朱金涌

(蘭州鐵道設(shè)計(jì)院有限公司，730000，蘭州∥高級工程師)

樁基托換結(jié)構(gòu)體系憑借著自身的優(yōu)點(diǎn)，在地鐵建設(shè)中得以廣泛應(yīng)用。目前針對樁基托換技術(shù)的研究方法主要有現(xiàn)場試驗(yàn)法、模型試驗(yàn)法和數(shù)值模擬法。文獻(xiàn)[1]結(jié)合上海軌道交通10 號線下穿橋梁群樁基礎(chǔ)工程，對板式基礎(chǔ)托換技術(shù)進(jìn)行了研究。文獻(xiàn)[2]結(jié)合深圳地鐵5號線下穿立交橋施工監(jiān)測數(shù)據(jù)和數(shù)值計(jì)算結(jié)果，對樁基托換體系的受力和變形情況進(jìn)行了研究。文獻(xiàn)[3]對地鐵隧道開挖過程中橋樁與樁周土間的滑移和脫空現(xiàn)象進(jìn)行了研究，并發(fā)現(xiàn)注漿加固方法可顯著控制橋梁變形。文獻(xiàn)[4]對主動(dòng)托換與盾構(gòu)磨樁下穿橋梁樁基的施工方法和工藝參數(shù)進(jìn)行了研究。文獻(xiàn)[5]對樁基托換技術(shù)和托換結(jié)構(gòu)的地震響應(yīng)問題進(jìn)行了探討。文獻(xiàn)[6]采用FLAC 3D數(shù)值軟件對地鐵盾構(gòu)隧道下穿既有橋梁樁基產(chǎn)生的影響進(jìn)行了研究，發(fā)現(xiàn)盾構(gòu)施工使樁體產(chǎn)生側(cè)彎變形。文獻(xiàn)[7]利用數(shù)值軟件，對樁基托換過程中地上、地下結(jié)構(gòu)物剛度差異對樁身軸力的影響進(jìn)行了研究。文獻(xiàn)[8-11]結(jié)合蘭州市軌道交通1號線樁基托換工程，利Midas/GTS軟件對托換前后樁基的承載特性進(jìn)行了分析。隧道施工對已有樁基力學(xué)行為的影響主要是通過地層媒介傳播的，且施工擾動(dòng)將使地層產(chǎn)生二次應(yīng)力及變形。當(dāng)應(yīng)力傳遞到樁基位置時(shí)，將通過樁土相互作用使樁基礎(chǔ)產(chǎn)生附加變形及應(yīng)力。因此在研究隧道近接施工對既有樁基的影響時(shí)，分析隧道施工對地層附加應(yīng)力及變形的影響是前提和基礎(chǔ)。本文以蘭州地鐵1號線穿越魚兒溝橋工程為研究背景，在室內(nèi)開展模型試驗(yàn)，對黃土隧道開挖過程中近接既有樁基的承載特性開展研究。

1 工程概況

魚兒溝橋位于蘭州市城關(guān)區(qū)，是一跨20 m的預(yù)應(yīng)力混凝土空心板梁橋，全橋共設(shè)22片中梁和2片邊梁，梁高0.9 m，每片中梁和邊梁的寬度分別為1.25 m和1.50 m。下部結(jié)構(gòu)采用樁接蓋梁式橋臺(tái)，樁徑1.2 m，樁長17 m，每個(gè)橋臺(tái)下設(shè)8根基樁。如圖1所示，區(qū)間隧道在橋址處下穿，與既有魚兒溝橋樁基發(fā)生沖突，因此需選用樁基托換方案對既有橋梁進(jìn)行改造。

圖1 地鐵隧道穿越橋梁樁基位置示意圖

2 模型試驗(yàn)概況

2.1 模型樁與承臺(tái)制作

1)模型樁設(shè)計(jì)：根據(jù)樁基托換方案和模型相似比，選用樁徑為5 cm、樁長為80 cm的21根模型樁，模擬地鐵穿越既有橋梁的群樁基礎(chǔ)。模型樁為裝配式有機(jī)玻璃柱，樁頂、樁端和一半樁身處布置荷載傳感器，樁身粘貼細(xì)砂粗糙處理。為了降低試驗(yàn)的操作難度，減小截樁過程對其他樁和樁周土體的影響，單獨(dú)設(shè)計(jì)阻礙地鐵隧道掘進(jìn)的3根模型樁。

2)承臺(tái)設(shè)計(jì)：為方便加載，降低群樁模型試驗(yàn)難度，在群樁樁頂設(shè)置153 cm(長)×48 cm(寬)×8 cm(高)的有機(jī)玻璃承臺(tái)，并按照樁基托換方案中的布樁形式，在承臺(tái)下部挖直徑為5 cm、深度為4 cm的圓柱形孔，并采用環(huán)氧樹脂膠粘貼牢固，使樁體與承臺(tái)緊密接觸。

2.2 模型填筑及控制

群樁模型箱尺寸為240 cm(長)×120 cm(寬)×120 cm(高)的模型箱，反力架采用16#工字鋼焊接而成，并通過螺栓與模型箱連接。模型試驗(yàn)全貌如圖2所示。模型箱采用最大干密度為1.78 g/cm3、最優(yōu)含水率為14.6%的蘭州黃土填筑，控制壓實(shí)度為0.75～0.80;分層填筑，分層夯實(shí);在模型樁底部鋪設(shè)30 cm碎石作為樁端持力層。

圖2 模型試驗(yàn)全貌

圖3為群樁平面布置示意圖，3號、4號和8號為截樁布置位置，選用中間截?cái)嗵幚淼哪Ｐ蜆丁?/p>

圖3 群樁布樁示意圖

由單樁模型試驗(yàn)可知，單樁的極限承載力和承載力特征值分別為1.8 kN和1.0 kN。綜合考慮群樁效應(yīng)與承臺(tái)反力，取21根模型樁組成群樁基礎(chǔ)的承載力極限值和設(shè)計(jì)值分別60 kN和30 kN。

2.3 試驗(yàn)方案與過程控制

將標(biāo)定準(zhǔn)確的荷載傳感器置于千斤頂下方以讀取荷載，每級荷載的加載量為極限值的1/10。由于試驗(yàn)中需加均布荷載，因此在群樁承臺(tái)上放置150 cm(長)×15 cm(寬)×3 cm(厚)鋼板。群樁模型試驗(yàn)過程主要分為以下3個(gè)階段：

1)截樁：試驗(yàn)準(zhǔn)備就緒后開始加載至預(yù)定值30 kN，待沉降變化穩(wěn)定后維持荷載，對影響地鐵隧道開挖的既有樁做截樁處理?？紤]實(shí)際截樁時(shí)必須保證上部結(jié)構(gòu)安全有效運(yùn)行，先對模型右側(cè)影響隧道掘進(jìn)的一根樁做截樁處理，待沉降穩(wěn)定后，再對模型右側(cè)的兩根樁進(jìn)行截樁處理。

2)模擬開挖：截樁完畢后，維持荷載，待群樁體系沉降穩(wěn)定后，使用洛陽鏟開挖，模擬隧道掘進(jìn)。開挖貫通后用外徑200.0 mm、壁厚1.8 mm的PVC(聚氯乙烯)管模擬施作隧道襯砌。為提高PVC管強(qiáng)度，將鐵絲網(wǎng)與塑料網(wǎng)固定裹在PVC管外部。待隧道襯砌結(jié)構(gòu)施作完畢后，將空隙部分填土夯實(shí)。

3)加載：隧道施作完畢后，維持荷載，記錄沉降數(shù)據(jù)。待沉降穩(wěn)定后繼續(xù)加載，確定群樁體系極限承載力。

3 試驗(yàn)結(jié)果分析

3.1 群樁豎向極限承載力分析

根據(jù)地鐵穿越既有橋梁群樁基礎(chǔ)模型試驗(yàn)結(jié)果，繪制群樁基礎(chǔ)的Q-s關(guān)系曲線圖，如圖4所示。

圖4 群樁基礎(chǔ)的Q-s曲線

由圖4可見：當(dāng)上部荷載小于18 kN時(shí)，群樁基礎(chǔ)整體沉降較?。划?dāng)上部荷載大于18 kN后，沉降開始逐漸增大；當(dāng)上部荷載加載至30 kN時(shí)，沉降為2.69 mm；維持30 kN上部荷載至沉降穩(wěn)定時(shí)，沉降值發(fā)展了0.38 mm。3號、4號和8號樁截樁后至沉降穩(wěn)定時(shí)沉降值分別增大了0.12 mm、0.13 mm和0.09 mm，使得30 kN處Q-s曲線出現(xiàn)了突變。隧道開挖并施作襯砌階段沉降值增大了0.53 mm，且該階段沉降最大值，由此可知隧道開挖對群樁基礎(chǔ)變形的影響大于截樁，在施工工程中應(yīng)加強(qiáng)監(jiān)測。當(dāng)上部荷載為40 kN時(shí)，群樁基礎(chǔ)的Q-s曲線在本級荷載下出現(xiàn)突變，出現(xiàn)破壞，樁頂位移為4.19 mm。當(dāng)上部荷載達(dá)到64 kN時(shí)，群樁基礎(chǔ)的Q-s曲線出現(xiàn)明顯的拐點(diǎn)，沉降顯著增大，從模型箱外部觀察到承臺(tái)下方土體出現(xiàn)裂縫，樁-土整體呈現(xiàn)破壞特征，可由此判斷截樁后群樁基礎(chǔ)的極限承載力為64 kN。

3.2 樁頂樁端軸力對比分析

圖5為1號樁樁頂樁端軸力對比曲線。由圖5可知，當(dāng)上部荷載為30 kN時(shí)，截樁并開挖隧道時(shí)，其樁頂軸力會(huì)發(fā)生突變。隧道施作完畢時(shí)1號樁樁頂軸力由截樁前的1.31 kN增加至1.78 kN，增加了35.88%。當(dāng)上部荷載小于60 kN時(shí)，1號樁樁端軸力緩慢增大；當(dāng)上部荷載大于60 kN時(shí)，增長幅度增大。

圖5 1號樁軸力對比圖

圖6為2號樁樁頂樁端軸力對比曲線。由圖6可知，維持上部荷載30 kN時(shí)，截樁并開挖隧道時(shí)，2號樁樁頂軸力會(huì)發(fā)生突變。隧道施作完畢時(shí)2號樁樁頂軸力由截樁前的1.98 kN增加至3.05 kN，增加了54%，其增加值占截樁時(shí)上部荷載比例的3.57%，隨后樁頂軸力隨上部荷載的增大而平穩(wěn)增加。此外，當(dāng)上部荷載為40 kN時(shí)(5號樁出現(xiàn)破壞)，2號樁樁頂軸力發(fā)生較小突變，從之前的3.49 kN增加至4.03 kN，增加了15.47%。

圖6 2號樁軸力對比圖

圖7為5號樁樁頂樁端軸力對比曲線。由圖7可知，上部荷載為30 kN時(shí)，截樁并開挖隧道后，5號樁樁頂荷載由3.61 kN突變?yōu)?.91 kN，增加了36%，樁頂軸力增加值為截樁時(shí)上部荷載的4.33%。當(dāng)上部荷載為40 kN時(shí)，5號樁出現(xiàn)破壞，樁頂荷載由5.63 kN下降至2.27 kN，但5號樁與承臺(tái)連為一體，并未完全失效，繼續(xù)承擔(dān)荷載。

圖7 5號樁樁頂樁端軸力對比曲線

圖8為6號樁樁頂樁端軸力對比曲線。由圖8可知，截樁并開挖隧道后，6號樁樁頂荷載由截樁前的3.16 kN突變至4.54 kN，增加了43.67%，由于6號樁與需要截?cái)嗟?號、8號樁與隧道相鄰，其樁頂軸力變化較大。當(dāng)5號樁破壞時(shí)，6號樁樁頂軸力從5.59 kN增加至6.22 kN，增加了11.27%。由于6號樁需分擔(dān)5號樁荷載，因此在之后每級荷載下6號樁樁頂分擔(dān)荷載明顯增加大。

圖8 6號樁樁頂樁端軸力對比曲線

圖9為7號樁樁頂樁端軸力對比曲線。由圖9可知，同樣在截樁并開挖隧道后，7號樁樁頂荷載發(fā)生了突變。隧道施作完畢后，7號樁樁頂軸力由截樁前的3.05 kN增加至3.85 kN，樁頂軸力較截樁前增加了26.23%。由于7號樁緊鄰需要截?cái)嗟?號樁和地鐵隧道，故7號樁樁頂軸力變化較大。當(dāng)上部荷載為40 kN時(shí)(5號樁出現(xiàn)破壞)，7號樁樁頂軸力從4.62 kN增加至5.12 kN，增大了10.82%。綜上分析可知，截樁并施做隧道后，1號、2號、5號、6號和7號樁的樁頂軸力分別增大了35.88%、54.00%、36.00%、43.67%和26.23%，且上述樁體樁頂軸力占上部荷載比例和為60.4%。整個(gè)施工過程對2號、5號和6號樁的樁頂軸力的影響較大，因此在施工過程中需嚴(yán)密監(jiān)控上部結(jié)構(gòu)的變形。

圖9 7號樁樁頂樁端軸力對比曲線

3.3 樁身軸力及樁身側(cè)摩阻力分析

綜上分析可知，當(dāng)上部荷載小于40 kN時(shí)，5號樁樁頂荷載出現(xiàn)衰減，但并未完全失效，且截樁后5號樁樁頂軸力的增大值占上部荷載的比例在未截樁中僅次于6號樁，故本節(jié)根據(jù)5號和6號樁樁頂、樁身和樁端測試數(shù)據(jù)(分別見圖10和圖11)，分析隧道開挖時(shí)樁體的受力特性。

圖10 5號樁不同荷載下的樁身軸力曲線和側(cè)摩阻力曲線

圖11 6號樁不同荷載下的樁身軸力曲線和側(cè)摩阻力曲線

由圖10 a)可知：5號樁的樁身軸力呈倒梯形分布；當(dāng)上部荷載小于30 kN時(shí)，每級荷載下其樁身軸力增幅較大；上部荷載為30 kN時(shí)，截樁前樁身5 cm、35 cm、70 cm處的樁身軸力占上部荷載的比例分別為12.03%、9.87%和2.70%，截樁后分別占16.37%、11.87%和3.70%；當(dāng)上部荷載增大為40 kN時(shí)，上述3個(gè)位置處的樁身軸力占上部荷載的比例分別為14.08%、9.70%和3.78%；當(dāng)上部荷載增大至50 kN、60 kN和76 kN時(shí)，樁身70 cm處軸力變化較小。

由圖10 b)可知：在承臺(tái)的影響下，5號樁樁頂處的側(cè)摩阻力分布較為集中；上部荷載小于30 kN時(shí)，樁身側(cè)摩阻力均勻增大，且下半部分側(cè)摩阻力增加幅度大于上半部分；截樁后5號樁樁身側(cè)摩阻力出現(xiàn)突變，而下半部分的樁身側(cè)摩阻力變化較小；上部荷載為50 kN時(shí)，其樁身側(cè)摩阻力曲線位于上部荷載為20 kN時(shí)的樁身側(cè)摩阻力曲線左側(cè)，整體樁身側(cè)摩阻力丟失，說明樁土界面發(fā)生破壞，5號樁主要依靠上半部分側(cè)摩阻力承擔(dān)上部荷載。

由圖11 a)可知：上部荷載為30 kN時(shí)，截樁前6號樁身5 cm、35 cm和70 cm處的樁身軸力占上部荷載的比例分別為10.53%、8.63%和2.13%，截樁后分別變?yōu)?5.13%、10.60%和2.63%，表明6號樁樁身軸力發(fā)生了突變；當(dāng)上部荷載分別為40 kN、50 kN、60 kN和76 kN時(shí)，5 cm處的樁身軸力占上部荷載的比例分別為13.98%、14.38%、13.70%和11.33%，35 cm處占上部荷載的比例分別為10.15%、9.80%、8.63%和8.12%，70 cm處占上部荷載的比例分別為2.33%、2.58%、2.75%和2.93%。由此可知，上部荷載增大時(shí)，5 cm和35 cm處樁身軸力承擔(dān)上部荷載的比例減小。

由圖11 b)可知：上部荷載為10 kN、20 kN和30 kN時(shí)，樁身側(cè)摩阻力均勻增大；上部荷載為30 kN時(shí)，下半部分的側(cè)摩阻力顯著增大；上部荷載為30 kN截樁后，上半部分側(cè)摩阻力增加明顯，而下半部分側(cè)摩阻力增加較小。由此可見：在截樁后，6號樁樁頂分擔(dān)的荷載主要依靠上半部分的樁身側(cè)摩阻力承擔(dān)；隨后當(dāng)上部荷載增大時(shí)，下半部樁身側(cè)摩阻力顯著增大，而上半部分增幅較小。上部荷載為76 kN時(shí)，樁身側(cè)摩阻力較60 kN時(shí)減小，此時(shí)樁周土體已經(jīng)出現(xiàn)剪切破壞。

4 結(jié)論

1)維持30 kN上部荷載，截?cái)?號、4號和5號樁至沉降穩(wěn)定時(shí)，群樁基礎(chǔ)的沉降值分別為0.12 mm、0.13 mm和0.09 mm；模擬隧道開挖并施作襯砌至沉降穩(wěn)定時(shí)，群樁基礎(chǔ)下沉了0.53 mm，且達(dá)到該荷載下的最大值。說明樁基托換過程中，隧道開挖對群樁基礎(chǔ)變形的影響大于截樁。

2)截樁前后，1號、2號、5號、6號和7號樁的樁頂軸力分別增加了35.88%、54.00%、36.00%、43.67%和26.23%。截?cái)?號和4號樁后，靠近截樁的2號和5號樁體分擔(dān)的荷載較大，5號樁破壞后，其將荷載分擔(dān)給6號樁。

3)5號和6號樁的樁身軸力均呈倒梯形分布，且隨上部荷載增大樁身軸力和樁側(cè)摩阻力逐漸增大。截樁后，5號和6號樁的上半部分側(cè)摩阻力顯著增大，承擔(dān)上部荷載。上部荷載分別為50 kN和76 kN時(shí)，5號和6號樁樁身側(cè)摩阻力急劇減小，樁土界面發(fā)生剪切破壞。