地铁隧道下穿桥梁桩基托换力学行为与参数研究*
（1.西南交通大学交通隧道工程教育部重点实验室，四川成都610031； 黄希，陈行，晏启祥，宋乐阳，杨涛2.中国水利水电第十三工程局有限公司，天津300384）
的主动托换和被动托换的荷载转换、桩基沉降规律及主动托换时不同设计参数对桩基沉降的影响规律.结果表 [摘要]以深圳地铁7号线黄本岗站区间隧道穿越华强立交桥桩基为工程青景，分析了隧道穿越桥梁下方桩基时明：托换梁的挑曲变形是桩基沉降的主要因素，主动托换时千斤顶的顶升作用可有效抵消托换梁的提曲变形，其托换效果优于被动托换；主动托换时，顶升位移为1.68mm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；在一定范围内，托换结构的桩长越长、桩径越大、梁高越高，被托换桩顶处竖向位移差越小，梁宽对位移差的影响程度不明显.
[关键词]地铁；桩基托换；托换械；力学行为；数值模拟；沉降
[中图分类号]U455.43 [文献标识码]A
[文章编号]1002-8498（2017)11-0067-04
ResearchofPileFoundationMechanicsBehaviorandParameters Underpinning of Subway Running TunnelPassingUnder the Existing Bridge
HUANG Xi' CHEN Hang' YAN Qixiang' SONG Leyang' YANG Tao²( 1. Key Laboratary of Transportation Tannel Engineering Ministry of Eduation Suthxesr Jinotong U/nirersity Chrngdis Sichuan 610031 Chine;2. Sinohtydro 7ianyjin Engineering Go. Lad. Tiznjin 300384 China )
Abstract :Traversing Huaqiang flyover pile foundation by No. 7 line of subway in Shenzhen during thetunnel construetion of Huangmugang station is taken as construction background the load transfer ofaetive underpinning and passive underpinning when tunnel traverses the pile foundation of flyover settlement rule of pile foundation and influencing rules on settlement of pile foundation by differentparameters when active underpinning are introduced. It turms out that the flexural deformation of underpinning beam is the main factor of pile foundation settlement. Jack-up effect of jack can offset thelexural deformation effeet of underpinning beam when active underpinning and its underpinning efeet arebetter than passive underpinning eflect. When active underpinning the best cut pile position is 1. 68mmbridge by unxderpinning technology. Within certain range the pile length of underpinning structure is of top displacement and at this time cut pile can effectively reduce the influences on upper structure oflonger the pile diameter is larger and beam depth is higher. When vertical displacement of passiveunderpinning has small differential value the influenees on displacement differential value by beam arenot obvious.
Key words: subways: pile foundation underpinning: underpinning piles; mechanics behavior; simulation ; settlement
本文依托深圳地铁7号线黄木岗站区间隧道穿的荷载转换与桩基沉降规律及设计参数对桩基沉 越华强立交桥桩基工程，展开主动托换与被动托换降的影响规律的研究.
表1模型主要计算参数
1工程概况
水路，终至罗湖区太安路，线路总长度约29.962km. 深圳地铁7号线三期工程，线路起自南山区丽黄木岗站位于黄木岗立交桥下，为地下站，车站为南北向布置.黄木岗车站地面高程为18.970～24.220m，其附近地貌情况为台地地貌，车站开挖深 度为27.4-29.3m.深圳市华强立交桥主桥总长222m，南主桥由西向东，北主桥由西向东，南、北主桥均共3联.需进行托换处理的S8号、N8号桥墩均位于第3联.华强立交桥主桥南、北主桥墩柱为两桩承台，以微风化花岗岩为桩端持力层.南桥S8 直径1.6m圆柱，基础采用直径1.2m钻孔桩，均为号桥墩桩长32.2m，桩基承台底标高17.500m，桩底标高-14.700m
Table 1 Main caleulation parameters of the model
凝土 弹性尺寸/m 模型 强度 等级 (kgm~) 密度p 模量 E/ 铂松比托换脏 d=1. 5 A =32 C40 2 300 33.5 GPs 0. 22托换梁 =21.3 =6 =3.5 C50 2 500 33.5 0.20被托换 ==P C40 2 300 33.5 0. 22桥墩柱 {=7.5 = d=1.6 C50 2 500 33.5 0. 20承台 3. 0 A =2.0 C50 2 600 33.5 0.20
2工程与水文地质
2.1工程地质
根据实际工程的地质勘察报告，隧道区间土层分布情况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、研质黏性土.
2.2水文地质
图1原桩基和托换后桩基数值模型
黄木岗车站地下水主要为孔隙水、潜水及基岩裂隙水，基岩裂隙水具有微承压性.孔隙水主要赋存于冲洪积租砂层中，其次赋存于坡积含碳黏土、残积砺质黏性土、全风化花岗岩中.基岩裂隙水主 要赋存于强风化花岗岩及中等风化花岗岩中.基岩裂隙发育，孔隙水与裂隙水局部其有连通性.岩石富水性和透水性与节理裂隙发育情况关系紧密，也不均匀.黄木岗车站地下水位埋深2.1-7.2m， 节理裂隙发育的不均匀性导致其富水性和透水性水位高程为14.360-18.680m.地下水的主要补给来源为大气降水，排泄途径主要是蒸发和径流.
Fig. 1 Numerical model of pile foundation and pile foundation underpinning pileafter underpinning
4计算及结果分析
4.1荷载转换规律
4.1.1主动托换
消除部分新的沉降变形与将要被托换结构的既有 主动托换是在原桩切断之前，采用顶升工艺，变形，从面遇制托换结构的变形，使其控制在很小的变化范围内.该法适用于大吨位和控制变形严格的情况.
3数值计算模型及参数
底部施加一定数值的向上位移，从而达到相应的工 为实现主动托换千斤顶的顶升作用，对托换桩程效果.经过多次模拟试算得到被托换桩基础应力由压力转换为拉力时的位移值为1.68mm，即当对托换桩底部施加的向上位移为1.68mm时，桩基 托换施工对桥梁上部结构影响最小，能最大限度地保证行车安全.
死功能进行模拟.单元类型采用solid45实体单元 桩基托换的过程采用ANSYS软件中的单元生模型，结构采用线弹性本构模型.考虑到桩基础为端承桩，桩端受地基沉降影响较小，其对桩基的影响可忽略不计，故不对地基土单独建模.荷载方面 考虑桥梁自重、城-A级设计车辆荷载和3车道的车辆荷载横向折减，同时忽略汽车制动力、冲击力等影响，经简化分析计算后得到单个墩柱上的平均荷载为3590.93kN/m²，桩基础底部施加三向位移全约束.为便于描述及分析，对桩基进行编号命名， 其中1-4号为托换桩，5-6为原桩基础，A为桥梁墩柱.模型主要计算参数如表1所示，原桩基和托换后桩基有强如图1所示.
各施工过程的桥墩柱底、托换桩、被托换桩竖向应力如表2所示.由各施工时段的竖向位移云图可知，在进行主动托换前，墩柱承台交接处、原桩基 与承台交接处均出现较为明显的应力集中.当托换梁与托换桩完成施工但未对托换桩施加顶升位移时，被托换桩桩顶竖向应力有了一定程度的增
4.1.2被动托换
4.2桩基沉降规律
加.分析认为，虽然托换桩基体系和原桩基体系共同受力，但由于托换梁体积较大，其自重较大，仍会 一定程度地增大被托换桩桩顶竖向应力.顶升前被托换桩顶最大压应力为5.06MPa，当其顶升至1.68mm时，桩顶最大拉应力为0.47MPa，满足相关规范要求，此时可最大限度地减小截桩施工对桥梁及其上部结构的影响.同时，由于千斤顶的顶升作 用，托换桩竖向应力有较大幅度的增加，被托换桩竖向应力明显减小.当进行截桩施工后，2号托换桩竖向压应力增加了0.21Pa，被截桩体完全退出工作.
表2截桩前后各桩顶竖向应力
Table 2 Vertical stres of pile block before
and after cutting pile MPa施工 柱底 桥墩 托换脏 2 3 4 被托换桩 5 690009099 顶升后3.22 1.36 1.35 1. 451.440.42截桩后 3. 16 1.57 1.56 1. 69 1.68 0.47
被动托换无顶升工艺，其在原桩切断过程中，将上部荷载通过托换梁传递到新桩上.通过设值千斤顶位移为0来模拟被动托换的切桩过程.
由被动托换各施工阶段结构的竖向应力云图可知，加人托换结构后，托换桩基体系和原桩基体系形成一个整体，共同受力，但因托换梁体积较大、自重较大，被托换桩桩顶竖向应力有了一定程度的增加.截除原桩后，托换桩桩顶竖向应力有较小程 度的增加，结构趋于稳定.
在分析荷载转换规律的基础上，进一步研究桩基托换沉降规律，这对于优化托换结构其有十分重要的意义.
通过模拟计算，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，如表3所示.
表3截桩前后各桩顶竖向位移和沉降差
Table 3 Vertical displacement and differential settlement
of pile block before and after cutting pile托换 工 桥增柱- 托换脏 被托换桩 m类别 过程 施工前4.86 - 1 23456 10-10-主动) 31升前 6.31 -4.28 4.29 -4.27 -4.28 5.44 5.44 托换升后-2.690.400.410.390.41-1.86-1.86截桩后3.650.13 0.14 0.12 0. 13- -被动 施工前-4.86 10-10-托换 截桩后-9.655.79 -5.795.755.75
由表万有据主动托换施工的桥墩柱顶面沉降
4.3桩基设计参数影响规律
4.3.1托换桩长组
较被动托换均匀.桥墩截桩前后的沉降差相差不大，仅为0.96mm.总体施工前后桥墩柱顶面有轻 微隆起，位移为1.21mm，满足桥面板平顺要求.由于千斤顶顶升作用，顶升前后1-4号托换桩桩顶位移由竖直向下位移变为竖直向上位移，且桥墩的沉降位移也逐步减小.截桩前后，托换桩的竖向位移未出现显著变化，最大仅为0.55mm.被动托换截 桩后桥墩柱顶面沉降增加幅度较大，总体施工前后墩柱顶面的沉降位移增大至4.79mm，超过桥墩柱顶面预警值3.5mm，不能保证桥面板平顺.
中位置.主动托换时顶升前后最大沉降分别为 由图2可知，托换梁沉降最大值均在托换梁跨4.28，3.11mm.由于千斤顶的顶升作用，主动托换顶升前和截桩后的最大沉降值仅为3.65mm，远小于托换梁挠度预警值10.4mm，满足施工要求.被大沉降为9.11mm，托换梁的沉降极为明显，顶升前 动托换时在顶升前最大沉降为4.28mm，截桩后最和截桩后的最大沉降值为4.83mm.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，其通过主动托换的千斤顶顶升位移可以得到较好改善.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，不能满足相应施工要求.
图2托换粱的沉降位移曲线
Fig. 2 Settlement displacement curves of activeunderpinning passive underpinning and underpinning beam
长、不同桩径、不同梁高、不同梁宽下整体结构的变 通过数值计算的方法分析托换体系的不同桩形分布情况.选择被托换桩顶面作为分析目标面，分析荷载步为截桩后，研究其竖向位移分布情况，在此基础上对托换体系设计参数进行对比分析.
对托换桩长分别为18，20，22，24，26，28m的桩基结构进行计算和分析.托换桩直径为1.5m，托换主梁高2.5m，托换次梁高2.0m，托换主梁宽2.5m，
4.3.2托换桩径组
4.3.3拍爽黎据高组
托换次梁宽2.5m，分析工况为截桩后.墩柱顶面作为分析目标面，提取其不同施工阶段墩柱顶面竖向 位移情况，如表4所示.
表4不同桩长下墩柱顶面竖向位移
Table 4 Vertical displacement of top surface of
桩长/m pier stud with different pil length 施工崩/mm 截核后/mm 说降差/mm28 3. 24 1.6230 32 4.86 3. 44 3. 65 1. 42 1.2134 3. 85 1.0136 4. 06 0.80
由表4可知，在不同桩长情况下，截桩过后的墩柱竖向位移变化随桩长的增加而减小.当托换桩 基桩长从28m增加到36m时，墩柱的竖向位移绝对值随之增大.即桩长越长，墩柱处的沉降差越小，托换结构的沉降越小.从沉降控制角度来看，对于端承桩，托换桩桩长越长，沉降控制越好，但考虑到 花岗岩持力层的位置关系，选择32m作为托换桩桩长较优.
分别对托换桩基直径分别为1.1，1.3，1.5，1.7，1.9m的截桩后的新桥桩体系进行计算分析. 设托换桩长为32m，托换梁高3.5m，托换梁宽6.0m，托换梁长21.5m.提取其不同施工阶段墩柱顶面竖向位移情况，如表5所示.
表5不同桩径下墩柱顶面竖向位移
pier stud with different pile diameters
Table 5 Vertical displacement of top surface of
椎径/m 施工膜/m 截核后/mm 说降差/mm1.1 1.3 4. 52 5. 90 1. 04 0.341.5 98°- 3. 65 1.211.7 1.9 3. 05 2. 62 1.81 2.24
由表5可知，不同桩径下截桩过后的墩柱顶竖向位移变化趋势相同.桩径为1.1m时，其竖向位移均为负值，即被托换桩处于下沉情况.当桩径由1.3m增加到1.9m时，其竖向位移均为正值，即墩 柱顶上拱.分析认为，桩径越大，墩柱顶的竖向位移绝对值越小，结构上拱越大，托换结构的沉降越小.从沉降控制角度来看，针对端承桩托换桩桩径越大，沉降控制越好，但考虑到材料使用的经济性，托换桩桩径1.5m已经完全满足施工运营的安全 性，且此参数对沉降控制较明显，因此托换桩桩径1.5m较优.
4.3.4托换梁梁宽组
5结语
对托换梁高分别为2.5，3.0，3.5，4.0，4.5m的托换主梁截桩后的新桥桩体系进行计算分析，设托 换桩长为32m，托换桩桩径为1.5m，托换梁宽6.0m，托换梁长21.5m.提取其不同施工阶段墩柱顶面竖向位移情况，如表6所示.
表6不同梁高下增柱顶面竖向位移
Table 6 Vertical displacement of top surface of
pier stud with different beam height梁高/m 施工前/mm 截桩后/mm 沉降差/mm2.5 5.35 4.20 0. 49 0. 663.5 4.0 4. 86 3.65 1.21 1.474. 5 3.39 3.31 1.55
由表6可知，在不同梁高情况下，截桩后的墩柱顶竖向位移变化趋势相同.当梁高2.5m时，其竖向位移为负值，即墩柱顶处于下沉情况；梁高3.0-4.5m时，其竖向位移均为正值，即墩柱处上拱.分 析认为，当梁高越大，墩柱处竖向位移绝对值在逐渐减小，即上拱越大，说明增加托换梁梁高会减小托换结构的沉降.从沉降控制角度来看，托换梁梁高越大，沉降控制越好，但考虑到材料使用的经济性，托换梁梁高3.5m已经完全满足施工运营的安 全性，因此托换梁梁高3.5m较优.
分别对宽度为5.0，5.5，6.0，6.5m的托换主梁截桩后的新桥桩体系进行计算分析，设托换桩长度 为32m，托换桩桩径1.5m，托换梁梁高3.5m，托换梁长21.5m.提取其不同施工阶段墩柱顶面竖向位移情况，如表7所示.
表7不同梁宽下增柱顶面竖向位移
Table 7 Vertical displacement of top surface of pier
stud with different beam width梁宽/m 施工前/mm 截后/mm 沉降差/wm5.0 3.59 3.61 1.27 1.255.5 6.0 4. 86 3.65 1.216.5 7. 0 3.70 3.77 1.16 1. 09
由表7可知，在不同梁宽情况下，截桩过后的墩柱顶竖向位移变化随梁宽的增加面减小.梁宽5.0m增加到7.0m时，墩柱竖向位移绝对值逐渐增加，墩柱处上拱效应逐步减小，即沉降有一定程度的增大，但结果仅相差14%，效果不明显.
1）通过多次模拟试算得到黄木岗站区间隧道（下转第85页）
4结语
（上接第70页）
3.2选择合理的装药结构，同时进行堵塞
在炮孔爆破中采用不耦合，可以控制初始爆压和作物的安全和爆破施工的安全.用于介质的冲击压力，同时进行炮孔堵塞，加强炮孔堵塞既能提高炸药能量利用率、有效降低单位耗药量，又能相对减少爆破振动.
3.3采用孔外微差延时控制爆破技术
采用孔外微差延时控制爆破技术，减少了单段起爆的药量，减少爆破地震波之间的叠加，使整个循环提前完成，并且能很大程度上减少装药量，以此达到减振效果.开挖施工采用延时爆破，采用毫 秒非电雷管起爆系统起爆.各排炮孔之间有合理的时差间隔，这样既能确保主振动颊率不接近于被保护建筑物的自振频率，同时也能使地震波之间不产生叠加.根据以往的实践经验适当增加非电雷管段数，使前后段爆破时差>100ms，这样能避免后 一段地震波与前一段相互叠加，能达到较好的减振效果.同时，尽量采用3-5段雷管，这样能更好地控制时间误差.
挖施工的爆破振动进行监测，并对监测结果进行回 1）根据《爆破安全规程》，对新红岩隧道爆破开归分析，拟合出K，a值，得出萨道夫斯基经验公式，指导后续的爆破施工.
在装药量不变的情况下，爆破振速可以降低50%以 2）采用电子雷管掏槽，与非电雷管掏槽相比，上：在振速、爆心距、单段药量相同的情况下，施工进尺可以增大70%以上.
3）在隧道穿越老旧房屋建筑群过程中，采取了
穿越华强立交桥桩基托换工程的顶升位移为1.68mm.即主动托换的千斤顶顶升至1.68mm时截断被托换桩，能最大限度地减小托换施工对桥梁 上部结构影响，保证桥梁的平和行车安全.
2）桩梁式托换变形沉降的主要因素是托换梁的挠曲变形.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，从而减小托换施工对上部桥梁结构的影响.
3）采用被动托换施工工艺时，总体施工前后桥墩柱顶面有较大降起，不满足桥面板平顾要求.故针对本工程建议采用主动托换工艺进行托换施工.
桩径增大、梁高增大，被托换桩顶处竖向位移差越 4）在一定范围内，随着托换体系的桩长增大、小，有利于减小梁顶负弯矩.托换梁的宽度对桥梁结构的影确显著.
参考文献：
参考文献：
布置减振孔和减振带、采用合理装药结构、微差延在大量工程实践中发现，当其他条件相同时，时爆破等措施来控制爆破振动，从而保证地表建筑
4）电子雷管通过设置合理的单孔延时，从而达到单孔间隔起爆，用单孔药量起爆取代非电雷管的段药量起爆，单次起爆药量显著降低，这样能够有效降低爆破振动，尤其适合于复杂环境下隧道近距 离下穿老旧建筑物群的爆破施工.
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