城市快速路高架橋樁基被動托換技術研究

李鵬飛

(貴陽市公共交通投資運營集團有限公司 貴陽 550081)

在實際工程建設中，地鐵線路不可避免與既有建(構)筑物在空間上產生沖突，需要采用基礎托換的方式進行處理[1-2]。樁基托換是最常見的基礎托換形式。

目前國內學者針對樁基托換問題進行了一些研究：劉春杰等[3]研究了一些特定環(huán)境下幾種不同樁基托換工法的合理性；韋青岑等[4]采用高樁承臺樁基托換技術解決托換體系與新建工程相互影響的問題；臧一平等[5]提出了樁基被動托換+地基注漿加固方案解決施工過程中既有橋梁結構安全性問題；文獻[6-8]通過有限元模擬分析得出了樁基托換過程中既有結構沉降的一些影響規(guī)律；朱金涌[9]研究了托換前后樁身軸力和側摩阻力的一些變化規(guī)律。在工程建設中，如何確保樁基托換施工安全和質量，降低因受力體系轉換造成既有建(構)筑物產生不均勻受力開裂乃至報廢的風險，已是工程界亟需解決的問題[10]。鑒于此，該文結合貴陽地鐵某號線某區(qū)間隧道下穿城市快速路中環(huán)高架橋樁基托換施工背景，對樁基被動托換施工技術展開研究，對其施工技術要點控制進行闡述，擬利用有限元軟件進行模擬分析計算并提出相關建議，為今后類似工程提供一定的參考。

1 工程背景

1.1 工程概況

貴陽地鐵某號線某區(qū)間隧道下穿的城市快速路中環(huán)高架橋上部結構為非標準異形普通鋼筋混凝土連續(xù)箱梁，下部結構為門式墩，基礎為承臺+樁基礎。受區(qū)間暗挖隧道施工影響，需對城市快速路中環(huán)高架橋15號和16號橋墩舊樁基進行托換，共需托換樁基6根。該區(qū)間與中環(huán)高架橋平面位置關系見圖1。

圖1 區(qū)間與中環(huán)高架橋平面位置關系圖

1.2 工程、水文地質情況

根據(jù)地質勘察報告，施工區(qū)域穿越茅口組中厚層石灰?guī)r或白云巖，巖層產狀96°∠30°，巖體整體穩(wěn)定性較好，局部分布溶洞及溶蝕破碎帶。沿線以巖溶水為主，位于地表以下3.8～35.2 m。

2 樁基托換方案設計

2.1 設計原則

1) 必須保證城市快速路的原設計技術標準及交通安全。

2) 采用傳力直接、受力明確的體系轉換結構。

3) 施工期間及托換完成后必須確保橋梁結構安全。

4) 該樁基托換還需考慮對地鐵區(qū)間隧道施工的影響，應確保區(qū)間隧道結構限界不受影響。

2.2 樁基托換方案比選

目前，托換結構按照荷載轉移方式不同可分為主動托換和被動托換。其中，主動托換是指采用機械裝置主動頂升被托換結構，以部分消除被托換體系長期變形的時空效應，將上部荷載及變形運用頂升裝置從原基礎轉移到新基礎上；而被動托換是指在托換結構完成后將托換樁切除，直接將上部荷載通過托換結構傳遞到新樁，而不采取其他調節(jié)變形的措施。主動托換和被動托換優(yōu)缺點見表1。

表1 主動與被動托換優(yōu)缺點

結合現(xiàn)場實際情況，經方案比選論證后，該工程確定在不影響城市快速路正常通行的前提下，采用被動托換方案為最佳方案。與主動托換相比，該工程采用的被動托換方案減少了4次人為施加外力引起既有結構受力變形，8個施工安全風險隱患點和3次管線遷改，工程造價降低了約80萬元，占道施工縮短了約1.5個月。

2.3 托換結構設計

該工程需對中環(huán)高架橋15號和16號橋墩既有6根直徑1.8 m樁基全部采用被動托換設計。新建托換樁基16根和承臺4座，其主要結構設計參數(shù)如下。

1) 新建托換采用直徑1.5 m的嵌巖樁設計，樁底嵌入中風化巖層不小于2 m且在隧道基底以下深度不小于2 m。

2) 新建承臺和被托換承臺之間通過相互咬合、界面處理和鋼筋焊接來滿足抗剪設計，即將被托換承臺表面鑿毛，深度為被托換承臺露出主筋為準，同時進行界面處理并將托換承臺鋼筋與被托換承臺主筋焊接。托換結構設計斷面見圖2。

圖2 中環(huán)高架橋托換結構設計斷面圖(單位：mm)

3 樁基托換有限元模型受力分析計算

選取最不利工況的右幅16-4號承臺樁基托換為例，分別對城市快速路中環(huán)高架橋上部結構和下部結構進行有限元分析模擬計算。

3.1 上部結構分析

3.1.1模型建立

利用midas軟件建立該橋梁16號墩處整聯(lián)連續(xù)箱梁6自由度梁單元模型進行模擬，計算出基本組合和標準組合下的支座反力，同時建立16號門式墩模型，將支座反力作為荷載施加于門式墩模型，得到各工況的墩頂集中力和彎矩。橋梁單元具體模型見圖3。

圖3 橋梁單元模型

3.1.2計算結果

根據(jù)上述得出的支座反力計算出16號墩基本組合和標準組合的反力和彎矩值，最終采用midas模擬計算出16-4號墩柱在基本組合和標準組合情況下的內力值見表2。

表2 16-4號墩柱內力值

3.2 16-4號承臺受力分析

在城市快速路正常通行情況下，采用ABAQUS軟件建立16-4號既有墩柱、承臺、樁基有限元實體分析模型，分別對被托換承臺開挖階段、新承臺正常使用階段和新舊承臺交界面3種工況進行計算分析。

3.2.1被托換承臺開挖階段

被托換承臺施工開挖暴露后需分析該工況下承臺在不同的支座反力作用下的應力狀態(tài)。

1) 基本組合。根據(jù)有限元模型對16-4號被托換承臺開挖階段在基本組合下模擬分析計算得出：承臺最大主拉應力為2.7 MPa(其中，X方向拉應力為1.8 MPa，Y方向拉應力為0.6 MPa)，橋墩最大主拉應力為1.3 MPa，大部分區(qū)域低于混凝土抗拉強度設計值。

2) 標準組合。對16-4號被托換承臺開挖階段在標準組合下模擬分析計算得出：被托換承臺與樁的最大主拉應力為1.8 MPa，橋墩的最大主拉應力為0.5 MPa，大部分區(qū)域均低于混凝土抗拉強度設計值。被托換承臺開挖階段應力云圖見圖4。

圖4 舊承臺開挖階段應力云圖(單位：Pa)

3.2.2新承臺正常使用階段

在切割完被托換樁基后，橋梁荷載完全由新承臺樁基進行承擔，需分析新承臺在不同的支座反力作用下的應力狀態(tài)。

1) 基本組合。對16-4號新承臺在基本組合下模擬分析計算得出：新承臺與托換樁基絕大部分區(qū)域主拉應力未超過1.5 MPa，僅新承臺頂面和底部出現(xiàn)最大拉應力為2.7 MPa，故需對橋墩進行局部分析。新承臺使用階段局部應力云圖見圖5。

圖5 新承臺使用階段局部應力云圖(單位：Pa)

新承臺最大主拉應力超過2.7 MPa的區(qū)域僅集中在橋墩一側(其中，X方向拉應力為1.7 MPa，Y方向拉應力為0.5 MPa)，大部分區(qū)域均低于混凝土抗拉強度設計值。另外，沿順橋向承臺中部的軸力為-5 000 kN，承臺中部的彎矩為-2 820 kN·m。

2) 標準組合。對16-4號新承臺在標準組合下模擬分析計算得出：新承臺與樁絕大部分區(qū)域主拉應力不超過1.0 MPa，結構最大主拉應力僅出現(xiàn)在橋墩底部，為1.3 MPa，大部分區(qū)域均低于混凝土抗拉強度設計值。另外，沿順橋向承臺中部的軸力為-4 320 kN，承臺中部的彎矩為-1 910 kN·m。新承臺使用階段應力云圖見圖6。

圖6 新承臺使用階段應力云圖(單位：Pa)

3.2.3新舊承臺交界面受力分析

新舊承臺交界面處力學性能是決定結構受力體系轉換成功與否的關鍵所在。因此，需對交界面進行植筋處理并進行剪切性能模擬分析，確保新舊承臺能夠很好地進行受力傳遞。

在基本組合下，新舊承臺交界面處最大主拉應力為0.6 MPa；在標準組合下，新舊承臺交界面處最大主拉應力為0.5 MPa。交界處區(qū)域均低于混凝土抗拉強度設計值。

4 沉降變形分析

4.1 模擬沉降變形分析

通過有限元分析模型對結構在支座反力下的豎向彈性變形進行模擬計算，得到下部結構最大豎向變形為-2.3 mm。

1) 樁基變形對上部結構的影響。在原設計模型中已經人為考慮墩頂支點處5 mm的不均勻沉降變形，出于對整個托換結構的安全性考慮，對承臺豎向彈性變形模擬計算值和人為考慮變形沉降變形值2種情況疊加計算最不利組合狀態(tài)，即承臺的總變形最大為7.3 mm。在模型中將這些豎向變形作為沉降考慮，對樁基的沉降值進行不同的組合，得到對橋梁上部結構應力最不利的組合工況，從而重新進行上部結構應力驗算。結果顯示，最大應力包絡圖同樣沒有較大的變化，標準組合最大拉應力為5.20 MPa，最大壓應力為4.71 MPa。橋梁上部結構標準組合應力包絡圖見圖7。

圖7 橋梁上部結構標準組合應力包絡圖(單位：MPa)

2) 樁基變形對下部結構的影響。16-4號承臺豎向彈性變形為2.3 mm，在模型中將這些豎向彈性變形作為沉降考慮，對樁基的沉降值進行不同的組合，得到對于16號門式墩應力最不利的組合工況，從而重新進行上部結構應力驗算，結果顯示：16號門式墩考慮樁基變形后壓應力均大于6 MPa,且未出現(xiàn)拉應力。

4.2 施工過程跟蹤監(jiān)測結果

4.2.1監(jiān)測控制值及監(jiān)測頻率確定

該樁基托換過程中對受樁基托換影響的連續(xù)箱梁及下部結構分別布置沉降和傾斜監(jiān)測點。其中，上部結構布置42個沉降點，橋墩布置16個沉降點和16個傾斜點，并制定了樁基托換監(jiān)測控制值及監(jiān)測頻率。樁基托換監(jiān)測頻率見表3。

表3 樁基托換監(jiān)測頻率表

4.2.2監(jiān)測結果

樁基托換施工期間，分別對上部結構及托換樁基進行實時監(jiān)測。

1) 橋梁上部結構沉降監(jiān)測。施工過程中對橋梁上部結構進行實時跟蹤監(jiān)測，累計沉降最大測點為DK29+290DBC-L，累計變化量-2.34 mm，發(fā)生在16-4樁基托換處，其沉降最大變化值發(fā)生在樁基托換體系轉換3 d內，其余時間段均趨于穩(wěn)定狀態(tài)，分析其沉降原因是由于樁基托換引起16-4號墩柱沉降及傾斜度變化導致。

2) 16-4號橋墩沉降、傾斜監(jiān)測。施工過程中針對16-4號橋墩處沉降、傾斜進行跟蹤監(jiān)測分析。JGC16-4橋墩監(jiān)測點時態(tài)曲線見圖8。

圖8 JGC16-4橋墩監(jiān)測點時態(tài)曲線圖

由圖8可見，橋墩傾斜和沉降最大變化值發(fā)生在樁基托換體系轉換3 d內，其余時間段均趨于穩(wěn)定狀態(tài)。查閱橋梁竣工圖和樁基托換施工過程中相關資料，16號墩設計為固結墩柱，且位于較小的轉彎半徑上，長期受其上部恒載和活載影響導致16號墩應力集中傾斜變形，在樁基托換過程中，由于受力體系轉換，使其原有應力釋放過程中出現(xiàn)垂直度和沉降輕微變化。另外，在有限元分析模型中也顯示橋墩與承臺結合部位應力云圖異常。

根據(jù)跟蹤監(jiān)測數(shù)據(jù)可知：樁基托換對該橋沉降、傾斜影響較小，累計變化最大值均發(fā)生在16-4號橋墩處，且監(jiān)測數(shù)據(jù)均未超過設計控制值要求。樁基托換施工期間及隧道下穿過程中數(shù)據(jù)處于較平緩狀態(tài)。橋梁上部結構沉降、橋墩傾斜和沉降監(jiān)測數(shù)據(jù)累計變化最大值見表4。

5 技術控制要點

5.1 樁基托換結構施工要點

1) 根據(jù)地質勘察報告，需提前對托換樁范圍內存在的溶洞采用注漿回填處理。

2) 受橋梁凈空限制，所有樁基均采用人工成孔方式，在開挖過程中應做好混凝土護壁，必要時采用鋼護筒護壁防護。樁端嵌巖段嚴禁采用護壁。

3) 被托換承臺混凝土表面鑿毛時若發(fā)現(xiàn)混凝土裂縫、大面積脫落等異常情況，應立即停止施工，同時采取臨時安全加固措施。被托換承臺混凝土表面處理見圖9。

圖9 被托換承臺混凝土表面處理

4) 被托換承臺周圍設置構造鋼筋籠并與既有鋼筋焊接。

5) 托換樁基應進行100%無損檢測，且對托換樁的單樁豎向承載力進行檢測。

6) 在施工過程中，應對舊樁、承臺沉降和裂縫加強監(jiān)測，及時反饋監(jiān)測信息以便指導施工。

5.2 托換結構體系轉換要點

1) 在托換樁頂、樁身及樁底預埋傳感器，以測定托換結構體系轉換及暗挖隧道下穿過程中托換樁的軸力變化。

2) 在被托換承臺上、下部位分別預埋應變計，以確定被托換結構的托換荷載轉換。

3) 新建承臺的混凝土達到設計強度后方可采用繩鋸切割被托換樁基，在切割舊樁基過程中，應按照托換受力轉換順序進行分幅、分基坑、分階段實施。

4) 托換過程中每一道工序均應對橋梁沉降和托換承臺裂縫等進行監(jiān)控量測，并及時反饋監(jiān)測信息以便指導施工。

5.3 隧道下穿施工要點

1) 施工前需進一步收集橋梁的基礎資料，并核實樁基與隧道的平面及縱斷面位置關系，若與設計不符，應及時處理。

2) 隧道采取直徑108 mm大管棚+直徑42 mm超前小導管+系統(tǒng)錨桿+鋼拱架形式加強初期支護。

3) 區(qū)間下穿樁基托換段采用非爆破開挖。開挖一榀支護一榀，逐榀成環(huán)推進。達到一次二襯施作長度后及時施作二襯。

4) 開挖過程中加強對橋梁上部結構沉降、橋墩傾斜和沉降、洞內拱頂沉降和水平收斂等監(jiān)測，根據(jù)監(jiān)測反饋信息及時采取相應的措施，確保施工安全和質量。

6 結語

該工程在不影響城市快速路正常交通的情況下采用樁基被動托換方案，從模擬計算結果可知：在整個施工過程中的整體應力較小，各種工況的拉應力值都在2.0 MPa以下。對最大主拉應力超過2.0 MPa的局部區(qū)域分別提取X和Y方向的拉應力，2個方向的拉應力均小于2.0 MPa。另外，根據(jù)后期施工監(jiān)測結果來看，與模擬計算結果基本吻合，從而說明該工程樁基托換是安全可靠的，并提出以下建議。

1) 為確保下穿隧道及橋梁樁基結構安全，工程建設過程中應加強下穿隧道開挖支護及二襯施工質量，控制橋梁樁基側向變形，確保橋梁結構安全。

2) 樁基托換施工前應對被托換橋面、橋墩的前期變形、結構裂縫情況進行周密調查，確定被托換結構的最終沉降標準，確保上部結構的正常使用。

3) 樁基托換及暗挖隧道施工過程中應隨時監(jiān)測托換上部結構的變形和結構開裂情況。如遇變形和結構開裂趨勢增大時，應立即停止施工，采取措施予以控制。