海相淤泥灘地現澆橋梁臨時鋼管樁基礎沉降的分析研究

□文 /魏宗玉

海相淤泥灘地現澆橋梁臨時鋼管樁基礎沉降的分析研究

□文 /魏宗玉

以天津濱海地區集疏港二、三線橋梁工程為載體，針對海擋以外漲潮區的地質情況在采用鋼管樁臨時樁基做為現澆橋梁支撐體系時，其沉降量不易控制的特點，對其承載力設計值、理論沉降量進行了較為詳盡的計算并對其實際承載力、實際沉降量進行了現場實測實量，得到相關曲線。

海相淤泥；灘地；鋼管樁；臨時基礎；承載力沉降曲線

天津集疏港二、三線橋梁工程位于濱海新區，其中三線橋梁工程大部分位于現狀海擋以外的淤泥灘涂中，給施工增加了難度。對于受海水漲退潮影響的橋位，若采用一般情況下的地基換填處理后再進行支架施工，為滿足地基承載力要求，換填深度將非常大，需要大量回填料且換填距離較長，對施工來講既不方便也不經濟。因此可考慮采用臨時樁搭設平臺，在平臺上再搭設支架。將施工期間，上部所有載荷通過鋼管樁基礎傳入深層土體中，解決軟弱地質條件下現澆梁支撐系統設計的難題。

1 工程概況

在集疏港二、三工程中，采用鋼管樁作為現澆梁平臺進行施工的是J線的J0～J4，該聯箱梁為匝道橋，橋面寬度為10m，箱梁高度為1.8m，為單箱兩室結構，見圖1。

圖1 J線箱梁橫斷面

箱梁下部的支撐系統依次為箱梁載荷→竹膠板→10cm×10cm小方木→10cm×15cm大方木→碗扣支架→18cm×18cm面梁方木→上層I360b工字鋼梁→下層I560b工字鋼→鋼管樁→地基。

在施工時，采取2步澆筑，第1次澆筑至腹板腋角部位；在混凝土強度達到規范要求后，再澆筑第2步混凝土。因此可以對應將混凝土的澆筑過程分為2個工況，見圖2和圖3。由于該匝道的縱坡＞4%，若省略中間的碗扣支架，標高調整起來難度很大，因此，下部支撐系統不宜直接通至箱梁底，應在下部面梁支撐系統上方依然設置碗扣支架，在支架上再搭設箱梁的支撐系統。

圖2 第1工況下現澆箱梁支撐系統斷面

圖3 第2工況下現澆箱梁支撐系統斷面

縱橋向每跨布置3排鋼管樁，以J3～J4跨為例進行計算，跨度為30m，總立面見圖4。

圖4 現澆箱梁支撐系統斷面

2 地質情況

采用鋼管樁施工的部位為匝道J0～J4，該位置位于海擋以外的灘涂中，土質情況比較差。土質特點為壓縮模量大、承載力低、濕陷性比較大。

本跨箱梁下部原狀淤泥層的標高在3.5m左右，新近沉積層在海擋兩側缺失，為流塑狀態的軟土，呈現灰色，土質為第Ⅰ海相層，層厚度約為12m。

各土層參數見表1。

表1 原狀土層參數

3 各種工況下鋼管樁承載力理論計算值及沉降量計算值

對于海相淤泥灘地臨時鋼管樁的研究以集疏港二、三線橋梁工程的J線匝道橋的J0～J4跨作為研究分析對象。在計算臨時樁基的承載力過程中，按照力的傳遞途徑一步步將箱梁載荷傳遞到臨時樁基，采用此種方法的載荷傳遞路徑為箱梁橫載、活載→竹膠板底模→10cm×10cm順橋向小方木→10cm×15cm橫橋向大方木→碗扣支架立桿→18cm×18cm平臺方木→I360b順橋向工字鋼→I560b橫橋向雙拼工字鋼→臨時鋼管樁。

由圖5可以看出，端部兩側鋼管樁分別位于承臺附近，受到承臺影響，其受力不具備代表性，而次中部位置的灌注樁位于支架60cm與90cm交接位置，受力情況更加復雜，因此考慮到相對準確，本次研究以各跨的中間樁基作為研究對象。

圖5 所計算的鋼管樁位置

通過載荷層層傳遞進行計算，得出兩種工況下中間排臨時鋼管樁的承載力計算值。在計算沉降量時，采用已算得的承載力設計值，參考JGJ94—2008《建筑樁基設計規范》的相關公式進行計算，結果見表2。

表2 2種工況下工字鋼設計承載力理論計算值、沉降值匯總

4 各工況下鋼管樁承載力及沉降量實測值

在實際施工過程中，在2個工況下，對所研究的鋼管樁進行了承載力及沉降量的現場測定。

4.1 樁身內力檢測

在不同性質土層的界面處布置傳感器，傳感器選用應變式傳感器，在同一個斷面布置2～4個傳感器，將應變式傳感器直接固定在測量位置并對實測應變值應進行導線電阻修正，得到鋼管樁各工況實測承載力值，見表3。

表3 各工況下的承載力實測值統計 kN

4.2 沉降觀測

在測試樁附近合適位置布置基準樁，基準樁與測試樁之間的中心距離＞4倍樁徑（試樁和基準樁的大者）且＞2.0m。采用工字鋼做基準梁，高跨比≮1/40。沉降測定平面在樁頂200mm以下，不宜小于0.5倍樁徑，測定應牢固地固定于樁身。直徑＞500mm的樁，應在其兩個方向對稱安置4個百分表，直徑＜0.5mm的樁可對稱安置2個百分表。測出各工況下鋼管樁的沉降量值見表4。

表4 各工況下鋼管樁沉降量實測值 mm

對于鋼管樁的分析研究分為2部分：第1部分根據施工圖紙、技術規范以及施工工藝按照支撐系統的搭設方式，放棄了以往采用受荷面積對主要受力構件進行計算的方式，采用以載荷傳遞途徑逐步計算的方式進行分析，計算出所研究位置處鋼管工藝樁的承載力設計值及沉降量并根據地質勘查報告結合實際勘測結果制定出工藝樁的長度；第2部分是按照理論計算的2個工況，對實際工程中的工藝樁進行實際檢測，得出各工況下各工藝樁的實際受力及實際沉降量，見圖 6-圖 9。

圖6 左側鋼管樁承載力理論設計值與實測值

圖7 右側鋼管樁承載力理論設計值與實測值

圖8 左側鋼管樁沉降量理論設計值與實測值

圖9 右側鋼管樁沉降量理論設計值與實測值

5 結論

1）天津濱海地區海相淤泥地質情況下的現澆箱梁施工在采用鋼管工藝樁工藝時，鋼管工藝樁的承載力計算值、沉降量計算值都要小于其施工期間的實測值。通過左右2根樁基的承載力設計值可以看出，在工況1下，理論值與實測值相差很小，實測值為理論計算值的96.6%，因此建議，在計算鋼管臨時樁基的承載力時，可將上部載荷按照支撐方式一步步向下進行傳遞，傳遞過程中按照最不利受力進行控制，這樣可最大限度的保證臨時結構的安全，同時采用此種計算方法可使計算值與實際受力情況最為貼切。

2）工況2理論計算值與實測值出入較大，左側鋼管工藝樁實測值是理論計算值的87.5%，二者相差93.6 kN；右側鋼管工藝樁的實測值是理論值的91.6%，二者相差59.7kN。工況1下，載荷雖然通過上面幾層支撐體系的傳遞，但是力的傳遞途徑還是比較明確的，而工況2是在第1步混凝土澆筑完畢并強度達到設計要求后進行，因此第1步混凝土對二期載荷有了一定的支撐作用，降低了下部支撐體系的負擔，因此，實測值要小于理論計算值。建議對于混凝土工藝樁承載力設計值，工況2下可按計算值的95%取值，同時所打設工藝樁的抗力應按照規范要求取2倍的安全系數，這樣既保證了施工安全，又能適當的降低臨時樁的入土深度，降低施工成本。

3）在工況1下，左側樁的實測沉降值比理論沉降值小0.33mm，右側樁的實測沉降值比理論沉降值小0.73mm；工況2下，左側樁的實測沉降值比理論沉降值小1.7mm，右側樁的實測沉降值比理論沉降值小1.56 mm。造成這一現象主要有2方面的原因。

（1）由各工況下樁頂的計算附加力值與實測值的近似程度決定的。在工況1下，作用于樁頂的附加力計算值與實測值相差不大，而工況2下作用于樁頂的理論計算值與實測值相差較大，因此在這兩個力的作用下產生的沉降量，工況2實測值與理論值的差距要大于工況1實測值與理論值。

（2）在計算樁基的沉降時，為保證施工安全，選擇了樁底以下30m范圍的壓縮土層，土層厚度較深，因此所計算的沉降量較大。

綜上所述，通過對沉降量的分析，建議在進行現澆混凝土箱梁鋼管樁的設計時，必須考慮沉降對支撐體系的影響。在進行沉降計算時，工況1可根據計算得到的樁頂附加載荷進行計算；工況2下應對理論計算值進行折減，取0.9倍樁頂附加力來計算沉降量。

TU470+.3

C

1008-3197（2014）02-44-03

10.3969/j.issn.1008-3197.2014.02.018

□項目來源：天津市科學技術成果（津20130578）

2014-02-25

魏宗玉/男，1969年出生，高級工程師，天津第三市政公路工程有限公司，從事施工管理工作。