互通区跨线桥邻近路基墩柱偏移事故分析

张 浩 石名磊 胡伍生 姜在田

(1东南大学交通学院,南京 210096)

(2江苏省交通规划设计院,南京 210005)

互通立交是高等级公路的重要组成部分.伴随我国高等级公路建设的飞速发展,各公路之间的相互连接、互通跨线桥工程逐渐增多.但在互通立交施工中,不可避免会遇到主线桥与下行公路、互通匝道以及上跨匝道与下行公路的交互影响问题,处理不当易引发工程事故.其中,下行路基的填筑可能引起邻近跨线桥墩柱的偏移,尤其是当基底下伏较厚软土层时,随着时间的推移,基底软土在堆载作用下发生沉降的同时亦可能产生较大的侧向变形[1-3],引起邻近构造物、桩基础产生变形、破坏以致失稳.

目前,堆载作用下土体侧向位移对邻近桩基受力的影响分析方法主要包括土压力法和土位移法.土压力法的关键在于对侧移土体诱发的水平挤压力的合理假定与评估[4-5].考虑到桩土相互作用的根本原因是土体侧向位移,基于自由土体位移计算桩身变形与受力的土位移法[6-7]在机理上能更好地反映被动桩-土的相互作用,但由于自由土体位移场的确定较为困难,其工程应用受到制约.近年来,基于水平受荷桩应变楔模型(strain wedge method,SWM)[8-9]的桩土相互作用分析方法发展迅速,将传统一维弹性地基梁法的应用拓展到三维桩土相互作用的分析中,为侧向受荷被动桩的作用效应分析提供了有益思路.

本文结合连云港某疏港高速公路XG路互通和SD互通的工程实例,对下行路基填筑引发的跨线桥墩柱偏移、桥墩桩基桩身损伤等工程问题进行了分析.然后,基于SWM模型,提出了一种以桩顶位移为控制条件的偏移基桩受力分析方法,为被动桩作用效应的合理评估进行了有益尝试.此外,针对不同墩柱支座偏位量,提出了分级处治的措施.

1 工程事故

1.1 工程概况

连云港某疏港高速公路XG路互通和SD互通采用半苜蓿叶-半定向匝道型立体交叉(见图1).XG路互通包括主线跨XG路桥、B匝道跨XG路桥和主线跨B匝道桥3座跨线桥;被交路XG路互通的设计长度为2 200 m,分别于主线桥26#和28#墩间、B匝道桥5#和7#墩间下穿公路主线和互通B匝道处,B匝道于主线桥34#和35#墩间下穿公路主线处.SD互通包括主线跨SD路桥、A匝道跨SD路桥和主线跨A匝道桥3座跨线桥;被交路SD公路互通的设计长度为1 300 m,分别于主线桥8#和10#墩间、A匝道桥4#和6#墩间下穿公路主线和互通A匝道处,A匝道于主线桥16#和17#墩间下穿公路主线处.

1.2 偏移事故分析

6座跨线桥皆采用桩柱式桥墩(1.6 m桩接1.2 m柱),施工中桥墩桩基施工完成后才开展邻近路基的填筑.路基主体填筑完成后,发现该6座跨线桥邻近被交路的60根墩柱皆发生了远离路基方向的偏移(见表1).由表1可知,XG路互通28#墩顶支座偏移最为严重,8根墩柱顶位移都大于100 mm,最大墩顶位移发生在28#7墩柱处,约133 mm.XG路互通26#墩顶支座、SD互通8#和10#墩顶支座偏位情况亦相对严重,约33～78 mm.考虑到墩柱与被交路相对位置以及被交路地基处理方式的影响,墩柱轴线到邻近路基坡肩的距离越远,墩顶支座偏位量越小.例如,对于主线跨XG路桥右侧28#墩和该互通B匝道跨XG路桥右侧7#墩,在邻近路基填土高度相近(分别为2.3,2.0 m)的情况下,7#墩由于距离被交路较远(8.5～9.3 m),墩顶支座偏位量明显较小(1～3 mm).当被交路采用水泥搅拌桩地基处理时,尽管上部路基堆载较高,但路基两侧桥墩偏位量相对较小.而对于没有地基处理的路段,填土高度越高,则墩柱偏移量越大.

针对偏移事故发生原因,由场区地质性状可知,该互通区位于海积平原工程地质区,区内主要土层及性质见表2.地表浅埋有一层厚约15.5～22.0 m的海积淤泥层,主要物理力学指标的统计分析见表3.

表1 跨线桥墩柱偏移情况

表2 场区典型断面土层参数

表3 场区淤泥物理力学性质指标统计

由表3可知,该淤泥层天然含水率统计均值为69.2%,大于《公路软土地基路堤设计与施工技术规范》[10]中的软土鉴别指标(35%)和土体液限,土层呈流塑状态.孔隙比为1.62～2.25,压缩系数α0.1-0.2为1.26～2.38 MPa-1,说明该淤泥层具有高含水率、高压缩性、低抗剪强度的工程特性.在路基堆载作用下,该土层除出现较大压缩变形外,将发生显著的侧向挤出现象[11],从而产生巨大的侧向推挤作用,易引发邻近桩基的侧向偏移.同时,参考一般软土发生等速蠕变的临界应力值(10～20 kPa)[12],路基堆载作用下,软土流变特性引起土体位移不断累积,在一定程度上亦将使得邻近桩基偏移随时间推移而增大.现场低应变动测揭示了桩身损伤深度均发生在海积淤泥层范围内(见表4),而此处恰是土层侧向推挤力相对较大的区域.可见,邻近路基堆载引起的浅埋淤泥层和桩基较大的侧向位移及变形累积是跨线桥墩柱发生偏移事故的根本原因.

表4 部分桩身低应变动测结果

2 偏移基桩受力分析

2.1 计算模型与分析方法

路基堆载作用下,邻近桩基的存在限制了软弱土层的侧向变形,并将堆载侧土体位移引起的压力传递到下部稳定地基土层中.因此,在偏移基桩分析时,可将桩身简化为上部受土体位移作用的被动区和下部受稳定土抗力作用的主动区(见图2(a)).基于传统弹性地基梁法(BEF),结合局部变形理论,可分别建立被动区和主动区桩身微分方程,即

(1)

式中,x,y分别为单元深度和侧向位移；xi为第i层土体的单元深度;pi(xi)为被动区第i层土侧移引起的推挤力;Es(xi)为主动区第i层土地基反力模量;E为桩身模量;I为截面惯性矩;hs为被动区厚度;X0为主动区厚度.

图2 堆载下邻近基桩受力模式

虽然方程(1)形式简洁、应用方便,但未考虑沿桩身各土层间的相互作用,无法描述桩土三维相互作用.试验研究表明,侧向受荷桩在桩后会形成三维楔形体[8].因此,结合邻近路基偏移基桩的受力特点,可假定基桩在土体侧移推力作用下,于桩后主动区形成被动三维土楔;而在上部被动区,根据牛顿第三定律,可将土体位移对桩身的推力作用近似看作桩身反向侧移对土体的挤压作用,从而在桩前形成三维土楔(见图2(b)).设上、下土楔开展的底角分别为βms,βm,扩展伞角分别为φms,φm,则某一时刻的楔形体几何尺寸为

(2)

(3)

式中,Bsi,Bi分别为地表下深度xi处的上、下土楔开展宽度;D为桩身直径.

将上、下土楔分别离散为n个厚h的土楔层单元(见图3).提取土体单元,以第i层土楔的竖向应力σv,i为单元围压,水平向应力增量Δσh,i为偏主应力增量,通过室内三轴试验可近似描述各土楔应力-应变关系.图3中,Fi为第i层土体的土楔模型侧壁压力;τs,i为第i层土体的桩侧剪应力;δ,δs分别为主、被动区桩身转角.

图3 应变楔模型

引入应力水平SL,则各土楔层水平应力增量为

Δσh,i=SL,iΔσhf,i

(4)

式中，Δσhf,i为第i层土楔的水平应力极限增量[13].第i层土楔的应力水平SL,i可通过三轴试验确定,亦可参考文献[13]的经验关系得到.

根据各单元应力平衡方程,可得桩身应力分布

pi(xi)=Δσh,iBiS1+2τs,iDS2

(5)

式中,S1,S2为桩形系数,桩截面为圆形时分别取值为0.75和0.50,桩截面为方形时取值均为1.0[8];τs,i=σv,itanφs,i,φs,i为第i层土体的内摩擦角.

考虑楔形土体应变变形,基于摩尔应变圆原理,根据桩土变形协调条件[8],可得主动区各土楔层相应桩身单元的变形转角δ与侧向位移yi为

(6)

yi=∑hδjj=n,n-1,…,i+1,i

(7)

式中,γ为被动土楔剪应变;Θm=45-φm/2.

以式(7)所得主动区桩身位移为边界条件,结合式(1),采用有限差分法可求得基于SWM模型的桩顶侧向位移Y0,SWM.

同时,由式(5)和(7)可得主动区地基反力模量为

(8)

将式(5)和(8)代入式(1),可得出基于BEF法的桩顶侧向位移Y0,BEF.据此,以桩顶位移相等(Y0,BEF=Y0,SWM)为控制条件,提出一种考虑桩土三维相互作用的桩身受力计算方法.具体步骤如下:

① 以偏移基桩桩顶位移或桩顶设计容许位移Y0为控制条件,将地基划分为厚h的层状土层.

② 假定上土楔初始应变为εs,由式(5)计算得出土层侧移对桩身的推力pi(xi).假定下土楔初始应变为ε,由式(5)和(7)分别计算得出主动区土层抗力与桩身位移,进而计算得到桩顶位移Y0,SWM.

③ 由式(8)得主动区地基反力模量Es(xi),结合上部推力pi(xi),代入式(1),得桩顶位移Y0,BEF.

④ 若Y0,BEF=Y0,SWM,转入步骤⑤;否则,调整εs和ε,转入步骤②.

⑤ 若Y0,BEF=Y0,SWM=Y0,由式(1)可求得桩身内力;否则,调整εs和ε,转入步骤②.

2.2 实例验证与工程计算

以英格兰Hildenborough地区某铁路路基边坡加固基桩C为例[14],对本文方法进行验证.以C桩1 345 d桩顶观测位移(37 mm)为计算控制条件,计算断面、路基填料及地基土物理力学参数见文献[14].计算结果表明,根据本文方法计算得到的桩身变形与实测结果相近,但计算的桩身弯矩与实测结果相比整体偏大(见图4和图5).这可能是因为上部密实碎石层位移小于桩身位移,导致桩身上部产生负弯矩,从而在一定程度上降低了下部正弯矩峰值.本文模型中并未考虑该部分的影响,结果相对保守.

图4 桩身位移对比分析

采用本文方法对工程事故中偏移量最大的桥墩桩基(XG路互通28#墩8根基桩)进行分析.桩长为62 m,桩径为1.6m,桩身模量为28.5 GPa;地层参数见表2;淤泥层厚为16 m.考虑墩柱支座约束条件,在桩顶取剪力Q0=-120 kN,弯矩M0=-960 kN·m.以各墩柱底(基桩桩顶)偏移量为控制条件,计算桩身受力.如图6所示,随着桩顶偏移量的增加,桩身最大弯矩也逐渐增加,弯矩开展深度略有增加.当桩顶偏移由71 mm增加至106 mm时,桩身计算最大弯矩增加约32.6%,说明浅埋淤泥层的侧向位移对基桩受力影响较为显著.

图6 桩身弯矩计算结果

3 纠偏处治措施

采用2.1节方法对桩身最大弯矩进行计算,结合《混凝土结构设计规范》[15]对桩身开裂弯矩Mcr和极限弯矩Mult进行验算,结果见图7.桩身最大弯矩与墩顶支座位移近似呈线性递增关系.当支座位移为40～52 mm时,桩身最大弯矩达到开裂弯矩,位移的继续增加虽能满足受弯承载力要求,但却可能引起支座和上部结构的损坏.《公路桥梁板式橡胶支座规格系列》[16]规定d600板式橡胶支座的最大水平位移量为52.5 mm;同时,参考文献[2-3]对美国、加拿大端承桩桥台和码头变位的调查统计,当水平变位大于50 mm时,可引起上部结构的损坏.由此可见,尽管各偏移基桩桩身受力仍满足承载力要求,但为消除安全隐患,仍需采用一定的加固纠偏措施.因此,工程现场提出分级处理处治原则,即以墩顶支座偏移50 mm为界,采用平衡堆载和桩基顶推联合墩顶牵引的处治措施.

图7 桩身最大弯矩与支座位移的关系

当墩顶支座偏移量小于等于50 mm时,由于桩身最大弯矩相对较小,桩身完好.墩柱偏移主要是由于被交路堆载应力作用下浅埋淤泥层发生侧向变形而产生的.按照相同原理,可通过平衡桥墩两侧堆载来防止墩柱进一步偏移的发生.此处采用二次分级加载的方案(见图8).

图8 平衡堆载处理方案示意图(单位:m)

当墩顶支座偏移量大于50 mm时,考虑到较大附加堆载产生的桩侧负摩阻力的影响,单纯采用平衡堆载方案将无法达到纠偏复位的目的,故采用桩基顶推联合墩顶牵引的技术措施(见图9).首先,对邻近桥墩的被交路进行局部卸载,并在桥墩邻近被交路一侧打设消能孔,为桥墩桩基回位提供空间.然后,在桥墩偏移方向外侧补打2排钻孔灌注桩,并浇筑联系横梁,在桩顶位置采用千斤顶顶推,以使桩基回位.因上部桥梁已施工结束,在纠偏复位过程中墩顶支座会产生摩阻力(箱梁恒载摩阻力约120 kN),故在墩顶位置施加一牵引力.

图10为纠偏处治后各墩柱顶部支座偏移量统计.由图可见,处治后各墩顶支座偏移量皆小于50 mm,个别墩柱(如26#5，8#5墩柱)已经复位.采用桩基顶推联合墩顶牵引技术措施的效果明显,处治后28#墩8根墩柱和8#墩7根墩柱的偏移量皆小于25 mm,与处治前相比分别降低了约79.7%～92.1%和84.7%～100%.平衡堆载方案主要是以防止墩柱进一步偏移为目的,纠偏效果相对有限,处治后支座位移量降低约10.7%～43.7%.

图9 桩基顶推联合墩顶牵引方案示意图(单位:m)

图10 纠偏后桥墩支座偏移量

4 结论

1)浅埋海积淤泥层具有高含水率(42.2%～82.2%)、高压缩性(α0.1-0.2=1.26～2.38 MPa-1) 和低抗剪强度的工程特性,在路基堆载作用下会产生侧向挤出与蠕变变形,这是邻近墩柱发生偏移的根本原因.

2) 基于应变楔分析模型,根据桩土相互作用特点,提出了一种以桩顶位移为控制条件的被动桩计算方法,为偏移事故桩受力验算以及被动受荷桩设计验算提供了一种新思路.

3) 提出分级处理的处治原则,以支座偏移50 mm为界,分别采用平衡堆载、桩基顶推联合墩顶牵引纠偏措施,处治后墩柱偏移量分别降低约10.7%～43.7%和79.7%～100%.

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