超深软土地区桩基偏位复位受力分析

贺永明,田世清,李冀,王俊新,石庆凡

(1.四川交投建设工程股份有限公司,四川成都 610047;2.重庆桥都桥梁技术有限公司,重庆 401147)



超深软土地区桩基偏位复位受力分析

贺永明1,田世清2,李冀2,王俊新2,石庆凡2

(1.四川交投建设工程股份有限公司,四川成都 610047;2.重庆桥都桥梁技术有限公司,重庆 401147)

摘要:结合珠海金湾互通立交桩基偏位工程实例,对其墩身及桩基偏位原因进行分析,利用有限元分析软件对超深桩基偏位进行实际工况模拟,提出墩顶顶推、桩基旋喷固化及液化的复位方案,经过实际施工取得明显的纠偏效果,为超深软土桩基的复位提供理论和实践依据。

关键词:桥梁;超深软土地基;纠偏;受力分析

在中国沿海地区浅部土层中分布着数十米不等的淤泥质土和淤泥等软弱土层,桥梁基础多采用桩基础,桩身采用钻孔灌注法施工,具有操作机械化程度高、施工工期短、承载力高等特点。但桩基施工质量不好、桩基旁超堆载、土方开挖不当时会引起桩身倾斜,进而带动上部墩身偏移、偏位、断裂等。因此,分析超深软基产生偏位、倾斜的原因,提出合理的纠偏方法及措施具有重要意义。

1 工程概况及地质分布

金湾互通立交位于珠海市金湾区,上部结构为(24+35+24)m预应力砼现浇连续箱梁桥,下部结构为柱式桥墩、钻孔桩基础。墩高约13 m,墩径1.4 m;桩长约57 m,桩径1.6 m。桩基砼为C35,墩柱砼为C40。根据岩土勘察报告,17#桩基础地层概况见表1。

表1 工程地质分布

2014年10月,在该工程交工验收检查时发现17#墩的2个墩柱在纵桥向朝上坡方向出现倾斜,支座顶板和支座之间的相对滑移量约16 cm,四氟滑板外露且被剪切破坏;墩柱纵桥向垂直度约为0.4%,墩柱与地面交界处下坡侧出现环向裂缝(见图1)。经现场调查,该墩支座安装水平度基本满足规范要求。该墩右后侧为B匝道路基,填土高度约2 m;前侧有沟渠,沟渠深度约6 m。

图1 17#墩身偏移情况

2 偏位原因分析

17#桥墩出现纵桥向朝上坡偏移的现象,是由于这个方向的水平力在推动。根据现场实际情况,造成偏位的主要原因可能为:

(1)由于墩身左侧沟渠开挖造成的不平衡土压力引起水平力。

(2)桩基础及桥墩大量堆载,在沟渠开挖时,将填土大量堆积在墩柱下坡侧,桩基长期处于较大土侧压力状态,虽然后期将填土移走,但长期雨水渗透压力作用致使土体深层滑动,桩基最终发生偏位。

(3)桥梁温差产生收缩力。

2.1 土压力计算

按照JTG D60-2004《公路桥梁设计通用规范》,在有汽车荷载作用时,该工程土压力Ea按下式计算:

式中:γ为重度,取17 k N/m3;H为沟渠深度,H= 6 m;B为桥墩计算宽度,B=2.34 m;h为汽车荷载等代高度,h=3.91 m;μ为主动土压力系数,μ= 0.395。

荷载作用点位于距离沟渠底部H/3位置处(见图2)。

图2 桩基承受土压力示意图(单位:m)

2.2 偏移原因模型受力分析

考虑到该桩基础为摩擦桩,入土深度为57 m,需考虑土体对桩身的横向约束效应。墩身及桩基受到土体侧向压力时,整个桩基就类似于一个弹性地基梁(见图3)。

图3 桩基等效连续地基梁模型

侧向土弹簧的刚度计算:各节点处的集中弹簧支撑刚度Ki为:

式中:(ΔSi-1+ΔSi)/2表示节点相邻两单元的长度和的一半;b1为桩基的计算宽度;Ci=mhi,表示地基土对桩柱侧面的地基抗力系数(见表2);土层m值参照JTG D63-2007《公路桥涵地基与基础设计规范》和水平抗力比例系数的反分析法确定,沟渠高度范围内的m值进行一定折减;hi为各桩基节点位置入土深度。

表2 地基水平抗力系数

根据造成17#墩墩柱偏位的主要作用力,利用MIDAS/Civil建立桥墩及桩基受力模型(见图4),土弹簧用节点弹性支撑来模拟,墩柱及桩身此时受到上部传至墩顶的竖向力和侧向土压力及自重。计算结果见图5。

图4 模型工况图(单位:k N)

图5 墩柱及桩基单独在土压力作用下的变形(单位:mm)

根据计算结果,墩柱前期在土压力作用下墩顶偏移可达9.7 cm,支座顶板与支座之间的相对滑移量约16 cm,比土压力作用下墩柱偏移计算值大。其原因是土压力作用下,支座顶板相对滑移量已接近设计限值10 cm,考虑支座安装误差及梁体在温度降低时向16#墩方向收缩等共同影响,支座顶板此时已滑入四氟滑板内,对四氟滑板形成压缩、推挤,使梁体收缩引起的支座滑移值得不到恢复而持续增大,推动墩柱持续偏移(见图6)。

图6 支座偏位原因分析

综合分析认为,造成墩柱初始偏移的原因是土压力,桥墩偏移带动支座产生与梁体及支座顶板之间的相对滑移,当相对滑移量超过允许滑移量时,温度升高,梁体变形伸长对支座及墩柱持续产生向上坡方向的推力,推动墩柱持续偏移,偏移越来越严重。

3 复位方法

17#墩墩顶偏移量已严重超过规范要求,必须对墩柱及桩基进行纠偏处理。向上坡侧进行复位需克服墩顶支座的摩擦力和桩基不平衡土压力及土体的约束力。由于17#墩墩柱和桩基在土压力作用下产生了偏移,桩基部分变形已被土体约束,在对墩柱进行水平顶推复位时,桩基同时向倾斜的反方向位移,使土体受压,被动土压力作用于桩基,阻止桩基复位。另外,由于该墩桩基深入土体较长,受到土体侧向约束力较大,桩身的刚度相对较小,若只在墩顶施加顶推力,会在土体约束变化较大处产生裂缝,并且因被动土压力的存在,在千斤顶卸荷后,纠偏的位移量还会部分反弹。因此,采用墩顶顶推、下坡侧土体旋喷液化、上坡侧土体旋喷固化相结合的方式进行纠偏。

土体液化是在下坡侧利用旋喷技术在淤泥层内注入清水,液化能减小下坡侧土体的水平抗力系数,使顶推更容易进行。上坡侧土体旋喷固化起两方面的作用:一方面能对桩边界土产生挤压力,对四周土产生压密作用,能给桩身一个主动侧向压力;另一方面,在旋喷固化结束后,能使部分浆液进入土粒之间的空隙里,使固结体与四周土紧密相依,在沟渠侧形成较强的土体约束,防止桩基在卸掉顶推力后出现回弹现象。

初步拟定纠偏步骤为竖直同步顶升梁体→改造滑动面→梁底安装反力架→布置水平顶推系统→下坡侧土体液化→水平同步顶推→上坡侧旋喷固化施工→释放水平顶推力→施工结束。

4 桩基及墩身复位模型分析

结合现场情况及施工工序建立受力模型。首先在墩顶位置施加141 k N顶推力,用于克服墩顶摩擦力(见图7)。施加顶推力后的变形情况见图8。

施加墩顶顶推力后,墩顶位移由原来的16 cm变化为7.5 cm。现场检测结果表明在墩顶施加147.7 k N顶推力时,墩顶位移为8 cm,与计算结果较吻合。由于对下坡侧土体进行液化,该侧土体的水平抗力系数取值应有折减,其中淤泥的水平抗力系数取值和土体液性指数、含水率、桩的刚度和直径有关,当桩直径、刚度确定时,液性指数、含水率越大,土体的抗力系数越小。根据现场试验数据,得出m=5 000/(w IL)(w为含水率;IL为液性指数),得到液化后淤泥土的m=2 100 k N/m4。

图7 模型建立时初步工况(单位:mm)

图8 施加顶推力后的变形情况(单位:mm)

在土体液化结束后对上坡侧土体进行旋喷固化施工。旋喷固化在整个淤泥层内进行,旋喷压力为20 MPa。旋喷固化对桩基产生的侧压力根据旋喷位置距桩基的距离及旋喷固化喷头直径确定,墩身处压力H=0.16dH0/L2.4(d为喷头直径;H0为旋喷处压力;L为喷头距桩身的距离),计算得桩身受到的旋喷压力为110 k N/m。在桩顶以下30 m范围内施加110 k N/m的均布荷载,根据液化后土体的水平抗力系数和固化后施加的荷载建立模型,结果见图9。

由图9可知:通过处理,桩身及墩身大致恢复到偏位以前情况,最大偏移位置为7 mm,恢复效果良好,且墩柱未出现裂缝。

图9 墩柱纠偏后的位移情况(单位:mm)

5 结论

该文结合金湾互通立交17#桥墩及桩基现场实际纠偏情况,利用MIDAS建立模型,分析了顶推及旋喷固化和液化的关键工况,得到以下结论:

(1)在淤泥质软土中的桩基础或墩身由于不平衡压力造成偏位时,可采取顶推、旋喷固化和侧面土体液化相结合的纠偏方法。

(2)当桩身的相对刚度较小时,应考虑土体侧向约束,具体约束系数可参照规范、通过反算法来确定。其中水平地基系数除与桩身刚度、直径有关外,还和土体的含水率、液性指数有关。

参考文献:

[1]王旭东,黄力平,阮永平,等.基坑工程中地基土水平抗力比例系数m值的反分析[J].南京建筑工程学院学报,1998(2).

[2]范秋雁,杨钦杰,朱真.泥质软岩地基水平抗力系数研究[J].岩土力学,2011,32(增刊2).

[3]曾勇,田世清,唐赐明.连续梁桥桥墩纠偏顶推受力分析[J].中外公路,2013,33(3).

收稿日期:2015-12-08

中图分类号:U443.1

文献标志码:A

文章编号:1671-2668(2016)02-0172-03