超深軟土地區樁基偏位復位受力分析

賀永明,田世清,李冀,王俊新,石慶凡

(1.四川交投建設工程股份有限公司,四川成都 610047;2.重慶橋都橋梁技術有限公司,重慶 401147)

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超深軟土地區樁基偏位復位受力分析

賀永明1,田世清2,李冀2,王俊新2,石慶凡2

(1.四川交投建設工程股份有限公司,四川成都 610047;2.重慶橋都橋梁技術有限公司,重慶 401147)

摘要:結合珠海金灣互通立交樁基偏位工程實例,對其墩身及樁基偏位原因進行分析,利用有限元分析軟件對超深樁基偏位進行實際工況模擬,提出墩頂頂推、樁基旋噴固化及液化的復位方案,經過實際施工取得明顯的糾偏效果,為超深軟土樁基的復位提供理論和實踐依據。

關鍵詞:橋梁;超深軟土地基;糾偏;受力分析

在中國沿海地區淺部土層中分布著數十米不等的淤泥質土和淤泥等軟弱土層,橋梁基礎多采用樁基礎,樁身采用鉆孔灌注法施工,具有操作機械化程度高、施工工期短、承載力高等特點。但樁基施工質量不好、樁基旁超堆載、土方開挖不當時會引起樁身傾斜,進而帶動上部墩身偏移、偏位、斷裂等。因此,分析超深軟基產生偏位、傾斜的原因,提出合理的糾偏方法及措施具有重要意義。

1 工程概況及地質分布

金灣互通立交位于珠海市金灣區,上部結構為(24+35+24)m預應力砼現澆連續箱梁橋,下部結構為柱式橋墩、鉆孔樁基礎。墩高約13 m,墩徑1.4 m;樁長約57 m,樁徑1.6 m。樁基砼為C35,墩柱砼為C40。根據巖土勘察報告,17#樁基礎地層概況見表1。

表1 工程地質分布

2014年10月,在該工程交工驗收檢查時發現17#墩的2個墩柱在縱橋向朝上坡方向出現傾斜,支座頂板和支座之間的相對滑移量約16 cm,四氟滑板外露且被剪切破壞;墩柱縱橋向垂直度約為0.4%,墩柱與地面交界處下坡側出現環向裂縫(見圖1)。經現場調查,該墩支座安裝水平度基本滿足規范要求。該墩右后側為B匝道路基,填土高度約2 m;前側有溝渠,溝渠深度約6 m。

圖1 17#墩身偏移情況

2 偏位原因分析

17#橋墩出現縱橋向朝上坡偏移的現象,是由于這個方向的水平力在推動。根據現場實際情況,造成偏位的主要原因可能為:

(1)由于墩身左側溝渠開挖造成的不平衡土壓力引起水平力。

(2)樁基礎及橋墩大量堆載,在溝渠開挖時,將填土大量堆積在墩柱下坡側,樁基長期處于較大土側壓力狀態,雖然后期將填土移走,但長期雨水滲透壓力作用致使土體深層滑動,樁基最終發生偏位。

(3)橋梁溫差產生收縮力。

2.1 土壓力計算

按照JTG D60-2004《公路橋梁設計通用規范》,在有汽車荷載作用時,該工程土壓力Ea按下式計算:

式中:γ為重度,取17 k N/m3;H為溝渠深度,H= 6 m;B為橋墩計算寬度,B=2.34 m;h為汽車荷載等代高度,h=3.91 m;μ為主動土壓力系數,μ= 0.395。

荷載作用點位于距離溝渠底部H/3位置處(見圖2)。

圖2 樁基承受土壓力示意圖(單位:m)

2.2 偏移原因模型受力分析

考慮到該樁基礎為摩擦樁,入土深度為57 m,需考慮土體對樁身的橫向約束效應。墩身及樁基受到土體側向壓力時,整個樁基就類似于一個彈性地基梁(見圖3)。

圖3 樁基等效連續地基梁模型

側向土彈簧的剛度計算:各節點處的集中彈簧支撐剛度Ki為:

式中:(ΔSi-1+ΔSi)/2表示節點相鄰兩單元的長度和的一半;b1為樁基的計算寬度;Ci=mhi,表示地基土對樁柱側面的地基抗力系數(見表2);土層m值參照JTG D63-2007《公路橋涵地基與基礎設計規范》和水平抗力比例系數的反分析法確定,溝渠高度范圍內的m值進行一定折減;hi為各樁基節點位置入土深度。

表2 地基水平抗力系數

根據造成17#墩墩柱偏位的主要作用力,利用MIDAS/Civil建立橋墩及樁基受力模型(見圖4),土彈簧用節點彈性支撐來模擬,墩柱及樁身此時受到上部傳至墩頂的豎向力和側向土壓力及自重。計算結果見圖5。

圖4 模型工況圖(單位:k N)

圖5 墩柱及樁基單獨在土壓力作用下的變形(單位:mm)

根據計算結果,墩柱前期在土壓力作用下墩頂偏移可達9.7 cm,支座頂板與支座之間的相對滑移量約16 cm,比土壓力作用下墩柱偏移計算值大。其原因是土壓力作用下,支座頂板相對滑移量已接近設計限值10 cm,考慮支座安裝誤差及梁體在溫度降低時向16#墩方向收縮等共同影響,支座頂板此時已滑入四氟滑板內,對四氟滑板形成壓縮、推擠,使梁體收縮引起的支座滑移值得不到恢復而持續增大,推動墩柱持續偏移(見圖6)。

圖6 支座偏位原因分析

綜合分析認為,造成墩柱初始偏移的原因是土壓力,橋墩偏移帶動支座產生與梁體及支座頂板之間的相對滑移,當相對滑移量超過允許滑移量時,溫度升高,梁體變形伸長對支座及墩柱持續產生向上坡方向的推力,推動墩柱持續偏移,偏移越來越嚴重。

3 復位方法

17#墩墩頂偏移量已嚴重超過規范要求,必須對墩柱及樁基進行糾偏處理。向上坡側進行復位需克服墩頂支座的摩擦力和樁基不平衡土壓力及土體的約束力。由于17#墩墩柱和樁基在土壓力作用下產生了偏移,樁基部分變形已被土體約束,在對墩柱進行水平頂推復位時,樁基同時向傾斜的反方向位移,使土體受壓,被動土壓力作用于樁基,阻止樁基復位。另外,由于該墩樁基深入土體較長,受到土體側向約束力較大,樁身的剛度相對較小,若只在墩頂施加頂推力,會在土體約束變化較大處產生裂縫,并且因被動土壓力的存在,在千斤頂卸荷后,糾偏的位移量還會部分反彈。因此,采用墩頂頂推、下坡側土體旋噴液化、上坡側土體旋噴固化相結合的方式進行糾偏。

土體液化是在下坡側利用旋噴技術在淤泥層內注入清水,液化能減小下坡側土體的水平抗力系數,使頂推更容易進行。上坡側土體旋噴固化起兩方面的作用:一方面能對樁邊界土產生擠壓力,對四周土產生壓密作用,能給樁身一個主動側向壓力;另一方面,在旋噴固化結束后,能使部分漿液進入土粒之間的空隙里,使固結體與四周土緊密相依,在溝渠側形成較強的土體約束,防止樁基在卸掉頂推力后出現回彈現象。

初步擬定糾偏步驟為豎直同步頂升梁體→改造滑動面→梁底安裝反力架→布置水平頂推系統→下坡側土體液化→水平同步頂推→上坡側旋噴固化施工→釋放水平頂推力→施工結束。

4 樁基及墩身復位模型分析

結合現場情況及施工工序建立受力模型。首先在墩頂位置施加141 k N頂推力,用于克服墩頂摩擦力(見圖7)。施加頂推力后的變形情況見圖8。

施加墩頂頂推力后,墩頂位移由原來的16 cm變化為7.5 cm。現場檢測結果表明在墩頂施加147.7 k N頂推力時,墩頂位移為8 cm,與計算結果較吻合。由于對下坡側土體進行液化,該側土體的水平抗力系數取值應有折減,其中淤泥的水平抗力系數取值和土體液性指數、含水率、樁的剛度和直徑有關,當樁直徑、剛度確定時,液性指數、含水率越大,土體的抗力系數越小。根據現場試驗數據,得出m=5 000/(w IL)(w為含水率;IL為液性指數),得到液化后淤泥土的m=2 100 k N/m4。

圖7 模型建立時初步工況(單位:mm)

圖8 施加頂推力后的變形情況(單位:mm)

在土體液化結束后對上坡側土體進行旋噴固化施工。旋噴固化在整個淤泥層內進行,旋噴壓力為20 MPa。旋噴固化對樁基產生的側壓力根據旋噴位置距樁基的距離及旋噴固化噴頭直徑確定,墩身處壓力H=0.16dH0/L2.4(d為噴頭直徑;H0為旋噴處壓力;L為噴頭距樁身的距離),計算得樁身受到的旋噴壓力為110 k N/m。在樁頂以下30 m范圍內施加110 k N/m的均布荷載,根據液化后土體的水平抗力系數和固化后施加的荷載建立模型,結果見圖9。

由圖9可知:通過處理,樁身及墩身大致恢復到偏位以前情況,最大偏移位置為7 mm,恢復效果良好,且墩柱未出現裂縫。

圖9 墩柱糾偏后的位移情況(單位:mm)

5 結論

該文結合金灣互通立交17#橋墩及樁基現場實際糾偏情況,利用MIDAS建立模型,分析了頂推及旋噴固化和液化的關鍵工況,得到以下結論:

(1)在淤泥質軟土中的樁基礎或墩身由于不平衡壓力造成偏位時,可采取頂推、旋噴固化和側面土體液化相結合的糾偏方法。

(2)當樁身的相對剛度較小時,應考慮土體側向約束,具體約束系數可參照規范、通過反算法來確定。其中水平地基系數除與樁身剛度、直徑有關外,還和土體的含水率、液性指數有關。

參考文獻:

[1]王旭東,黃力平,阮永平,等.基坑工程中地基土水平抗力比例系數m值的反分析[J].南京建筑工程學院學報,1998(2).

[2]范秋雁,楊欽杰,朱真.泥質軟巖地基水平抗力系數研究[J].巖土力學,2011,32(增刊2).

[3]曾勇,田世清,唐賜明.連續梁橋橋墩糾偏頂推受力分析[J].中外公路,2013,33(3).

收稿日期:2015-12-08

中圖分類號:U443.1

文獻標志碼:A

文章編號:1671-2668(2016)02-0172-03