荷载结构法没有考虑土体刚度，同时土荷载计算方法(如普氏理论、太沙基理论、铁路隧道设计规范方法等)和土体约束(土弹簧)的估算均较为主观和简化，其变形计算结果可能与实际情况存在较大的差异。

5)托换对上部结构的影响可采用将托换结构和上部结构分别独立分析评估的方法，即计算托换结构变形的时候不考虑上部结构的刚度，托换结构分析完成后将得到的桩顶沉降以强制节点位移的形式加入到上部结构中进行评估。此方法虽然结果偏保守，但简化了托换结构和上部结构之间的相互作用，降低了计算难度，可以在较短的时间内得到相对合理的分析结果。

虽然本次设计研究工作满足了工程推进的需要，但是针对部分问题仍有必要进行更深入的研究，例如：

1)2D荷载-结构模型部分考虑了初期支护的作用，而初期支护并未按永久结构设计。此做法已在微腐蚀性水/土地区多次实践且未发现异常，但在后续工作中仍应该对初期支护在长期使用过程中性能退化的影响做进一步的研究分析。

2)2D荷载-结构模型中，初期支护和托换结构之间仅考虑了受压作用，没有考虑剪切作用。后续研究可按实际工程情况建模分析，得出更贴近实际情况的结果。

关于洞内大轴力大跨径拱式托换技术还有很多其他方面值得研究和深化，如特大轴力或跨径时双层甚至多层托换结构的应用、托换结构和上部结构整体分析结果准确性问题、运营期间列车振动对托换结构性能的影响等。通过对相关问题的研究，可形成系统化的洞内拱式托换设计施工关键技术，为同类工程提供有力的技术支持。