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

交流與隔離是九個重要因素。隨著我國小城鎮(zhèn)建設(shè)的快速發(fā)展，每個道路之間的互聯(lián)和互聯(lián)橋梁項目逐漸增多。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影響。處理不當，容易導(dǎo)致項目事故。其中，重建后的路橋可能會導(dǎo)致附近車道立柱的位移，尤其是隨著時間的推移，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)鍵在于對側(cè)移土體誘發(fā)的水平擠壓力的合理假定與評估.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算樁身變形與受力的土位移法在機理上能更好地反映被動樁-土的相互作用,但由于自由土體位移場的確定較為困難,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互通的工程實例,對下行路基填筑引發(fā)的跨線橋墩柱偏移、橋墩樁基樁身損傷等工程問題進行了分析.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,為被動樁作用效應(yīng)的合理評估進行了有益嘗試.此外,針對不同墩柱支座偏位量,提出了分級處治的措施.1項目事故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)計長度為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)計長度為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嚴重,約33~78mm.考慮到墩柱與被交路相對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,墩頂支座偏位量越小.例如,對于主線跨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(8.5~9.3m),墩頂支座偏位量明顯較小(1~3mm).當被交路采用水泥攪拌樁地基處理時,盡管上部路基堆載較高,但路基兩側(cè)橋墩偏位量相對較小.而對于沒有地基處理的路段,填土高度越高,則墩柱偏移量越大.針對偏移事故發(fā)生原因,由場區(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,主要物理力學指標的統(tǒng)計分析見表3.由表3可知,該淤泥層天然含水率統(tǒng)計均值為69.2%,大于《公路軟土地基路堤設(shè)計與施工技術(shù)規(guī)范》中的軟土鑒別指標(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,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間推移而增大.現(xiàn)場低應(yīng)變動測揭示了樁身損傷深度均發(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,可將樁身簡化為上部受土體位移作用的被動區(qū)和下部受穩(wěn)定土抗力作用的主動區(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,可分別建立被動區(qū)和主動區(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)為被動區(qū)第i層土側(cè)移引起的推擠力;Es(xi)為主動區(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為被動區(qū)厚度;X0為主動區(qū)厚度.雖然方程(1)形式簡潔、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.試驗研究表明,側(cè)向受荷樁在樁后會形成三維楔形體.因此,結(jié)合鄰近路基偏移基樁的受力特點,可假定基樁在土體側(cè)移推力作用下,于樁后主動區(qū)形成被動三維土楔;而在上部被動區(qū),根據(jù)牛頓第三定律,可將土體位移對樁身的推力作用近似看作樁身反向側(cè)移對土體的擠壓作用,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,擴展傘角分別為φms,φm,則某一時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可通過三軸試驗確定,亦可參考文獻的經(jīng)驗關(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),樁截面為圓形時分別取值為0.75和0.50,樁截面為方形時取值均為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為被動土楔剪應(yīng)變;Θm=45-φm/2.以式(7)所得主動區(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,由式(5)和(7)可得主動區(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)計算得出土層側(cè)移對樁身的推力pi(xi).假定下土楔初始應(yīng)變?yōu)棣?由式(5)和(7)分別計算得出主動區(qū)土層抗力與樁身位移,進而計算得到樁頂位移Y0,SWM.(3)由式(8)得主動區(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樁身彎矩對比以英格蘭Hildenborough地區(qū)某鐵路路基邊坡加固基樁C為例,對本文方法進行驗證.以C樁1345d樁頂觀測位移(37mm)為計算控制條件,計算斷面、路基填料及地基土物理力學參數(shù)見文獻.計算結(jié)果表明,根據(jù)本文方法計算得到的樁身變形與實測結(jié)果相近,但計算的樁身彎矩與實測結(jié)果相比整體偏大(見圖4和圖5).這可能是因為上部密實碎石層位移小于樁身位移,導(dǎo)致樁身上部產(chǎn)生負彎矩,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)果相對保守.采用本文方法對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)進行分析.樁長為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.當樁頂偏移由71mm增加至106mm時,樁身計算最大彎矩增加約32.6%,說明淺埋淤泥層的側(cè)向位移對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)方法對樁身最大彎矩進行計算,結(jié)合《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》對樁身開裂彎矩Mcr和極限彎矩Mult進行驗算,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.當支座位移為40~52mm時,樁身最大彎矩達到開裂彎矩,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,參考文獻對美國、加拿大端承樁橋臺和碼頭變位的調(diào)查統(tǒng)計,當水平變位大于50mm時,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)場提出分級處理處治原則,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.當墩頂支座偏移量小于等于50mm時,由于樁身最大彎矩相對較小,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)堆載來防止墩柱進一步偏移的發(fā)生.此處采用二次分級加載的方案(見圖8).當墩頂支座偏移量大于50mm時,考慮到較大附加堆載產(chǎn)生的樁側(cè)負摩阻力的影響,單純采用平衡堆載方案將無法達到糾偏復(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,對鄰近橋墩的被交路進行局部卸載,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.由圖可見,處治后各墩頂支座偏移量皆小于50mm,個別墩柱(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一步偏移為目的,糾偏效果相對有限,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樁設(shè)計1)淺埋海積淤泥層具有高含水率(