柱式橋墩樁基在河床開挖前后的受力分析及病害處理建議

楊 智

（中鐵二院工程集團有限責任公司，四川成都 610031）

1 工程概況

成都天府新區正公路某大橋，為跨越府河大橋，橋長287.6 m，孔跨布置為：2×30 m+2×50 m+4×30 m。橋梁寬度為19.5 m+23 m+19.5 m=62 m，采用三幅分修，每幅之間設2cm縱縫，并設置彈性伸縮縫。上部結構采用預應力簡支T梁，下部采用三柱式橋墩和重力式橋臺，基礎為樁基礎。樁基嵌入中風化砂質泥巖層。墩柱采用C35混凝土，樁基采用C30混凝土。30 m跨墩柱直徑1.4 m，樁基直徑1.6 m；50 m跨墩柱直徑2.0 m，樁基直徑2.2 m。樁基采用鉆孔灌注施工。

該橋所在的府河兩岸為正興鎮范圍，原為自然寬淺式“U”型河道，河道較順直，兩岸均為自然河岸。橋軸線與河道縱軸正交。該道路為城市主干路；荷載等級為城-A級。橋墩橫斷面見圖1所示。

近期由于河道及沿岸景觀改造，挖掘河床導致該橋5#～7#橋墩樁基部分外露，并發現部分外露樁基有傾斜、柱樁錯位的現象。為此，依據現場實測基礎數據對部分傾斜超限或柱樁錯位的樁基開挖前后進行了受力分析和計算，包括開挖前后單樁軸向受壓承載力的驗算，為病害處治措施提供依據，為今后天府新區類似情況樁基的設計及后續問題的解決提供一些參考和借鑒。

2 樁基病害原因分析

從開挖后所見現場并結合實測情況可知，部分樁基傾斜度已超過規范規定值1%，另外還有一樁基出現柱樁錯位的現象。經調查分析，出現以上情況的原因主要是施工造成的。由于樁位偏差錯誤導致樁基傾斜和錯位現象。

3 計算內容及要點

根據該橋的地勘情況、結構設計和橋墩樁基的結構特點，采用MIDAS CIVIL建立有限元模型，對5#橋墩、右邊幅7#橋墩樁基按照設計荷載等級（城-A）進行開挖前后受力分析和計算，并對河床開挖前后的單樁軸向受壓承載力進行驗算。下面以開挖后傾斜度最大、樁基外露高度也較大的右邊幅5-1#樁基為例介紹相關計算要點。

3.1 計算模型

計算的荷載主要分為恒載和活載。恒載包括主梁、橋面鋪裝、水管線、人行道、欄桿和綠化帶等，恒載作為靜力荷載作用在橋上，然后根據杠桿法算得每片T梁支座所分得的荷載值，并以節點荷載的形式作用在蓋梁上支座的相應位置。汽車和人群活載根據在支座處的橫向布置根據杠桿法的影響線值進行最不利布置，然后求得每片T梁支座所分得的荷載值，同樣以節點荷載的形式作用在蓋梁上支座的相應位置。制動力根據支座與橋墩的抗推剛度集成情況來分配和傳遞制動力，也以節點荷載的形式作用在蓋梁上支座的相應位置。

利用MIDAS CIVIL建立有限元模型，模型采用梁單元進行模擬，樁土作用采用“m”法進行模擬。

右邊幅5#墩開挖前、后樁基模型見圖2所示。

3.2 計算參數

所計算樁基的上部結構采用30 m預應力混凝土簡支T梁，左、右邊幅橫向由9片T梁組成，中幅橫向由10片T梁組成，橋面鋪裝為10 cm厚混凝土+10 cm厚瀝青混凝土；下部結構采用三柱式圓柱橋墩、樁基礎，以中風化砂質泥巖作為持力層。橋墩及樁基基本信息見表1所列。

圖1 橋墩橫斷面圖

圖2 右邊幅5#墩開挖前、后有限元模型示意圖

表1 橋墩及樁基基本信息表（單位：m）

3.3 最不利軸力Nmax和最不利彎矩Mmax的確定和計算

根據橋墩偏心受壓的特點，上部結構活載作用形式可分為最不利軸力、最不利彎矩兩種受力情況。根據原設計圖紙和《城市橋梁設計規范》（CJJ 11-20111）及《公路橋涵設計通用規范》（JTGD60-2004）規定，可得左邊幅車道集中荷載標準值，均布力標準值，并計算得設計人群荷載。

3.3.1 右邊幅5-1#樁基最不利軸力Nmax的計算

考慮該橋墩縱向相鄰跨車道荷載對稱加載，橫向按最不利情況根據設計車道數布置車輛荷載的車輪位置，通過杠桿原理求得各梁的橫向分布系數，從而計算出各支反力作為最不利軸力活載加載于蓋梁上，而恒載按本文3.1節所述方法加載于蓋梁上，可計算得出該樁基最大軸力下的樁底反力。

3.3.2 右邊幅5-1#樁基最不利彎矩Mmax的計算

3.3.2.1 恒、活載的計算

考慮該橋墩縱向相鄰單跨車道荷載不對稱加載，橫向按最不利情況根據設計車道數布置車輛荷載的車輪位置，通過杠桿原理求得各梁的橫向分布系數，從而計算出各支反力作為最不利彎矩活載加載于蓋梁上，而恒載同樣按3.1節所述方法加載于蓋梁上。

3.3.2.2 制動力的計算

制動力根據《城市橋梁設計規范》（CJJ 11-20111）及《公路橋涵設計通用規范》（JTGD60-2004）規定，對于橋墩來說制動力的著力點在支座處，按最大軸力情況來計算汽車荷載的制動力。根據支座與橋墩的抗推剛度的集成情況來分配和傳遞制動力。分別求得左邊幅5#墩在河床開挖前后，不同車道下每個支座所分得的縱向水平制動力。

通過以上荷載的加載，從而計算出右邊幅5-1#樁基最不利彎矩Mmax。

4 樁基在河床開挖前后的計算結果及分析比較

4.1 單樁軸向受壓承載力驗算

根據《公路橋涵地基與基礎設計規范》（JTG D63-2007）5.5.3條規定及該橋地質資料，對右邊幅5-1#樁基開挖前后進行單樁軸向受壓承載力的驗算。

地質資料顯示，該樁基在開挖前后埋置深度內各土層分布情況見表2所列。

表2 5-1#樁基開挖前后埋置深度內土質分布情況一覽表（單位：m）

考慮豎向荷載效應，驗算結果見表3所列。

表3 5-1#樁基開挖前后單樁軸向受壓承載力驗算結果比較一覽表

可見由于河床開挖，造成樁基上部土層的減少，開挖后單樁軸向受壓承載力容許值也相應降低。但該樁為端承樁，樁基大部分已嵌入中風化巖層中，開挖部分的土層樁周摩阻力標準值相對較小，因此對單樁軸向受壓承載力容許值影響較小。

4.2 樁身強度驗算

根據右邊幅5-1#樁基的受力最不利情況可得在河床開挖前后最大彎矩的控制截面，見圖3、圖4所示。

圖3 開挖前最大彎矩的控制截面示意圖

圖4 開挖后最大彎矩的控制截面示意圖

由此可見，該樁基在開挖前后最大彎矩的控制截面分別位于開挖前原地面線下3.5 m、開挖后地面線下1.0 m，開挖后控制截面出現的位置較開挖前相對于相應地面下的距離更小。綜合分析可知，樁基最大彎矩控制截面出現在地面線下1～2倍樁徑左右的位置，而各土層地基水平向抗力系數的比例系數m是影響其位置的重要因素。非巖石地基的抗力系數隨埋深成比例增大，巖石地基抗力系數不隨巖層埋深變化。該樁基在開挖后大部分已進入中風化基巖，周圍基巖對樁基起到較大的約束作用，因而最大彎矩的控制截面離地面線位置相對較小。

在基本組合下，考慮偏心增大效應，右邊幅5-1#樁基在開挖前后控制截面承載力驗算結果見表4所列。

表4 5-1#樁基基本組合作用下開挖前后控制截面承載力驗算結果一覽表

4.3 樁身裂縫寬度驗算

按設計荷載在正常使用極限狀態短期效應組合下，開挖前后控制截面最大裂縫寬度驗算結果見表5所列。

表5 5-1#樁基短期效應組合作用下開挖前后控制截面最大裂縫驗算結果一覽表（單位：mm）

由此可見，該樁基在開挖前控制截面最大彎矩較小，樁身未出現裂縫；河床開挖后，樁基傾斜產生附加彎矩，因而控制截面彎矩較大，但最大裂縫寬度仍滿足允許裂縫寬度的要求。

5 結論與意見建議

本文結合現場實測資料及地質資料，對某大橋樁基在河床開挖前后受力情況進行了分析和比較，通過此實例得出以下計算的結論及后續措施處理的意見、建議。

5.1 計算結論

（1）對于類似樁基在開挖前后的變化，應對樁基的單樁軸向受壓承載力、樁身強度和裂縫寬度進行驗算，以明確樁基的受力性能是否滿足規范要求。

（2）開挖后裸露出的樁基應對其傾斜度等進行實測，計算時應根據實際情況考慮樁基傾斜而產生的附加彎矩，計算得出最大彎矩的控制截面，再按規范要求考慮偏心距增大系數η，從而驗算樁身的強度及裂縫寬度是否滿足規范要求。

（3）樁基最大彎矩處的控制截面的位置隨開挖前后土層的改變而變化，但出現位置根據計算結果可判斷大概在相對地面線以下1～2倍樁徑處，各土層地基水平向抗力系數的比例系數m是影響其位置的重要因素。此特性為樁身強度的驗算提供重要依據。

5.2 后續措施處理的意見及建議

（1）對于類似由于河床改造開挖造成對柱式橋墩樁基條件的改變，應現場實測樁基既有數據并監測其變化。對于超過規范上限的情況，建議組織專業橋梁病害檢測單位進行檢測、處理。

（2）對于開挖后高度大于7 m的橋墩，應根據相關規范要求可增設橫系梁。除滿足公路橋梁抗震規范外，也有利于增加開挖后各樁基間的聯系。

（3）根據既有河床開挖情況等基礎資料驗算所得結果可看出，部分樁基的單樁軸向受壓承載力富裕度較小，建議應對河床底硬化鋪砌，保證防水后不再對橋墩有沖刷，從而避免對樁基承載力的影響，確保橋梁結構的安全性。

（4）根據目前既有狀況，應對開挖后各柱樁傾斜及錯位等病害進行處治。實施方案以確保不影響結構安全為前提，結合河道生態帶景觀要求一并考慮，使其與自然環境相協調和統一。

該工程作為成都天府新區正公路某大橋實例，具有一定的特殊性和較強的實際意義。通過現場實際情況，結合地質及實測資料，對樁基在河床開挖前后進行受力分析和計算并提出對出現病害處理的建議，為今后天府新區類似情況樁基的設計、施工及后續問題的解決提供一些參考和借鑒。