廈門第二東通道現(xiàn)澆隧道結(jié)構(gòu)托換運營BRT橋樁受力體系轉(zhuǎn)換研究

林立華

(廈門路橋工程投資發(fā)展有限公司, 福建 廈門 361000)

0 引言

隧道建設(shè)穿越既有建(構(gòu))筑物基礎(chǔ)時,常采用樁基托換技術(shù)。如深圳地鐵下穿百貨廣場工程[1]、廣州地鐵5號線楊箕—珠江新城區(qū)間托換工程[2]、湖南樹木嶺隧道暗挖下穿高升酒店托換工程[3],上述案例主要以施工工藝研究為主。

隨著樁基托換技術(shù)進一步發(fā)展[4-8],更多學(xué)者在托換機制、托換體系設(shè)計方法等方面進行深入研究。例如: 周冠南等[9]研究了盾構(gòu)穿越施工和荷載轉(zhuǎn)移措施對結(jié)構(gòu)及樁基的影響;徐前衛(wèi)等[10]對樁基托換施工過程中樁基合理開挖暴露長度、樁-筏體系受力轉(zhuǎn)換機制以及盾構(gòu)切樁對上部結(jié)構(gòu)的影響進行分析;鄧濤等[11]提出了利用頂升點上下結(jié)構(gòu)剛度比來計算主動托換中頂升荷載的一種簡化方法;王獻偉[12]分析了托換結(jié)構(gòu)的抗剪承載力的影響因素,建立了托換結(jié)構(gòu)的正截面和斜截面剪切破壞受力模型;還有一些學(xué)者對于特定的工程開展了數(shù)值模擬研究[13-18],主要是對托換結(jié)構(gòu)體系的安全性進行評估并針對相關(guān)影響因素進行分析。上述研究或案例多采用新建托換梁、托換樁-梁、筏板-梁等方式,但目前利用現(xiàn)澆明挖隧道依次托換正常運營橋梁受影響的2個橋墩未見相關(guān)報道,相關(guān)的轉(zhuǎn)換規(guī)律研究也尚未得到有效揭示。

本文建立橋墩豎向位移、隧道結(jié)構(gòu)及樁基鋼筋應(yīng)力的自動化監(jiān)測系統(tǒng),提出考慮預(yù)應(yīng)力的荷載-結(jié)構(gòu)簡化計算模型,揭示下穿BRT橋樁基托換過程中橋墩沉降和下部隧道結(jié)構(gòu)荷載傳遞特征。

1 工程概況

廈門第二東通道(翔安大橋)枋鐘路明挖隧道基坑工程在K22+925～+985段下穿BRT高架橋,隧道斷面為矩形框架結(jié)構(gòu),按雙向6車道設(shè)計,明挖隧道基坑寬約32.7 m,開挖深度約15.93 m。下穿區(qū)域高架橋由17#～20#橋墩共同組成BRT橋梁第七聯(lián),為跨徑(26.4+26.7+28.1) m的現(xiàn)澆連續(xù)箱梁結(jié)構(gòu),現(xiàn)狀BRT橋平面位于半徑為300 m的圓曲線上,橋梁橫斷面為雙向2車道。18#、19#橋墩臺樁基位置與隧道結(jié)構(gòu)沖突,19#橋墩為固定支座,其余均為滑動支座。18#橋墩高度為9.2 m,其下承臺尺寸為5.9 m×6.8 m×2.0 m(長×寬×高);19#橋墩高度為9 m,其下承臺尺寸為5.9 m×5.9 m×2.0 m(長×寬×高)。18#、19#橋墩承臺下各布置4根直徑1.2 m的灌注樁,18#橋墩承臺樁長47.5 m,19#橋墩承臺樁長40 m,樁底均嵌入中風(fēng)化巖超過2 m。工程總平面見圖1。隧道與BRT橋梁位置關(guān)系如圖2所示。隧道與BRT橋相交區(qū)域范圍托換樁基下部地質(zhì)主要為素填土、砂質(zhì)黏土、全風(fēng)化花崗巖及中風(fēng)化花崗巖,各土層厚度見圖2。

圖1 工程總平面圖

2 托換方案

枋鐘路隧道與BRT橋相交區(qū)域范圍18#和19#橋墩樁基位于隧道基坑內(nèi),需進行樁基托換。隧道結(jié)構(gòu)與橋梁承臺相互位置關(guān)系如圖3所示。設(shè)計階段充分比選了整體拆除再復(fù)建BRT橋梁、新建托換梁及利用隧道結(jié)構(gòu)托換3種方案,最終確定利用隧道結(jié)構(gòu)托換橋梁荷載的方案,具體方案比選見文獻[19]。

2.1 沖突段托換隧道結(jié)構(gòu)設(shè)計

對托換橋墩10 m范圍內(nèi)隧道結(jié)構(gòu)進行加強,頂板厚度為2.5 m,側(cè)墻和底板厚度為1.8 m;相同埋深下,標準段隧道頂、底板及側(cè)墻厚度為1.2 m。中墻厚度未加強,標準段和加強段均采用0.8 m厚度。混凝土強度等級為C40,鋼筋等級為HRB400。加強段頂板、側(cè)墻、中墻及底板配筋如圖4所示。

圖2 隧道與BRT橋梁位置關(guān)系圖(單位: m)

圖3 隧道結(jié)構(gòu)與橋梁承臺相互位置關(guān)系平面圖(單位: m)

考慮上部橋梁結(jié)構(gòu)對豎向變形的嚴格控制要求,頂板加強段局部采用預(yù)應(yīng)力混凝土結(jié)構(gòu)。澆筑時預(yù)留預(yù)應(yīng)力管道,預(yù)應(yīng)力管道采用直徑100 mm厚2 mm無縫密封鋼管,采用真空吸漿工藝填充預(yù)應(yīng)力管道。頂板內(nèi)設(shè)置15組預(yù)應(yīng)力鋼束,鋼束間距為0.4 m,鋼絞線直徑φs=15.2 mm,抗拉強度標準值fpk=1 860 MPa,鋼束彈性模量E=1.95×105MPa,張拉控制應(yīng)力σcon=0.72fpk,單股張拉控制力p=187.5 kN,預(yù)應(yīng)力鋼束控制張拉力為4 125 kN,錨具采用特制密封錨具,耐壓0.3 MPa,采用后張拉法1次施工完成。張拉過程預(yù)應(yīng)力鋼絞線布置如圖5所示。隧道結(jié)構(gòu)采用高性能混凝土及全包防水設(shè)計提高整體耐久性能。為控制隧道整體沉降,結(jié)構(gòu)底板側(cè)墻和中墻底分別布置直徑1.2 m間距10 m的端承樁進入中風(fēng)化花崗巖2 m(見圖2)。

圖4 頂板、側(cè)墻、中墻及底板配筋圖(單位: cm)

(a) 隧道加強段縱剖面

(b) 18#橋墩處預(yù)應(yīng)力筋布置橫斷面

(c) 19#橋墩處預(yù)應(yīng)力筋布置橫斷面

18#、19#橋墩原承臺尺寸(長×寬×高)分別為5.9 m×6.8 m×2.0 m和5.9 m×5.9 m×2.0 m,既有承臺底面與隧道頂板的距離分別為1.03 m和1.51 m,通過現(xiàn)澆C40混凝土擴大既有承臺基礎(chǔ)的底面及側(cè)面與隧道相連,表面鑿毛,采用直徑25 mm、間距300 mm的鋼筋植筋,植筋深度35 cm,植筋孔與鋼筋間的孔隙采用植筋膠充填,18#、19#橋墩承臺擴大基礎(chǔ)尺寸(長×寬×高)分別為7.5 m×8.8 m×3.03 m和7.5 m×7.5 m×3.51 m,如圖6所示。

(a) 18#橋墩

(b) 19#橋墩

2.2 樁基托換工藝

基坑開挖前做好場地平整并對地下管線做出遷改。施工圍護結(jié)構(gòu)為支護樁和立柱樁,隧道中墻、外墻施作鉆孔灌注嵌巖樁作為結(jié)構(gòu)基礎(chǔ)。基坑土方開挖暴露既有樁基過程中先后施作混凝土支撐和架設(shè)鋼支撐,以保持后續(xù)樁基托換過程中的整體結(jié)構(gòu)應(yīng)力變形穩(wěn)定并做好前置準備。基坑開挖時做好對既有樁基暴露部分的加固,采用上下2層5.4 m×5.2 m(長×寬)、厚0.5 m的C30鋼筋混凝土板將4根樁基連成整體,減少樁基的臨空自由長度。

樁基托換工藝[20]如下: 1)施作樁基托換支護結(jié)構(gòu)的墊層、底板,并在底板處做好防水層,預(yù)留既有樁基穿越隧道底板孔洞;2)逐層拆除鋼支撐,同時在步驟1)基礎(chǔ)上繼續(xù)施作樁基支護結(jié)構(gòu)剩余部分的側(cè)墻和頂板,并注意施作防水層,在橋樁所在隧道頂板加強區(qū)段預(yù)留預(yù)應(yīng)力管道,預(yù)留樁基穿越隧道頂板孔洞;3)通過先前預(yù)留的預(yù)應(yīng)力管道進行預(yù)應(yīng)力張拉,張拉參數(shù)如2.1節(jié)所示;4)通過植筋對承臺進行擴大,使現(xiàn)澆后的承臺底直接作用于隧道結(jié)構(gòu)頂板,技術(shù)參數(shù)如2.1節(jié)所示;5)沿對角線依次截斷18#橋墩和19#橋墩下4根樁,采用繩鋸截除穿過隧道結(jié)構(gòu)頂板內(nèi)邊緣至底板既有樁基,橋梁上部荷載通過隧道結(jié)構(gòu)傳遞至隧道下樁基,完成受力體系轉(zhuǎn)換,并灌注混凝土對隧道頂?shù)装孱A(yù)留孔洞進行封堵。樁基托換施工工序如圖7所示。

(a) 工序1 底板等及側(cè)墻施作

(b) 工序2 逐步拆除支撐并施作剩余側(cè)墻等

(d) 工序4 切割樁基,完成受力體系轉(zhuǎn)換

3 實測數(shù)據(jù)分析

3.1 測點布置

除布點監(jiān)測承臺(CT1-1—3、CT2-1—3)和橋墩(QD-1、QD-2)豎向位移外,還在隧道結(jié)構(gòu)布置4個監(jiān)測斷面(1-1—4-4),見圖3,在各斷面頂板、側(cè)墻、中墻及底板埋設(shè)鋼筋應(yīng)力計進行內(nèi)力監(jiān)測。在2-2和3-3斷面中墻下灌注樁內(nèi)埋設(shè)鋼筋應(yīng)力計,監(jiān)測樁身軸力;在3-3斷面底板下跨中安裝土壓力盒,監(jiān)測隧道底板土反力。隧道結(jié)構(gòu)內(nèi)力監(jiān)測布置如圖8所示,監(jiān)測儀器參數(shù)如表1所示。

在樁基托換前,已按設(shè)計要求完成植筋及擴大承臺澆筑,并對隧道頂板預(yù)應(yīng)力索進行張拉。因現(xiàn)場施工原因,導(dǎo)致19#橋墩附近部分內(nèi)力監(jiān)測元件及土壓力盒損壞,因此分析力學(xué)行為以18#橋墩監(jiān)測斷面(2-2)的監(jiān)測數(shù)據(jù)為主,將截樁前結(jié)構(gòu)產(chǎn)生的應(yīng)力清零,分析截樁過程中結(jié)構(gòu)應(yīng)力增量變化,結(jié)合2個斷面監(jiān)測數(shù)據(jù)總體上可以反映樁基托換變形與受力體系轉(zhuǎn)換的規(guī)律。鋼筋應(yīng)力監(jiān)測頻率為1 h/次;橋墩及承臺豎向位移施工期監(jiān)測頻率為2 h/次。

(a) 2-2斷面

(b) 3-3斷面

表1 監(jiān)測儀器參數(shù)表

3.2 承臺及橋墩沉降

18#橋墩樁的截除持續(xù)時間約2 d,從9月16日下午開始截樁,當天截除1根橋樁,17日累計截除3根橋樁,18日上午完成對18#橋墩的截樁施工。19#橋樁的截除僅持續(xù)1.5 d,20日下午開始截樁,當日截除3根橋樁,21日上午完成對19#橋墩的截樁施工。圖9為2個橋墩及承臺對應(yīng)的測點豎向位移時程曲線。18#橋墩沉降為3.30 mm,19#橋墩沉降為4.22 mm,均小于豎向位移累計控制值為8 mm[20],對比其他采用托換梁承載時,橋墩沉降為0.5～4.8 mm[21-24],實測沉降值相當。從豎向位移發(fā)展全過程曲線可以看出,樁基托換過程中托換結(jié)構(gòu)沉降可分為3個階段: 截樁沉降階段、持續(xù)沉降階段、沉降穩(wěn)定階段。現(xiàn)有樁基托換工程相關(guān)研究文獻中,常常只給出托換完成后的沉降變形值,而忽視了沉降的繼續(xù)發(fā)展。本次研究中,截樁完成后持續(xù)沉降約發(fā)展2 d,18#橋墩托換處持續(xù)沉降值(0.7 mm)約占截樁沉降值(2.4 mm)的29.1%,19#橋墩托換處持續(xù)沉降值(1.02 mm)約占截樁沉降值(2.2 mm)的46.4%,持續(xù)沉降值占比較大。

圖9 樁基托換過程橋梁墩臺豎向位移時程曲線(2022年)

3.3 隧道頂板受力

圖10為樁基托換過程中隧道結(jié)構(gòu)頂板內(nèi)外側(cè)的鋼筋應(yīng)力時程曲線(正值表示受拉,負值表示受壓)。截樁過程中,頂板上下層受力筋應(yīng)力變化呈基本對稱分布。承臺位置處頂板跨中位置上截面鋼筋受壓,下截面鋼筋受拉(JGL2-13/JGL2-14、JGL2-15/JGL2-16),產(chǎn)生正彎矩,遠離截樁一側(cè)反之(JGL2-17/JGL2-18、JGL3-13/JGL3-14),頂板產(chǎn)生負彎矩。

18#橋墩截第1根樁時,各測點應(yīng)力無變化,隨著截樁根數(shù)的增加,承臺沉降迅速增大,鋼筋應(yīng)力也快速增大,在截除3根橋樁以后,最后1根樁截除,應(yīng)力略有增大,此時各測點應(yīng)力達到最大值,頂板鋼筋最大拉、壓應(yīng)力增量分別為8.71、-13.39 MPa。隨后承臺沉降仍在緩慢增大,橋梁結(jié)構(gòu)內(nèi)力重分布,鋼筋應(yīng)力略有變小。19#橋墩臺樁基礎(chǔ)截斷過程結(jié)構(gòu)應(yīng)力及沉降發(fā)展規(guī)律與18#橋墩臺樁基托換過程相同,見圖10(b)。

3.4 隧道中側(cè)墻受力

圖11為托換過程中2個斷面隧道中、側(cè)墻的鋼筋應(yīng)力時程曲線。18#橋墩樁基截除過程中,中墻鋼筋應(yīng)力監(jiān)測點JGL2-9和JGL2-10最大壓應(yīng)力增加量分別為3.05、2.83 MPa,應(yīng)力差值相差不大,中墻主要承受壓力,彎矩變化較小。鄰近側(cè)墻測點JGL2-8壓應(yīng)力增加2.54 MPa,JGL2-7壓應(yīng)力增加0.72 MPa,鄰近側(cè)墻除承擔一定的橋墩樁基托換產(chǎn)生的壓應(yīng)力外,還承受一定的彎矩。遠離承臺一側(cè)隧道側(cè)墻鋼筋應(yīng)力監(jiān)測點JGL2-11壓應(yīng)力增加0.24 MPa,JGL2-12拉應(yīng)力增加0.18 MPa,應(yīng)力增加值較小。對比鄰近側(cè)墻、中墻及遠離一側(cè)側(cè)墻鋼筋應(yīng)力變化,樁基托換轉(zhuǎn)換至隧道頂板上荷載,主要由臨近側(cè)墻和中墻承擔,隧道結(jié)構(gòu)受力特性呈現(xiàn)偏壓特點,遠離一側(cè)側(cè)墻幾乎不承擔新增荷載。19#橋墩樁基截除過程隧道中、側(cè)墻也表現(xiàn)出類似規(guī)律,同時由圖11(a)所示,19#橋墩樁基截除時,對18#橋墩對應(yīng)的斷面鋼筋應(yīng)力沒有影響。

(a) 18#橋墩處2-2斷面

(b) 19#橋墩處3-3斷面

(a) 18#橋墩處2-2斷面

(b) 19#橋墩處3-3斷面

3.5 隧道底板受力

圖12為托換過程中2個斷面隧道結(jié)構(gòu)底板內(nèi)外側(cè)的鋼筋應(yīng)力時程曲線。18#橋墩樁基托換期間,托換部位下方底板(JGL2-1/JGL2-2)鋼筋應(yīng)力幾乎未有變化,托換側(cè)底板不參與托換荷載傳遞。中墻位置處底板處鋼筋應(yīng)力JGL2-3未有明顯增加,JGL2-4產(chǎn)生拉應(yīng)力,因底部端承樁的存在,產(chǎn)生負彎矩。遠離托換一側(cè)底板(JGL2-5/JGL2-6)鋼筋應(yīng)力上部受拉,下部受壓,對稱分布,為負彎矩,19#橋墩斷面遠離托換一側(cè)隧道底板鋼筋應(yīng)力(JGL3-1/JGL3-2)呈現(xiàn)類似規(guī)律。

(a) 18#橋墩處2-2斷面

(b) 19#橋墩處3-3斷面

3.6 隧道中墻處端承樁受力

圖13為托換過程中18#橋墩斷面隧道中墻下部端承樁的軸力變化時程曲線,其與頂板、側(cè)墻、底板及沉降曲線形態(tài)發(fā)展規(guī)律一致,截樁初期托換荷載仍由橋梁樁基承擔,在截除3根橋樁后,托換荷載通過頂板傳遞給臨近側(cè)墻和中墻,依據(jù)3.5節(jié)分析,底板未參與托換荷載傳遞,臨近側(cè)墻和中墻直接將荷載傳遞至端承樁。

圖13 2-2斷面隧道下部端承樁軸力時程曲線(2022年)

4 考慮預(yù)應(yīng)力的荷載-結(jié)構(gòu)簡化計算模型

由實測數(shù)據(jù)分析可知,橋梁托換荷載主要由托換側(cè)隧道頂板承擔,并通過中墻和鄰近側(cè)墻傳遞至樁基上,底板不承擔主要荷載,遠離側(cè)側(cè)墻也不分擔主要荷載。為進一步分析受力轉(zhuǎn)換規(guī)律及預(yù)應(yīng)力貢獻,建立考慮預(yù)應(yīng)力的荷載-結(jié)構(gòu)簡化計算模型,以求定量計算在隧道結(jié)構(gòu)上的托換荷載作用、受力體系轉(zhuǎn)換規(guī)律及預(yù)應(yīng)力作用。

4.1 預(yù)應(yīng)力張拉簡化計算

荷載平衡法由林同炎教授于1963年在美國著文提出,將預(yù)應(yīng)力作用采用等效荷載代替,現(xiàn)行《預(yù)應(yīng)力混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》[25]也采用了這種方法,橋墩托換至隧道頂板一部分荷載由預(yù)應(yīng)力索產(chǎn)生的反向荷載抵消。當外荷載為均布荷載,則預(yù)應(yīng)力索的線形可取拋物線;當外荷載為集中荷載,預(yù)應(yīng)力索可為折線形[26]。以18#橋墩斷面為例,隧道頂板預(yù)埋的預(yù)應(yīng)力筋由3段折線段組成,彎折點分別為C1、C2。隧道預(yù)應(yīng)力筋等效計算如圖14所示。

圖14 預(yù)應(yīng)力筋等效計算圖(單位: m)

以隧道頂板形心線作為計算軸線,按照力的平移原理,預(yù)應(yīng)力筋錨固點頂板形心位置承受集中力Np1、Vp1、Np2、Vp2及錨具偏心引起的集中力矩Mp1Mp2,彎折點C1、C2位置承受折點力Vc1、Vc2。

頂板端部集中力Np1、Vp1、Np2、Vp2及集中力矩Mp1、Mp2,計算公式如下:

Mp1=pe1cosθ1

;

(1)

Mp2=pe2cosθ2

;

(2)

Np1=pcosθ1

;

(3)

Np2=pcosθ2

;

(4)

Vp1=psinθ1

;

(5)

Vp2=psinθ2。

(6)

式(1)—(6)中:e1、e2為端部偏心距,e1=0.05 m,e2=0.15 m;θ1、θ2為端部傾角,θ1=14.3°,θ2=6.8°;p為有效拉力,p=4 125 kN。

由靜力平衡,計算出作用于C1、C2處的集中力Vc1、Vc2,預(yù)應(yīng)力張拉等效荷載如圖15所示。

圖15 預(yù)應(yīng)力張拉等效荷載圖 (單位: m)

4.2 荷載-結(jié)構(gòu)簡化計算模型

考慮預(yù)應(yīng)力的隧道荷載-結(jié)構(gòu)簡化計算模型遵循以下假定: 1)結(jié)構(gòu)假定為線彈性材料;2)地層采用地基彈簧模擬,地層變形遵從溫克爾假定;3)側(cè)向壓力計算采用水土合算原則;4)模型節(jié)點取橫斷面梁的形心位置。根據(jù)前面監(jiān)測分析,除因橋梁結(jié)構(gòu)因沉降應(yīng)力重分布外,截樁過程中橋墩承臺作用在隧道結(jié)構(gòu)上產(chǎn)生的應(yīng)力不相互影響,因此取寬度7.5 m(擴大承臺范圍)建立二維雙跨矩形框架結(jié)構(gòu),結(jié)構(gòu)頂板、側(cè)墻邊界自由,在隧道底板下分別設(shè)置樁基彈簧和地基彈簧。計算模型如圖16所示,圖中隧道結(jié)構(gòu)尺寸與實際尺寸一致。

圖16 荷載-結(jié)構(gòu)簡化計算模型圖

橋梁荷載包括橋梁及路面自重、汽車荷載,汽車荷載包含車道荷載和汽車沖擊荷載,以及汽車制動荷載。根據(jù)《公路橋涵設(shè)計通用規(guī)范》[27],計算得到橋墩上部承受的水平荷載為41 kN,豎向荷載為9 645 kN,橋墩自重荷載為1 248 kN,水平荷載可忽略不計,最終作用在隧道結(jié)構(gòu)上的單個橋墩豎向荷載為10 893 kN。

《建筑樁基技術(shù)規(guī)范》[28]采用嵌固點法用于對考慮承臺、樁基協(xié)同工作與土彈性抗力作用的樁基的計算,通過對樁頂施加單位位移計算其所需的荷載作為樁基的軸向剛度,簡化隧道下部嵌巖抗拔樁為彈簧支座,求得下部端承樁等效彈簧豎向剛度為2 175 200 kN/m,等效彈簧水平剛度為1 173 000 kN/m。

模型具體計算參數(shù)如表2所示。

表2 計算參數(shù)

4.3 計算結(jié)果

荷載-結(jié)構(gòu)法計算結(jié)果為扣除樁基托換前隧道產(chǎn)生的位移及內(nèi)力,以樁基托換階段位移、內(nèi)力增量計算結(jié)果與實測值進行對比分析。

以18#橋墩托換處為例,托換階段隧道結(jié)構(gòu)變形計算結(jié)果如圖17所示。結(jié)果表明: 在單側(cè)偏壓托換荷載作用下隧道變形呈現(xiàn)明顯的非對稱特性。樁基托換位置處隧道頂板沉降最大,達3.47 mm,與實測橋墩沉降值3.3 mm接近。前述實測隧道內(nèi)力結(jié)果表明,樁基托換后荷載主要沿托換一側(cè)側(cè)墻及中墻傳遞,同時帶動底板下沉,托換一側(cè)底板跨中位置沉降小于兩側(cè)沉降;并且由于隧道結(jié)構(gòu)整體框架作用,樁基托換一側(cè)框架結(jié)構(gòu)拉動另一側(cè)產(chǎn)生沉降變形,荷載-結(jié)構(gòu)法計算沉降值及變形規(guī)律與前述實測結(jié)果較為吻合。

圖17 樁基托換階段隧道結(jié)構(gòu)變形

圖18為樁基托換階段隧道結(jié)構(gòu)內(nèi)力計算結(jié)果。由于計算模型做了諸多簡化,以及實測結(jié)果受諸多現(xiàn)場施工因素影響,計算結(jié)果與實測隧道結(jié)構(gòu)內(nèi)力存在一定偏差,但整體上,計算內(nèi)力與實測結(jié)果分布規(guī)律一致。截樁一側(cè)頂板跨中位置產(chǎn)生正彎矩,遠離截樁一側(cè)頂板跨中產(chǎn)生負彎矩;臨近側(cè)墻彎矩最大,中墻及遠離側(cè)側(cè)墻跨中彎矩可忽略不計,中墻及臨近側(cè)墻軸力較大,遠離側(cè)側(cè)墻軸力可忽略不計,與實測得到的托換荷載主要通過中墻及臨近側(cè)墻向下傳遞的結(jié)論一致,托換側(cè)隧道底板整體下沉產(chǎn)生正彎矩,遠離側(cè)隧道底板產(chǎn)生負彎矩。根據(jù)工程經(jīng)驗,埋深5 m的框架隧道頂板跨中彎矩約1 800 kN·m;截樁后,實測隧道頂板跨中彎矩增加了11 183 kN·m,對結(jié)構(gòu)的安全性不利,對應(yīng)位置彎矩計算增加量為15 385 kN·m,與實測值接近。

(a) 彎矩分布(單位: kN·m)

(b) 軸力分布(單位: kN)

圖19為不考慮預(yù)應(yīng)力作用下樁基托換過程中隧道結(jié)構(gòu)彎矩計算結(jié)果。托換側(cè)隧道頂板跨中、中側(cè)墻頂支座彎矩均有所增大,其中,托換側(cè)頂板跨中增大1 742 kN·m、托換側(cè)側(cè)墻頂支座彎矩增大1 130 kN·m、中墻頂支座彎矩增大1 950 kN·m、遠離側(cè)側(cè)墻頂支座彎矩增大266 kN·m。隧道頂板在沒有施加預(yù)應(yīng)力工況下,隧道結(jié)構(gòu)最大沉降為4.67 mm,預(yù)應(yīng)力索抵抗了約25.7%的沉降。

圖19 不考慮預(yù)應(yīng)力作用下托換階段隧道結(jié)構(gòu)彎矩分布(單位: kN·m)

5 結(jié)論與討論

1)樁基托換過程中橋墩產(chǎn)生一定位移,18#和19#換托橋墩發(fā)生沉降,分別為3.30、4.22 mm,其沉降值與采用托換梁的其他工程相當。受橋面剛度的影響,鄰近橋墩先于托換橋墩產(chǎn)生沉降;托換后,橋墩會在一定時間內(nèi)持續(xù)產(chǎn)生緩慢沉降并穩(wěn)定。

2)應(yīng)力實測數(shù)據(jù)表明,橋梁托換荷載主要由托換側(cè)隧道頂板承擔,頂板鋼筋拉、壓應(yīng)力增量最大分別為8.71、13.39 MPa,并通過中墻和鄰近側(cè)墻傳遞至樁基上,中墻鋼筋最大壓應(yīng)力增量為3.05 MPa,底板不承擔主要荷載,遠離側(cè)側(cè)墻也不分擔主要荷載。

3)提出考慮預(yù)應(yīng)力的隧道荷載-結(jié)構(gòu)簡化計算模型,采用等效荷載代替預(yù)應(yīng)力作用,計算得到隧道頂板沉降為3.47 mm,與實測橋墩沉降值3.3 mm接近。隧道結(jié)構(gòu)受力呈現(xiàn)偏壓特點,托換處隧道頂板產(chǎn)生正彎矩,遠離側(cè)頂板產(chǎn)生負彎矩,中墻及臨近側(cè)墻軸力較大,臨近側(cè)墻承擔一定的彎矩,遠離側(cè)側(cè)墻軸力可忽略不計,計算所得受力變形規(guī)律與實測結(jié)果基本吻合。對比不考慮預(yù)應(yīng)力時,預(yù)應(yīng)力索抵抗了約25.7%的沉降。

4)本工程將橋梁荷載托換至隧道結(jié)構(gòu),設(shè)計對隧道頂板、側(cè)墻和底板進行了加強,未對中墻進行加強。由實測數(shù)據(jù)和荷載結(jié)構(gòu)法計算結(jié)果可知,中墻承擔了主要托換荷載的傳遞。后續(xù)可結(jié)合數(shù)值模擬,進一步分析和優(yōu)化隧道結(jié)構(gòu)加強措施,并考慮橋梁動荷載作用下中墻承受長期荷載的能力。