桥梁桩基的门架式托换结构及工作特性研究

阮小勇

（中国水利水电第七工程局有限公司，成都 611134）

近几年我国加快了城市地下空间开发和利用的步伐，然而早期交通路线规划并未涉及地铁线路，导致地铁隧道与许多桥梁构筑物的桩基、地下管廊和管线交叉冲突。这不仅给地铁隧道建设带来困难，还对原有建构筑物带来一定的影响。桩基托换技术主要原理是利用托换桩对既有建筑桩基承受的上部荷载进行部分或者全部转移，并将其传至深层土体的持力层中，是解决隧道与桩基冲突问题的有效手段，可分为主动式托换和被动式托换2大类型。

国外桩基托换技术研究起步较早，已经取得不少的成果。美国纽约地铁在不影响正常城市轨道的交通情况下最早采用桩基托换技术[1]。日本京都地铁首次采用主动托换的方式对桩基进行托换，作用在新承台上最大顶力可达5 880 kN，严格控制住施工引起的沉降，轰动一时[2]。二战后德国城市重建、改造使桩基托换技术得到快速发展和推广[3]。Zhang等[4]通过数值模拟验证了桩基托换的效果。Shan等[5]探讨了桩基托换过程结构应力传递规律。Cheng等[6]对托换施工过程进行数值模拟，探讨了桥梁结构荷载传递机制。

随着国内大型建筑的深埋基础和地铁大量兴建，桩基托换技术得到了越来越多的应用[7-10]，积累了较多的案例成果，例如深圳地铁线路与百货广场大厦桩基冲突，采用主动托换的方式对其桩基进行托换，对类似桩基托换施工具有指导性意义[11]。郭波[12]通过托换结构缩比模型，开展了递进重复静载试验，探究了桩与承台接头处抗剪抗滑性能，发现植筋和环速能提高托换桩的承载力。尧云涛等[13]采用桩基主动托换技术对冲突桥墩桩进行托换处理，并详细介绍了托换过程。薛保国[14]针对托换结构沉降变形控制问题，对原桩及旧承台的界面处理、原桩及承台植筋及原桩界面植筋等施工难点进行了详细阐述。刘军等[15]采用了一种复合式桩基托换体系，使得周围地表沉降和结构变形控制在规范要求范围内。张旭东[16]分析了微型钢管注浆桩基础托换技术的机理，探讨了该基础托换技术的可行性和有效性。

本文依托南京某地铁下穿桥梁项目，桥下净空仅1.7 m，实施桩基托换难度很大。为此，本文设计了一种门架式桩基托换结构，并通过有限元数值模拟方法研究门架式托换结构托换前后受力特性。

1 工程概况简述

1.1 工程概况

如图1所示，下穿桥梁的隧道线路周边环境复杂，邻近建筑较多。隧道结构型式为圆形双线双洞，隧道底部设计埋深为16.20～17.50 m。

下穿桥梁结构形式为2 m×6.8 m钢筋混凝土简支梁桥，桥宽41.39 m。桥梁墩台为单排桩柱式框架结构，桥台桩基为0.30 m×0.35 m×7.00 m的钢筋混凝土预制方桩，未侵入隧道，无需对其进行拔桩处理；桥墩桩基为0.30 m×0.35 m×12 m钢筋混凝土预制方桩，入土深度9 m，其中侵入隧道最大桩长2.34 m，需对受隧道施工影响较大的13根桥墩桩基进行截断处理，具体情况如图1所示。其中，方桩的中心间距为1.34 m，为浅层摩擦桩。桥墩桩共计31根，两侧桥台桩共计62根。盖梁设置沉降缝2条，位于离桥中心线两侧8.74 m处，共装配预制装配式钢筋混凝土桥板90块。车行道部分系0.40 m×0.91 m×6.80 m钢筋混凝土66块，其中横向两边焊接的54块，一边焊接的12块；盖梁沉降缝及人行道内边缘附近桥板不焊接，人行道部分尺寸为0.35 m×0.91 m×6.8 m，钢筋混凝土20块，0.25 m×0.91 m×6.80 m钢筋混凝土4块。

图1 盾构与桥位置关系

1.2 工程地质条件

拟建区间范围地基土分布变化较大，上部普遍覆盖新近沉积黏性土、粉土、粉砂，基岩埋深总体北深南浅。本区间第四系共划分为4大层组，层号为①～④，其中：①层为人工填土层，②层为第四系全新统冲湖积物，③层为阶地冲积黏性土，④层为中粗砂混卵砾石。

1.3 工程难点分析

下穿桥梁作为南京市区主干道之一，路面交通都十分繁忙，施工时不能阻断交通。桥板底与河床表面最大净高只有2.7 m，施工环境空间十分有限，大型打桩和拔（除）桩设备难以进场施工。桥梁北侧靠近办公楼，周边环境复杂。又由于所拔出预制桩存在硫磺胶泥接头，桩端锚固力过大，如果强行拔出可能造成断桩，故采用套管冲拔设备进行拔桩。但桥下施工环境有限，桩长12.0 m大于桥下施工空间，不利于一次拔出，需要多次剪除预制桩，故施工工艺难度大且施工过程复杂。

此外，盾构隧道穿越桥梁所经过的工程地质和水文地质情况复杂，且主要影响范围内存在软土及砂土，其中软土易坍塌，而砂土的透水性较强。盾构正交穿越桥梁，要严格控制桥梁整体沉降和结构变形，不仅要确保托换后桥梁结构、周边建筑、桥面路面及周围地下管线的安全稳定，还要保证托换后的桥梁结构在盾构下穿施工过程中以及施工完后的安全稳定性，最后还应为改造后的新桥梁预留足够的安全储备。因此，本文采用能主动调控变形的门架式托换结构。

2 门架式桩基托换工艺及设计方案

为使盾构能安全顺利通过桥梁，需对冲突桩基进行托换处理。考虑桥梁所处位置特殊，即现有交通不能中断，托换施工不能影响桥梁正常使用功能，同时还要兼顾安全工期、造价等因素，又加以桥下空间有限，桩基托换施工困难大等，故采用能在狭小空间下施工、路面交通影响小的门架式桩基托换结构，总体设计方案效果如图2和图3所示。

图2 桩基托换总体设计效果图

图3 托换结构总体设计平面图

在河床相应位置修筑长×宽×高（41.84 m×3.0 m×1.0 m）混凝土承台，承台将所有桥墩桩包围在内，预留出静压钢管桩孔，原桥墩桩与承台采取隔离措施。然后承台左、右两侧各压入6根外径0.4 m厚10 mm长度20 m的钢管静压桩；承台中部压入6根0.4 m厚度10 mm长度25 m的钢管静压桩，且钢管桩关于原桩对称压入。为避免盾构下穿对桥梁的影响，计划拔除盾构影响范围内承台左侧7根桥墩桩和承台右侧6根桥墩桩，再在原桥墩桩拔除位置利用残余桩施工混凝土立柱，新做立柱截面尺寸为0.5 m×0.5 m。

3 门架式桩基托换结构的静力性能

采用门架式桩基托换后的桥梁结构稳定性和受力特征必会有所差异。采用数值模拟方法对托换前后桥梁结构在相同荷载条件下的承载和沉降特性进行分析和比较，论证门架式桩基托换技术方案的合理性。

3.1 托换前后桩承桥梁数值模型的建立

本文采用有限元软件MIDAS GTS NX进行分析。数值模型分为托换前、托换后2种模型，如图4所示。托换前几何模型包括地基、原桥结构2部分；托换后原桥结构中与隧道冲突的桥墩桩基被拔除，保留上部桥墩部分，其他桩基不变，托换后的桥墩承载体系如图5所示。托换前后原桥结构和地层参数、上部结构荷载一致。模型中x轴为河流走向，y轴为盾构隧道走向，z轴为重力方向。地基水平方向影响范围取自桥台边缘分别向两侧各约延伸1倍桥长和桥宽，深度范围取至土层③-4-2c中粗砂混卵砾石顶面，模型尺寸为100 m×40 m×38 m（长×宽×高），如图6所示。

图4 桩基托换前后桥梁模型

图5 桥墩桩基托换结构模型

图6 地基有限元模型

整个数值模型除盾构机壳为2D板单元外，其他均作3D实体单元划分，共划分196 215个节点，235 458个单元。托换前后的桩基均为摩擦型桩，模型中的桩-土接触面设置为界面单元，并设置合适的界面参数。在模型四周施加法向位移约束，模型底部为固定边界。根据桥涵设计规范[10]规定，人行道活荷载设为3.0 kN/m2，车道荷载对整车道均布10.5 kN/m2，荷载施加如图7所示。

图7 桥面荷载分布示意图

3.2 计算参数的选取

本文中的数值计算模型参数均根据该工程区间的地勘报告以及桥梁设计文件确定。地基土体采用修正摩尔库伦本构计算模型模拟。其中，变形模量E0根据土体压缩模量Es按下式换算

式中：νi为土体泊松比。

桥梁结构的桥面板、盖梁、钢筋混凝土桩基以及托换用的钢管桩等构件均采用弹性本构模型。与盾构掘进施工过程模拟相关的盾构机壳、管片衬砌和注浆等代层同样采用弹性计算模型。其中，钢管桩为承压构件。为建模方便，将钢管桩通过等效抗压的原则换算成实心桩刚度，以简化构件形式建立。具体换算公式如下

式中：E1为钢管桩材料的弹性模量；A1为钢管桩材料的截面面积；E2为钢管桩内填充物材料（C40微膨胀混凝土）弹性模量；A2为钢管桩内填充物材料截面面积；E3为简化后实心桩的弹性模量；A3为简化后实心桩的截面面积。

由于桩穿越多层土层，其界面参数会有所差异，故采用MIDAS GTS NX软件界面助手自动计算得出界面参数，界面材料由如下公式定义

式中：νi为界面泊松比，取值0.45；tv为虚拟弧度系数（一般取值为0.01～0.1，岩土和结构强度差越大，输入值越小）；R为强度折减系数。根据以往工程经验，本次模拟桥墩桩和桥台桩tv取值为0.1，钢管桩tv取值为0.05，强度折减系数设置均为1.0。

3.3 托换前后桩承桥梁体系受力响应

3.3.1 桥面板应力响应

图8为桥面板应力分布图，图中正值表示拉应力。可以看出，桥面板在托换前拉应力最大值为136.5 kPa，主要分布在靠近盖梁位置两侧；托换后，由于桥梁结构受力传力体系的改变，桥面板拉应力最大值有所增加，在钢管桩群正上方盖梁两侧产生拉应力增大幅值，其增大幅值最大为96.5 kPa，且拉应力最大值范围向两侧桥台方向扩大，但桥面板最大拉应力值仍在安全范围内。

图8 桥面板应力分布图

3.3.2 桥墩桩的轴力响应

根据托换前后桩承桥梁模型的计算分析结果，桥台桩受力变化不大，而桥墩桩轴力受影响较大，为了更简单表述托换前后桥墩桩的受力变化，这里对桥墩中的31根原桩进行编号，如图9所示。

图9 原桥墩桩分布图

根据表1桩顶轴力计算结果可知，托换前13根待拔桩的桩顶轴力范围为191～208 kN，13根待拔桩桩顶轴力之和占所有桥墩桩桩顶轴力55.7%。中间的桥墩桩桩顶轴力为最大值，并沿两侧逐渐递减。托换后桥墩桩桩顶轴力均大幅下降，单桩受力下降最大可近达82%。

表1 桩顶轴力计算结果

桩基托换前后桩顶受力均未大于原桩基单桩承载力286.33 kN，满足设计容许值。桩基托换后剩余原桩桩顶轴力总和为1 369 kN，占原桥墩桩桩顶轴力的42%，由此可知托换后除原桥墩桩传递的荷载外，其余大部分荷载经由桥墩传递至承台，后又传递至钢管内并传至深层持力层中，剩下较小部分荷载由承台底部土体承担。

3.3.3 桥墩桩基托换体系受力响应

整个桥墩桩基托换体系由承台和18根钢管桩组成，由于钢管桩关于原桥墩桩两侧对称布置，同列的轴力及变形对称。这里取一侧钢管桩进行轴力分析，钢管桩桩号分布图如图10所示。

图10 钢管桩分布图

（1）钢管桩受力分析。图11为各钢管桩沿桩身深度轴力分布图，LP1～LP3和LP7～LP9钢管桩长20 m，LP4～LP6钢管桩长为25 m，其中钢管桩埋入承台1 m。由图11可知，LP1～LP9桩顶轴力分别为255.3kN、292.5kN、402.0kN、521.1kN、416.6 kN、507.8 kN、425.5 kN、286.6 kN和266.0 kN。可以看出，钢管桩托换桩基的中间长桩位置LP4～LP6桩顶轴力均大于其他位置钢管桩桩顶轴力。此外，靠近拔桩位置的钢管桩的桩顶轴力相对越大。图11中的钢管桩轴力在沿桩身深度方向桩身轴力逐渐减少，且桩侧摩阻力承担了钢管桩56.5%～70.3%的桩身受力。

图11 钢管桩桩身轴力图

（2）托换承台的应力分析。由于混凝土在实际工程中不利于受拉，故对承台的拉应力进行分析。由图12承台的应力分布图可知，图中正值表示拉应力。对承台进行不同角度观察，承台拉应力最大值主要分布在钢管桩所在位置上方和两侧钢管桩群与中间钢管桩的跨中下方位置。故承台设计时需考虑在最大拉应力值范围处应采取相应的抗拉措施，以防拉应力过大导致承台开裂破坏。

图12 承台应力分布图

4 结论

本文依托南京某地铁山西路-虹桥区间盾构下穿中山北路金川河桥桩基托换工程为背景，首先详细阐述了该项目工程难点以及工程中采用的门架式桩基托换方案，运用MIDAS GTS NX软件对托换前后桩承桥梁结构-地基体系进行了有限元静力计算，并就托换前后桥梁结构竖向位移（沉降）和应力、托换体系（含承台和钢管桩）的受力等响应进行了分析，主要结论如下。

（1）桩基托换后的桥梁承台能有效地提高桥梁整体刚度，充分调动了承台底部所有桩基承担上部荷载，同时钢管桩的承载能力大于原桥墩桩，故新桥梁整体承载力和稳定性较原桥梁有明显提高。

（2）由于待拔桩总轴力占原桥墩总轴力的55.6%，故盾构下穿时直接截桩对桥梁结构受力影响较大，所以对原桥墩桩事先进行主动式桩基托换处理是十分必要的，且托换后桥墩桩轴力均小于原来受力，为原桥墩桩承载力保留了较高的安全储备。

（3）钢管桩在托换后的新桥梁结构中受力占比较大，对桥梁结构的承载起到十分重要的作用，同时两侧钢管桩群即LP1～LP3和LP7～LP9受力均小于中间钢管桩群LP4～LP6，其中桩侧摩阻力承担了桩的大部分荷载。承台拉应力最大值主要集中在两跨底部位置。