0 引言

随着城市地下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出现穿越既有建筑物、桥梁结构或重要的历史建筑物桩基情形^[1,2,3]。为了确保上部结构安全正常使用, 一般采用桩基托换技术对建筑物基础进行加固处理, 并取得良好效果。

根据受力转换过程的不同, 桩基托换技术又可分为被动托换与主动托换2种。对于受荷小的小直径桩基, 一般采用被动托换技术^[4,5], 何文锋^[6]介绍了被动式梁式托换的工艺和特点, 结合工程实例, 计算说明被动式桩梁托换技术在8层框架结构建筑托换的工况下合理可行。而对于荷载较大的大直径桩基, 则通常采用主动托换技术^[7,8]。卜建清^[9]通过对天津津滨轻轨桥梁墩柱托换工程的设计思路及成果进行分析论证, 说明选用主动托换技术合理可靠。万小飞^[10]研究了主动托换技术在地铁穿越超静定桥梁中的应用, 得出对变形要求严格的地铁工程适用主动托换技术的结论。

而托换技术选用是否合理, 关键取决于托换后结构体及基坑的变形大小。数值模拟技术被广泛应用于围护结构、岩土体、桩基变形等研究中, 并有大量成果^[11,12]。李超^[13]以北京地铁5号线为背景, 通过模型试验、数值计算并结合现场实测数据, 对开挖过程中地表沉降情况予以研究, 验证模型试验的可靠性。杨庆年^[14]利用有限差分软件FLAC3D, 分析总结地铁站基坑开挖引起的变形规律;赵彦庆等^[15]基于监测数据, 采用有限元软件MIDAS/GTS对基坑施工过程进行模拟研究, 得到基坑变形特征。金方方等^[16]通过理论计算和数值模拟, 结合对桥梁结构在施工过程中内力和变形的分析, 提出桩基托换过程中合理开挖暴露长度。

目前, 在地铁建设工程中, 对大吨位桩基进行托换时, 采用非主动的被动式桩式托换技术的情况比较少见, 也缺少相关的研究成果, 故研究被动桩式托换技术在大吨位桩基托换工程中的应用十分必要。

本文基于武汉地铁6号线武胜路站基坑下穿高架桥的桩基托换工程, 介绍其被动桩式托换的设计及施工方案等;通过数值模拟、现场实测等手段, 分析不同工序下托换结构体及基坑的沉降与变形特征, 以验证在大吨位桩基托换工程中采用桩式托换也可行。研究成果可为同类工程的设计及施工提供借鉴和参考。

武胜路立交桥为南北直行高架桥, 沿线东西向规划宽不等, 立交桥长1 175m、宽16m, 设4车道, 为主干道。行车道宽15m, 两侧各设0.5m防撞护栏, 共16m, 荷载等级为汽-20、挂-100, 为独立桥墩, 全桥上部结构采用桥面连续, 共分10联, 分别为5跨一联和6跨一联, 共设11道伸缩缝, 其中9道缝为双缝, 2道单缝, 全部共45道连续缝。

武胜路高架桥与6号线武胜路站垂直相交, 高架桥下基坑宽约23.6m、深约24.6m, 21号桥桩处于地铁施工范围内, 其中17～23号桥墩共6跨为一联, 每跨长18.7m。20～22号高架桥桥桩为直径1.20m钻孔灌注桩, 原21号被托换桩设计长度为43.65m, 实际施工桩长为43.55m, 桩尖坐落在粉、细砂层中, 20, 22号承台边与车站围护结构外侧最小距离分别为5.3, 3.28m。

受地面交通场地和车站宽度较大等限制因素影响, 无法采用门架式桩梁托换体系 (梁式托换) , 经过分析, 采用在被托换桩承台增设4个托换桩的方案, 托换桩与被托换桩构成新的竖向承载结构, 被托换桩为摩擦桩, 托换桩为嵌岩端承桩, 新的承载结构利用车站底托换桩为主要承载结构, 形成新桩式托换体系 (桩式托换) , 新托换结构位于车站内部, 通过修饰形成墩柱, 不影响车站使用功能。4根托换桩均为直径1.2m、桩长53m钻孔灌注桩, 且桩底进入微风化泥岩≥1m。

武胜路高架桥与地铁基坑位置关系如图1所示。

场区地貌单元为长江Ⅰ级阶地, 属于河流堆积平原区。地层主要是近代人工填筑土层、湖积层、第四系全新统冲积层以及冲洪积层。场区基岩为志留系泥岩, 岩面整体较为平缓, 局部有所起伏。从上到下的分层为杂填土、淤泥质粉质黏土、黏土、粉质黏土夹粉砂、粉细砂、粉质黏土、强风化泥岩、中等风化泥岩、微风化泥岩、中等风化破碎泥岩。具体存在高程及21号桥桩分布位置, 如图2所示。

武胜路地铁车站盖挖段支护措施采取1m厚地下连续墙与C30混凝土支撑方案, 支撑截面尺寸均为800mm×1 000mm, 上、下间距6m。车站围护结构墙底采用落底设计, 支护结构剖面如图3所示。为了降低桥下地下连续墙施工对20, 22号桥桩的影响, 对桥面下车站主体围护结构地下连续墙槽壁进行高压旋喷加固。

钻孔灌注桩共4根, 直径1.2m、桩长53m, 桩身采用C30水下钢筋混凝土, 底部要求嵌入微风化泥岩≥1m。横系梁在主体基坑开挖过程中随开挖施工, 其与托换桩之间采用预埋套筒连接, 与原有桩基采用在原有桩基上植筋的方式连接, 横系梁尺寸为800mm×1 000mm和600mm×1 000mm, 采用C30钢筋混凝土。新建承台尺寸8 000mm×6 400mm×2 300mm, 要求托换桩嵌入新建承台130mm, 承台使用C40 P8混凝土一次浇筑完成。

1) 第1步进行交通疏解, 迁改管线, 施工围挡, 破除路面。

2) 第2步施工4根托换桩, 且托换桩对称施工。

3) 第3步放坡开挖至托换基坑底标高, 施工混凝土垫层, 浇筑高桩承台 (位于原承台附近) 。

4) 第4步待高桩承台达到设计强度后, 桥面下地下连续墙槽壁加固, 施工车站主体围护, 开挖桥面下基坑。随着竖向开挖至连系梁底标高, 依次施工垫层及竖向连系梁。

5) 第5步待竖向连系梁达到设计强度后, 继续开挖车站主体基坑至基坑底标高, 施工车站混凝土垫层及保护层, 局部放坡开挖至低桩承台基坑底标高, 施工混凝土垫层及保护层, 浇筑低桩承台 (位于车站底板下) 。

6) 第6步随着施工车站主体结构, 依次向上回填隔墙内素混凝土至高桩承台底。回填覆土, 恢复管线, 恢复交通。

根据基坑开挖影响范围及实际资料, 模型尺寸取40m×96m×50m, 32 074个单元, 337 758个结点。托换结构体以基坑的初始应力主要由自重应力场与桥梁上部荷载来确定。由TB10002.1—2005《铁路桥涵设计基本规范》并计算结构可知, 20～22号桥桩盖梁上部荷载设计值均为13 489kN。桥桩盖梁自重标准值为500kN, 既有承台自重标准值为371.25kN, 新增承台自重标准值为2 688kN。通过以上可计算出21号桥桩新增承台顶面所受上部荷载 (含新增承台自重) 设计值为18 223kN, 换算成压应力为355.92Pa。

本文主要利用弹性模型、莫尔-库仑模型, 托换结构体模型如图4a所示, 地下连续墙模型如图4b所示, 整体模型如图4c所示。

根据模型所选取的尺寸以及岩土体地质勘察报告, 将地层划分成8个单元, 每个单元岩土体的力学参数如表1所示;地下连续墙、冠梁、钢筋混凝土支撑、钢支撑、既有桩与托换桩、承台的计算参数如表2所示。

根据开挖深度以及支撑安装时间确定4个工况, 具体的基坑开挖模拟与混凝土支撑施工工况如下: (1) 工况1开挖第1层土体至地面以下2.5m深度位置, 在1.5m位置施工冠梁及第1道混凝土支撑;开挖第2层土体至地面以下8.5m深度位置, 在7.5m位置施工第2道混凝土支撑。 (2) 工况2开挖第3层土体至地面以下14.5m深度位置, 在13.5m位置架设第3道混凝土支撑。 (3) 工况3开挖第4层土体至地面以下20.5m深度位置, 在19.5m位置架设第4道混凝土支撑。 (4) 工况4开挖第5层土体至基底标高以上30cm时停止机械作业, 以下由人工开挖至设计标高, 开挖最终深度为24.6m。

基于基坑开挖对桩基托换结构体及基坑的变形影响的重要性, 采用FLAC3D建立模型, 模拟基坑开挖的各阶段, 并进行计算, 估算在开挖过程中托换结构体及地下连续墙的变形量, 分析变形规律, 以评估21号桩托换结构的可靠性和安全性, 通过地下连续墙的变形量, 评估基坑支护结构的可靠性, 并间接反映未托换20, 22号桩的安全性能。

土体的开挖会导致桩侧摩阻力降低, 继而托换结构体发生沉降变形, 21号桥桩及4根托换桩随桩深的竖向沉降量如图5所示。

由图5可得到以下规律: (1) 随着开挖深度的不断加大, 托换结构体的沉降量整体逐步增加, 其中以承台与桩基上部表现尤为明显, 开挖过程中托换结构体的最大沉降量达5.93mm, 这是由于在开挖时, 随着土体不断挖出, 托换桩基与被托换桩基都不断暴露出来, 这就导致桩侧摩阻力不断损失, 从而导致承台与桩基的沉降量随着开挖深度的加大而增加。 (2) 在开挖的每个阶段, 托换桩与被托换桩桩底的沉降量基本保持不变, 承台与桩顶沉降量明显大于桩底, 且随开挖深度的增大而增加, 而被托换桩桩底的沉降量大于托换桩桩底的沉降量, 这是由于托换桩桩长53m, 桩底伸入微风化泥岩中, 持力层力学性能好, 桩端阻力较大, 因而桩底基本上无沉降;而被托换桩桩长43.66m, 桩底伸入粉、细砂层中, 桩端摩阻力相对较小, 因此其沉降相对于托换桩桩底稍大。 (3) 每开挖1m沉降量为0.012 5, 0.193, 0.199, 0.324mm。每开挖1m的平均沉降量随深度的增大而增大, 工况1下基本无沉降。根据变形与荷载同步增加的原理, 随着基坑开挖, 到基坑底部时, 被托换桩的荷载逐步转移到托换桩, 实现桩基托换功能。

基坑不同开挖阶段下地下连续墙变形如图6所示。

由图6可得到如下内容: (1) 盖挖段的地下连续墙均是向基坑内变形, 且随着开挖的不断进行, 墙体向基坑内的位移不断增加, 在工况1结束后, 墙体向基坑内发生的最大位移量为0.42mm, 在工况4结束后, 墙体向基坑内的最大位移量为20.88mm。这是由于基坑内土体开挖后, 出现卸载情况, 导致墙外土体的压力明显大于墙内的支撑应力, 最终导致墙体发生向基坑内变形, 此种现象随基坑暴露出来深度的增加越来越明显。 (2) 从图中看出, 地下连续墙位移稳定, 在开挖工况3, 4阶段增加最大, 最大位移位于18m左右;墙体位移相对较小, 说明支护结构合理, 且20, 22号桩稳定、安全。

结合武胜路高架桥21号桩托换结构体与基坑监测方案中的相关监测内容 (托换结构体沉降预警值、地下连续墙变形预警值、地面沉降预警值均为30mm或3mm/d) , 对武胜路基坑盖挖段中托换结构体的沉降、武胜路地铁车站基坑地下连续墙变形、武胜路地铁车站基坑地面沉降的实际监测数据进行分析, 研究其变形特征。实测点位如图1所示。

由于托换桩直接伸入承台, 接触界面经过处理, 承台上方对应四角的4个沉降点 (GJ09, GJ10, GJ11, GJ12) 也就对应托换桩正上方位置, 因此可将这4点的沉降视为托换桩的顶部沉降。托换桩桩顶沉降变形规律如图7所示。

托换结构体整体呈下沉趋势, 开挖初期部分有隆起现象, 但随开挖的不断进行, 监测点均呈现下降趋势, 开挖后期, 沉降量极小;同时, 可以看出GJ09, GJ10沉降量明显大于GJ11, GJ12, 但4点沉降变化基本同步。GJ09, GJ10, GJ11, GJ12的沉降量分别在3.01, 2.51, 1.53, 1.42mm, 趋于稳定。

监测初期基坑开挖土体少、深度小, 故初期托换结构体沉降量变化不大;但随基坑开挖深度的不断增加, 到中期时, 由于土体的开挖卸荷导致托换桩基桩侧摩阻力损失, 托换桩发生相对比较明显的沉降;到开挖后期, 基坑内所有围护结构与支护结构已形成一个整体的支撑系统, 被托换桩与托换桩之间的荷载转移完成并趋于稳定。此外, 由于GJ09, GJ10下面的2根托换桩基与GJ11, GJ12下面的2根托换桩基分别位于不同的两侧, 基坑先开挖GJ09, GJ10所处一侧, 即GJ09, GJ10侧对应托换桩基在混凝土支撑施作之前的暴露时间明显长于另2根托换桩基, 导致桩身附加荷载较大, 从而使GJ09与GJ10 2个测点的沉降量明显大于GJ11与GJ12。

通过地下连续墙中的测斜孔数据反映地下连续墙的变形是基坑围护结构监测中最直观也是最有效的方式, 通过测孔可实时掌握地下连续墙的变形规律与特征, 而后根据不同情况做出及时反应与调整。监测共布设2个断面, 每个断面布设2个测孔, 共4个测孔, 测孔编号为CX1～CX4, 重点研究紧邻托换结构体的地下连续墙中的CX1号测斜管。CX1号点开挖各阶段的变形特征如图8所示。

由图8可看出, 不同时期测得的地下连续墙变形图形与数值模拟图形相似。在基坑开挖过程中, 测孔下部28, 29, 30m位置处基本保持不变形, 测孔上部位置在第1道混凝土支撑完成后其变形量很小, 保持稳定状态;开挖中期, 地下连续墙向基坑内的最大变形逐渐增大, 且最大变形量的位置也随基坑开挖深度增加而不断向下发展, 开挖后期, 地下连续墙的最大变形在21.01～25.01mm, 变形位置深度在地面以下14～17m位置处。整个基坑开挖过程中最大变形为向基坑以内25.01mm, 变形位置位于地面以下17m处, 在基坑开挖深度的约2/3处, 其变形量在设计控制标准内, 围护结构安全可靠。

在武胜路地铁基坑开挖工程中, 是先开挖后支撑, 土体开挖卸荷, 势必造成地下连续墙先向基坑内产生一定位移, 而后随着基坑内混凝土支撑的施作, 之前变形最大处变形受到限制, 虽仍然有变形, 但变形范围很小, 地下连续墙基本保持稳定。最终随着支撑的施作完成, 基坑围护结构形成完善体系, 受力条件良好, 地下连续墙最大变形量及变形保持稳定。

武胜路站全线基坑开挖, 基坑周边的建筑物较多, 周围环境复杂。一般而言, 对距基坑边缘1～3倍基坑深度范围内的周边地表沉降进行监测, 原则上每个断面≥3个测点, 测点与基坑距离为2, 10, 18m, 但实际上由于线路周围局部建筑物离开挖基坑较近, 不够布设距离, 部分断面减少测点。选取不同位置处的2个地面沉降监测点1, 2截面进行研究, 每个截面分布4个监测点, 与地下连续墙的距离分别为2, 8, 15, 20m, 具体沉降变形数据如图9所示。

整体上, 地面均呈现下降趋势, 但位置不同其沉降程度也不同, 距离地下连续墙2, 8m位置处路面沉降量及沉降速率较小, 而15m位置处沉降量及沉降速率较大, 20m位置处沉降量及沉降速率最大。开挖前期, 路面沉降不明显, 以较小幅度递增;开挖中期, 沉降量增加幅度明显;开挖后期, 沉降量整体趋于稳定, 增幅较小。1, 2号截面最大沉降量均是距离地下连续墙20m位置, 最大沉降量分别为17.91, 23.52mm, 均未超出安全预警值。

由其变形特征可知, 由于前、中期支护措施落后于开挖, 因此造成前、中期地面沉降量及沉降速率较大, 到后期由于围护结构与支护结构形成体系, 墙后土体作用在地下连续墙上时, 基坑受力条件良好, 土体沉降受到限制, 从而趋于稳定。此外, 由坑外土体受力特性, 加上坑外路面是城市主干道路, 受汽车荷载影响, 15m与20m位置处地面沉降明显大于2m与8m处, 且在20m处达到最大。

基于武汉地铁6号线武胜路基坑下穿高架桥的桩基托换工程, 对开挖过程中托换结构体沉降、车站基坑地下连续墙变形及车站基坑地面沉降3方面, 进行现场实测和数值模拟计算分析, 得到以下结论。

1) 托换结构体沉降模型计算结果与监测数据在各阶段的变形趋势与变形量吻合, 托换结构体沉降变形规律符合桩式托换特征, 且变形量均在预警值内, 说明采用被动桩式托换方法安全可靠。

2) 地下连续墙变形同一位置地下连续墙的数值模拟与实测数据变形曲线趋势吻合, 两者各阶段最大变形量基本相近, 且最大变形位置均在基坑开挖2/3处, 符合其他工程中得到的经验规律, 说明临近桥桩所采取的基坑支护措施合理安全。

3) 地面沉降地面沉降监测点与地下连续墙的水平距离越远, 沉降越大;随开挖不断进行, 同一点的沉降也越来越大, 开挖中期沉降变化量较大, 后期沉降趋于稳定;并且沉降量均处于预警值内, 反映围护结构与支护结构安全合理性。

本文对开挖过程中托换结构体及基坑的沉降与变形进行了对比分析, 但未对高架桥通车及地铁运营期间的变形特征进行研究, 然而运营期间桥桩受荷与开挖过程不同, 主要受动荷载影响, 因而需对数值模型进行优化设计, 对托换体的受力特性进行进一步分析与研究。