跨線橋墩柱偏移原因分析及處治措施

跨線橋墩柱偏移原因分析及處治措施

交流與隔離是九個(gè)重要因素。隨著我國(guó)小城鎮(zhèn)建設(shè)的快速發(fā)展，每個(gè)道路之間的互聯(lián)和互聯(lián)橋梁項(xiàng)目逐漸增多。然而，在互聯(lián)和交叉口建設(shè)中，不可避免地會(huì)出現(xiàn)主線橋與線下道路、互聯(lián)曲線和上下道路之間的互動(dòng)影響。處理不當(dāng)，容易導(dǎo)致項(xiàng)目事故。其中，重建后的路橋可能會(huì)導(dǎo)致附近車道立柱的位移，尤其是隨著時(shí)間的推移，如果底板下的軟土在沉積過程中沉降，導(dǎo)致較大的縱向變形，這可能會(huì)導(dǎo)致相鄰結(jié)構(gòu)物和樁基的變形、破壞和失穩(wěn)。目前,堆載作用下土體側(cè)向位移對(duì)鄰近樁基受力的影響分析方法主要包括土壓力法和土位移法.土壓力法的關(guān)鍵在于對(duì)側(cè)移土體誘發(fā)的水平擠壓力的合理假定與評(píng)估.考慮到樁土相互作用的根本原因是土體側(cè)向位移,基于自由土體位移計(jì)算樁身變形與受力的土位移法在機(jī)理上能更好地反映被動(dòng)樁-土的相互作用,但由于自由土體位移場(chǎng)的確定較為困難,其工程應(yīng)用受到制約.近年來,基于水平受荷樁應(yīng)變楔模型(strainwedgemethod,SWM)的樁土相互作用分析方法發(fā)展迅速,將傳統(tǒng)一維彈性地基梁法的應(yīng)用拓展到三維樁土相互作用的分析中,為側(cè)向受荷被動(dòng)樁的作用效應(yīng)分析提供了有益思路.本文結(jié)合連云港某疏港高速公路XG路互通和SD互通的工程實(shí)例,對(duì)下行路基填筑引發(fā)的跨線橋墩柱偏移、橋墩樁基樁身?yè)p傷等工程問題進(jìn)行了分析.然后,基于SWM模型,提出了一種以樁頂位移為控制條件的偏移基樁受力分析方法,為被動(dòng)樁作用效應(yīng)的合理評(píng)估進(jìn)行了有益嘗試.此外,針對(duì)不同墩柱支座偏位量,提出了分級(jí)處治的措施.1項(xiàng)目事故1.1跨線橋連云港某疏港高速公路XG路互通和SD互通采用半苜蓿葉-半定向匝道型立體交叉(見圖1).XG路互通包括主線跨XG路橋、B匝道跨XG路橋和主線跨B匝道橋3座跨線橋;被交路XG路互通的設(shè)計(jì)長(zhǎng)度為2200m,分別于主線橋26#和28#墩間、B匝道橋5#和7#墩間下穿公路主線和互通B匝道處,B匝道于主線橋34#和35#墩間下穿公路主線處.SD互通包括主線跨SD路橋、A匝道跨SD路橋和主線跨A匝道橋3座跨線橋;被交路SD公路互通的設(shè)計(jì)長(zhǎng)度為1300m,分別于主線橋8#和10#墩間、A匝道橋4#和6#墩間下穿公路主線和互通A匝道處,A匝道于主線橋16#和17#墩間下穿公路主線處.1.2海積泥石流層偏移事件線網(wǎng)中墩柱和上墩柱的偏位分析6座跨線橋皆采用樁柱式橋墩(1.6m樁接1.2m柱),施工中橋墩樁基施工完成后才開展鄰近路基的填筑.路基主體填筑完成后,發(fā)現(xiàn)該6座跨線橋鄰近被交路的60根墩柱皆發(fā)生了遠(yuǎn)離路基方向的偏移(見表1).由表1可知,XG路互通28#墩頂支座偏移最為嚴(yán)重,8根墩柱頂位移都大于100mm,最大墩頂位移發(fā)生在28#7墩柱處,約133mm.XG路互通26#墩頂支座、SD互通8#和10#墩頂支座偏位情況亦相對(duì)嚴(yán)重,約33~78mm.考慮到墩柱與被交路相對(duì)位置以及被交路地基處理方式的影響,墩柱軸線到鄰近路基坡肩的距離越遠(yuǎn),墩頂支座偏位量越小.例如,對(duì)于主線跨XG路橋右側(cè)28#墩和該互通B匝道跨XG路橋右側(cè)7#墩,在鄰近路基填土高度相近(分別為2.3,2.0m)的情況下,7#墩由于距離被交路較遠(yuǎn)(8.5~9.3m),墩頂支座偏位量明顯較小(1~3mm).當(dāng)被交路采用水泥攪拌樁地基處理時(shí),盡管上部路基堆載較高,但路基兩側(cè)橋墩偏位量相對(duì)較小.而對(duì)于沒有地基處理的路段,填土高度越高,則墩柱偏移量越大.針對(duì)偏移事故發(fā)生原因,由場(chǎng)區(qū)地質(zhì)性狀可知,該互通區(qū)位于海積平原工程地質(zhì)區(qū),區(qū)內(nèi)主要土層及性質(zhì)見表2.地表淺埋有一層厚約15.5~22.0m的海積淤泥層,主要物理力學(xué)指標(biāo)的統(tǒng)計(jì)分析見表3.由表3可知,該淤泥層天然含水率統(tǒng)計(jì)均值為69.2%,大于《公路軟土地基路堤設(shè)計(jì)與施工技術(shù)規(guī)范》中的軟土鑒別指標(biāo)(35%)和土體液限,土層呈流塑狀態(tài).孔隙比為1.62~2.25,壓縮系數(shù)α0.1-0.2為1.26~2.38MPa-1,說明該淤泥層具有高含水率、高壓縮性、低抗剪強(qiáng)度的工程特性.在路基堆載作用下,該土層除出現(xiàn)較大壓縮變形外,將發(fā)生顯著的側(cè)向擠出現(xiàn)象,從而產(chǎn)生巨大的側(cè)向推擠作用,易引發(fā)鄰近樁基的側(cè)向偏移.同時(shí),參考一般軟土發(fā)生等速蠕變的臨界應(yīng)力值(10~20kPa),路基堆載作用下,軟土流變特性引起土體位移不斷累積,在一定程度上亦將使得鄰近樁基偏移隨時(shí)間推移而增大.現(xiàn)場(chǎng)低應(yīng)變動(dòng)測(cè)揭示了樁身?yè)p傷深度均發(fā)生在海積淤泥層范圍內(nèi)(見表4),而此處恰是土層側(cè)向推擠力相對(duì)較大的區(qū)域.可見,鄰近路基堆載引起的淺埋淤泥層和樁基較大的側(cè)向位移及變形累積是跨線橋墩柱發(fā)生偏移事故的根本原因.2位移軸的壓力分析2.1土體單元模型路基堆載作用下,鄰近樁基的存在限制了軟弱土層的側(cè)向變形,并將堆載側(cè)土體位移引起的壓力傳遞到下部穩(wěn)定地基土層中.因此,在偏移基樁分析時(shí),可將樁身簡(jiǎn)化為上部受土體位移作用的被動(dòng)區(qū)和下部受穩(wěn)定土抗力作用的主動(dòng)區(qū)(見圖2(a)).基于傳統(tǒng)彈性地基梁法(BEF),結(jié)合局部變形理論,可分別建立被動(dòng)區(qū)和主動(dòng)區(qū)樁身微分方程,即式中,x,y分別為單元深度和側(cè)向位移;xi為第i層土體的單元深度;pi(xi)為被動(dòng)區(qū)第i層土側(cè)移引起的推擠力;Es(xi)為主動(dòng)區(qū)第i層土地基反力模量;E為樁身模量;I為截面慣性矩;hs為被動(dòng)區(qū)厚度;X0為主動(dòng)區(qū)厚度.雖然方程(1)形式簡(jiǎn)潔、應(yīng)用方便,但未考慮沿樁身各土層間的相互作用,無法描述樁土三維相互作用.試驗(yàn)研究表明,側(cè)向受荷樁在樁后會(huì)形成三維楔形體.因此,結(jié)合鄰近路基偏移基樁的受力特點(diǎn),可假定基樁在土體側(cè)移推力作用下,于樁后主動(dòng)區(qū)形成被動(dòng)三維土楔;而在上部被動(dòng)區(qū),根據(jù)牛頓第三定律,可將土體位移對(duì)樁身的推力作用近似看作樁身反向側(cè)移對(duì)土體的擠壓作用,從而在樁前形成三維土楔(見圖2(b)).設(shè)上、下土楔開展的底角分別為βms,βm,擴(kuò)展傘角分別為φms,φm,則某一時(shí)刻的楔形體幾何尺寸為式中,Bsi,Bi分別為地表下深度xi處的上、下土楔開展寬度;D為樁身直徑.將上、下土楔分別離散為n個(gè)厚h的土楔層單元(見圖3).提取土體單元,以第i層土楔的豎向應(yīng)力σv,i為單元圍壓,水平向應(yīng)力增量Δσh,i為偏主應(yīng)力增量,通過室內(nèi)三軸試驗(yàn)可近似描述各土楔應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系.圖3中,Fi為第i層土體的土楔模型側(cè)壁壓力;τs,i為第i層土體的樁側(cè)剪應(yīng)力;δ,δs分別為主、被動(dòng)區(qū)樁身轉(zhuǎn)角.引入應(yīng)力水平SL,則各土楔層水平應(yīng)力增量為式中,Δσhf,i為第i層土楔的水平應(yīng)力極限增量.第i層土楔的應(yīng)力水平SL,i可通過三軸試驗(yàn)確定,亦可參考文獻(xiàn)的經(jīng)驗(yàn)關(guān)系得到.根據(jù)各單元應(yīng)力平衡方程,可得樁身應(yīng)力分布式中,S1,S2為樁形系數(shù),樁截面為圓形時(shí)分別取值為0.75和0.50,樁截面為方形時(shí)取值均為1.0;τs,i=σv,itanφs,i,φs,i為第i層土體的內(nèi)摩擦角.考慮楔形土體應(yīng)變變形,基于摩爾應(yīng)變圓原理,根據(jù)樁土變形協(xié)調(diào)條件,可得主動(dòng)區(qū)各土楔層相應(yīng)樁身單元的變形轉(zhuǎn)角δ與側(cè)向位移yi為式中,γ為被動(dòng)土楔剪應(yīng)變;Θm=45-φm/2.以式(7)所得主動(dòng)區(qū)樁身位移為邊界條件,結(jié)合式(1),采用有限差分法可求得基于SWM模型的樁頂側(cè)向位移Y0,SWM.同時(shí),由式(5)和(7)可得主動(dòng)區(qū)地基反力模量為將式(5)和(8)代入式(1),可得出基于BEF法的樁頂側(cè)向位移Y0,BEF.據(jù)此,以樁頂位移相等(Y0,BEF=Y0,SWM)為控制條件,提出一種考慮樁土三維相互作用的樁身受力計(jì)算方法.具體步驟如下:(1)以偏移基樁樁頂位移或樁頂設(shè)計(jì)容許位移Y0為控制條件,將地基劃分為厚h的層狀土層.(2)假定上土楔初始應(yīng)變?yōu)棣舠,由式(5)計(jì)算得出土層側(cè)移對(duì)樁身的推力pi(xi).假定下土楔初始應(yīng)變?yōu)棣?由式(5)和(7)分別計(jì)算得出主動(dòng)區(qū)土層抗力與樁身位移,進(jìn)而計(jì)算得到樁頂位移Y0,SWM.(3)由式(8)得主動(dòng)區(qū)地基反力模量Es(xi),結(jié)合上部推力pi(xi),代入式(1),得樁頂位移Y0,BEF.(4)若Y0,BEF=Y0,SWM,轉(zhuǎn)入步驟(5);否則,調(diào)整εs和ε,轉(zhuǎn)入步驟(2).(5)若Y0,BEF=Y0,SWM=Y0,由式(1)可求得樁身內(nèi)力;否則,調(diào)整εs和ε,轉(zhuǎn)入步驟(2).2.2樁身彎矩對(duì)比以英格蘭Hildenborough地區(qū)某鐵路路基邊坡加固基樁C為例,對(duì)本文方法進(jìn)行驗(yàn)證.以C樁1345d樁頂觀測(cè)位移(37mm)為計(jì)算控制條件,計(jì)算斷面、路基填料及地基土物理力學(xué)參數(shù)見文獻(xiàn).計(jì)算結(jié)果表明,根據(jù)本文方法計(jì)算得到的樁身變形與實(shí)測(cè)結(jié)果相近,但計(jì)算的樁身彎矩與實(shí)測(cè)結(jié)果相比整體偏大(見圖4和圖5).這可能是因?yàn)樯喜棵軐?shí)碎石層位移小于樁身位移,導(dǎo)致樁身上部產(chǎn)生負(fù)彎矩,從而在一定程度上降低了下部正彎矩峰值.本文模型中并未考慮該部分的影響,結(jié)果相對(duì)保守.采用本文方法對(duì)工程事故中偏移量最大的橋墩樁基(XG路互通28#墩8根基樁)進(jìn)行分析.樁長(zhǎng)為62m,樁徑為1.6m,樁身模量為28.5GPa;地層參數(shù)見表2;淤泥層厚為16m.考慮墩柱支座約束條件,在樁頂取剪力Q0=-120kN,彎矩M0=-960kN·m.以各墩柱底(基樁樁頂)偏移量為控制條件,計(jì)算樁身受力.如圖6所示,隨著樁頂偏移量的增加,樁身最大彎矩也逐漸增加,彎矩開展深度略有增加.當(dāng)樁頂偏移由71mm增加至106mm時(shí),樁身計(jì)算最大彎矩增加約32.6%,說明淺埋淤泥層的側(cè)向位移對(duì)基樁受力影響較為顯著.3墩頂無樁頂內(nèi)固定相確定的糾偏措施.采用2.1節(jié)方法對(duì)樁身最大彎矩進(jìn)行計(jì)算,結(jié)合《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》對(duì)樁身開裂彎矩Mcr和極限彎矩Mult進(jìn)行驗(yàn)算,結(jié)果見圖7.樁身最大彎矩與墩頂支座位移近似呈線性遞增關(guān)系.當(dāng)支座位移為40~52mm時(shí),樁身最大彎矩達(dá)到開裂彎矩,位移的繼續(xù)增加雖能滿足受彎承載力要求,但卻可能引起支座和上部結(jié)構(gòu)的損壞.《公路橋梁板式橡膠支座規(guī)格系列》規(guī)定d600板式橡膠支座的最大水平位移量為52.5mm;同時(shí),參考文獻(xiàn)對(duì)美國(guó)、加拿大端承樁橋臺(tái)和碼頭變位的調(diào)查統(tǒng)計(jì),當(dāng)水平變位大于50mm時(shí),可引起上部結(jié)構(gòu)的損壞.由此可見,盡管各偏移基樁樁身受力仍滿足承載力要求,但為消除安全隱患,仍需采用一定的加固糾偏措施.因此,工程現(xiàn)場(chǎng)提出分級(jí)處理處治原則,即以墩頂支座偏移50mm為界,采用平衡堆載和樁基頂推聯(lián)合墩頂牽引的處治措施.當(dāng)墩頂支座偏移量小于等于50mm時(shí),由于樁身最大彎矩相對(duì)較小,樁身完好.墩柱偏移主要是由于被交路堆載應(yīng)力作用下淺埋淤泥層發(fā)生側(cè)向變形而產(chǎn)生的.按照相同原理,可通過平衡橋墩兩側(cè)堆載來防止墩柱進(jìn)一步偏移的發(fā)生.此處采用二次分級(jí)加載的方案(見圖8).當(dāng)墩頂支座偏移量大于50mm時(shí),考慮到較大附加堆載產(chǎn)生的樁側(cè)負(fù)摩阻力的影響,單純采用平衡堆載方案將無法達(dá)到糾偏復(fù)位的目的,故采用樁基頂推聯(lián)合墩頂牽引的技術(shù)措施(見圖9).首先,對(duì)鄰近橋墩的被交路進(jìn)行局部卸載,并在橋墩鄰近被交路一側(cè)打設(shè)消能孔,為橋墩樁基回位提供空間.然后,在橋墩偏移方向外側(cè)補(bǔ)打2排鉆孔灌注樁,并澆筑聯(lián)系橫梁,在樁頂位置采用千斤頂頂推,以使樁基回位.因上部橋梁已施工結(jié)束,在糾偏復(fù)位過程中墩頂支座會(huì)產(chǎn)生摩阻力(箱梁恒載摩阻力約120kN),故在墩頂位置施加一牽引力.圖10為糾偏處治后各墩柱頂部支座偏移量統(tǒng)計(jì).由圖可見,處治后各墩頂支座偏移量皆小于50mm,個(gè)別墩柱(如26#5,8#5墩柱)已經(jīng)復(fù)位.采用樁基頂推聯(lián)合墩頂牽引技術(shù)措施的效果明顯,處治后28#墩8根墩柱和8#墩7根墩柱的偏移量皆小于25mm,與處治前相比分別降低了約79.7%~92.1%和84.7%~100%.平衡堆載方案主要是以防止墩柱進(jìn)一步偏移為目的,糾偏效果相對(duì)有限,處治后支座位移量降低約10.7%~43.7%.4基于樁頂位移分析模型的被動(dòng)樁設(shè)計(jì)1)淺埋海積淤泥層具有高含水率(