互通區跨線橋鄰近路基墩柱偏移事故分析

張 浩 石名磊 胡伍生 姜在田

(1東南大學交通學院，南京 210096)(2江蘇省交通規劃設計院，南京 210005)

互通區跨線橋鄰近路基墩柱偏移事故分析

張 浩1石名磊1胡伍生1姜在田2

(1東南大學交通學院，南京 210096)
(2江蘇省交通規劃設計院，南京 210005)

摘 要:結合工程實例分析了跨線橋墩柱偏移的原因，提出了偏移墩柱的處治措施.首先，通過現場實測揭示了鄰近路基墩柱的變位性狀，采用低應變動測評測了橋墩樁身損傷情況，并基于場區地基軟土性狀分析，指出鄰近路基堆載是引起墩柱偏移的根本原因.然后，基于應變楔分析模型，提出了一種以樁頂位移為計算控制條件的樁身受力分析方法，并通過工程實例驗證了該方法的合理性.最后，根據各橋墩支座偏位量情況，結合樁身受力驗算與Bozozuk分析評價標準，對支座位移不大于50 mm的墩柱采用平衡堆載的處治方法;對支座位移大于50 mm的墩柱采用樁基頂推聯合墩柱牽引的糾偏處治措施.結果表明，處治后墩柱支座偏移量分別降低了10.7% ～43.7%和79.7% ～100%，處治效果良好，對類似工程具有借鑒意義.

關鍵詞:跨線橋;側向位移;糾偏;軟土;樁基

互通立交是高等級公路的重要組成部分.伴隨 我國高等級公路建設的飛速發展，各公路之間的相互連接、互通跨線橋工程逐漸增多.但在互通立交施工中，不可避免會遇到主線橋與下行公路、互通匝道以及上跨匝道與下行公路的交互影響問題，處理不當易引發工程事故.其中，下行路基的填筑可能引起鄰近跨線橋墩柱的偏移，尤其是當基底下伏較厚軟土層時，隨著時間的推移，基底軟土在堆載作用下發生沉降的同時亦可能產生較大的側向變形［1-3］，引起鄰近構造物、樁基礎產生變形、破壞以致失穩.

目前，堆載作用下土體側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.土壓力法的關鍵在于對側移土體誘發的水平擠壓力的合理假定與評估［4-5］.考慮到樁土相互作用的根本原因是土體側向位移，基于自由土體位移計算樁身變形與受力的土位移法［6-7］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，其工程應用受到制約.近年來，基于水平受荷樁應變楔模型(strain wedge method，SWM)［8-9］的樁土相互作用分析方法發展迅速，將傳統一維彈性地基梁法的應用拓展到三維樁土相互作用的分析中，為側向受荷被動樁的作用效應分析提供了有益思路.

本文結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 工程事故

1.1 工程概況

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路互通的設計長度為2 200 m，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公路互通的設計長度為1 300 m，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.

圖1 XG路互通與SD互通平面圖

1.2 偏移事故分析

6 座跨線橋皆采用樁柱式橋墩(1.6 m樁接1.2 m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，發現該6座跨線橋鄰近被交路的60根墩柱皆發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100 mm，最大墩頂位移發生在28#7墩柱處，約133 mm.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33～78 mm.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28#墩和該互通B匝道跨XG路橋右側7#墩，在鄰近路基填土高度相近(分別為2.3，2.0 m)的情況下，7#墩由于距離被交路較遠(8.5～9.3 m)，墩頂支座偏位量明顯較小(1～3 mm).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.

針對偏移事故發生原因，由場區地質性狀可知，該互通區位于海積平原工程地質區，區內主要土層及性質見表2.地表淺埋有一層厚約15.5～22.0 m的海積淤泥層，主要物理力學指標的統計分析見表3.

表2 場區典型斷面土層參數

表3 場區淤泥物理力學性質指標統計

由表3可知，該淤泥層天然含水率統計均值為69.2%，大于《公路軟土地基路堤設計與施工技術規范》［10］中的軟土鑒別指標(35%)和土體液限，土層呈流塑狀態.孔隙比為1.62～2.25，壓縮系數α0.1-0.2為 1.26 ～2.38 MPa－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，該土層除出現較大壓縮變形外，將發生顯著的側向擠出現象［11］，從而產生巨大的側向推擠作用，易引發鄰近樁基的側向偏移.同時，參考一般軟土發生等速蠕變的臨界應力值(10～20 kPa)［12］，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.現場低應變動測揭示了樁身損傷深度均發生在海積淤泥層范圍內(見表4)，而此處恰是土層側向推擠力相對較大的區域.可見，鄰近路基堆載引起的淺埋淤泥層和樁基較大的側向位移及變形累積是跨線橋墩柱發生偏移事故的根本原因.

表4 部分樁身低應變動測結果

2 偏移基樁受力分析

2.1 計算模型與分析方法

路基堆載作用下，鄰近樁基的存在限制了軟弱土層的側向變形，并將堆載側土體位移引起的壓力傳遞到下部穩定地基土層中.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和下部受穩定土抗力作用的主動區(見圖2(a)).基于傳統彈性地基梁法(BEF)，結合局部變形理論，可分別建立被動區和主動區樁身微分方程，即

式中，x，y分別為單元深度和側向位移;xi為第i層土體的單元深度;pi(xi)為被動區第i層土側移引起的推擠力;Es(xi)為主動區第i層土地基反力模量;E為樁身模量;I為截面慣性矩;hs為被動區厚度;X0為主動區厚度.

圖2 堆載下鄰近基樁受力模式

雖然方程(1)形式簡潔、應用方便，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，側向受荷樁在樁后會形成三維楔形體［8］.因此，結合鄰近路基偏移基樁的受力特點，可假定基樁在土體側移推力作用下，于樁后主動區形成被動三維土楔;而在上部被動區，根據牛頓第三定律，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層土楔的豎向應力 σv，i為單元圍壓，水平向應力增量 Δσh，i為偏主應力增量，通過室內三軸試驗可近似描述各土楔應力-應變關系.圖3中，Fi為第i層土體的土楔模型側壁壓力;τs，i為第 i層土體的樁側剪應力;δ，δs分別為主、被動區樁身轉角.

圖3 應變楔模型

引入應力水平SL，則各土楔層水平應力增量為

式中，Δσhf，i為第 i層土楔的水平應力極限增量［13］.第i層土楔的應力水平SL，i可通過三軸試驗確定，亦可參考文獻［13］的經驗關系得到.

根據各單元應力平衡方程，可得樁身應力分布

式中，S1，S2為樁形系數，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［8］;τs，i= σv，itanφs，i，φs，i為第 i層土體的內摩擦角.

考慮楔形土體應變變形，基于摩爾應變圓原理，根據樁土變形協調條件［8］，可得主動區各土楔層相應樁身單元的變形轉角δ與側向位移yi為

式中，γ為被動土楔剪應變;=45－φm/2.

以式(7)所得主動區樁身位移為邊界條件，結合式(1)，采用有限差分法可求得基于SWM模型的樁頂側向位移Y0，SWM.

同時，由式(5)和(7)可得主動區地基反力模量為

將式(5)和(8)代入式(1)，可得出基于BEF法的樁頂側向位移Y0，BEF.據此，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 假定上土楔初始應變為εs，由式(5)計算得出土層側移對樁身的推力pi(xi).假定下土楔初始應變為ε，由式(5)和(7)分別計算得出主動區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)得主動區地基反力模量Es(xi)，結合上部推力 pi(xi)，代入式(1)，得樁頂位移Y0，BEF.

④ 若 Y0，BEF=Y0，SWM，轉入步驟⑤;否則，調整εs和ε，轉入步驟②.

⑤ 若 Y0，BEF=Y0，SWM=Y0，由式(1)可求得樁身內力;否則，調整εs和ε，轉入步驟②.

2.2 實例驗證與工程計算

以英格蘭Hildenborough地區某鐵路路基邊坡加固基樁C為例［14］，對本文方法進行驗證.以C樁1 345 d樁頂觀測位移(37 mm)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見文獻［14］.計算結果表明，根據本文方法計算得到的樁身變形與實測結果相近，但計算的樁身彎矩與實測結果相比整體偏大(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，導致樁身上部產生負彎矩，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，結果相對保守.

圖4 樁身位移對比分析

圖5 樁身彎矩對比分析

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62 m，樁徑為1.6m，樁身模量為28.5 GPa;地層參數見表2;淤泥層厚為16 m.考慮墩柱支座約束條件，在樁頂取剪力Q0=－120 kN，彎矩M0=－960 kN·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71 mm增加至106 mm時，樁身計算最大彎矩增加約32.6%，說明淺埋淤泥層的側向位移對基樁受力影響較為顯著.

圖6 樁身彎矩計算結果

3 糾偏處治措施

采用2.1節方法對樁身最大彎矩進行計算，結合《混凝土結構設計規范》［15］對樁身開裂彎矩Mcr和極限彎矩Mult進行驗算，結果見圖7.樁身最大彎矩與墩頂支座位移近似呈線性遞增關系.當支座位移為40～52 mm時，樁身最大彎矩達到開裂彎矩，位移的繼續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構的損壞.《公路橋梁板式橡膠支座規格系列》［16］規定d600板式橡膠支座的最大水平位移量為52.5 mm;同時，參考文獻［2-3］對美國、加拿大端承樁橋臺和碼頭變位的調查統計，當水平變位大于50 mm時，可引起上部結構的損壞.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，工程現場提出分級處理處治原則，即以墩頂支座偏移50 mm為界，采用平衡堆載和樁基頂推聯合墩頂牽引的處治措施.

圖7 樁身最大彎矩與支座位移的關系

當墩頂支座偏移量小于等于50 mm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力作用下淺埋淤泥層發生側向變形而產生的.按照相同原理，可通過平衡橋墩兩側堆載來防止墩柱進一步偏移的發生.此處采用二次分級加載的方案(見圖8).

圖8 平衡堆載處理方案示意圖(單位:m)

當墩頂支座偏移量大于50 mm時，考慮到較大附加堆載產生的樁側負摩阻力的影響，單純采用平衡堆載方案將無法達到糾偏復位的目的，故采用樁基頂推聯合墩頂牽引的技術措施(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打設消能孔，為橋墩樁基回位提供空間.然后，在橋墩偏移方向外側補打2排鉆孔灌注樁，并澆筑聯系橫梁，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束，在糾偏復位過程中墩頂支座會產生摩阻力(箱梁恒載摩阻力約120 kN)，故在墩頂位置施加一牽引力.

圖9 樁基頂推聯合墩頂牽引方案示意圖(單位:m)

圖10為糾偏處治后各墩柱頂部支座偏移量統計.由圖可見，處治后各墩頂支座偏移量皆小于50 mm，個別墩柱(如26#5，8#5墩柱)已經復位.采用樁基頂推聯合墩頂牽引技術措施的效果明顯，處治后28#墩8根墩柱和8#墩7根墩柱的偏移量皆小于25 mm，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%.

圖10 糾偏后橋墩支座偏移量

4 結論

1)淺埋海積淤泥層具有高含水率(42.2% ～82.2%)、高壓縮性(α0.1-0.2=1.26 ～ 2.38 MPa－1)和低抗剪強度的工程特性，在路基堆載作用下會產生側向擠出與蠕變變形，這是鄰近墩柱發生偏移的根本原因.

2)基于應變楔分析模型，根據樁土相互作用特點，提出了一種以樁頂位移為控制條件的被動樁計算方法，為偏移事故樁受力驗算以及被動受荷樁設計驗算提供了一種新思路.

3)提出分級處理的處治原則，以支座偏移50 mm為界，分別采用平衡堆載、樁基頂推聯合墩頂牽引糾偏措施，處治后墩柱偏移量分別降低約10.7% ～43.7%和 79.7% ～100%.

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Analysis of sloping pier nearby embankment of overpass bridge in interchange

Zhang Hao1Shi Minglei1Hu Wusheng1Jiang Zaitian2

(1School of Transportation，Southeast University，Nanjing 210096，China)
(2Jiangsu Provincial Communication Planning and Design Institute，Nanjing 210005，China)

Abstract:Based on an engineering example，the reasons of the sloping pier of an overpass bridge and the treatment method for the sloping pier were analyzed.First，the sloping condition of the bridge pier was measured by field monitoring，and the damaged position of pile was clarified by low strain dynamic test.On the basis of characteristic analysis of soft soils，a conclusion that neighboring embankment load was the root cause for the displacement of the bridge pier was made.Then，a displacement-based calculation method of the sloping pile was described based on the strain wedge model(SWM)，and its rationality was verified with an example.Finally，according to the statistics of bearings lateral displacement，by calculating of pile stress and using analytical standard set by Bozozuk，the treatment method of applying surcharge load was carried out for the piers with bearings displacement less than 50mm，and the treatment method of pushing combined traction was used for the piers with bearings displacement more than 50 mm.The results show that after rectifying the bearings displacements are decreased by about 10.7%to 43.7%and 79.7%to 100%respectively，indicating that the treatment methods can achieve desired results and can be used for reference.

Key words:overpass bridge;lateral displacement;rectification;soft clay;pile foundation

中圖分類號:TU473

A

1001－0505(2013)03-0617-07

doi:10.3969/j.issn.1001 －0505.2013.03.031

收稿日期:2012-11-30.

張浩(1985—)，男，博士生;石名磊(聯系人)，男，博士，教授，mingleish@163.com.

引文格式:張浩，石名磊，胡伍生，等.互通區跨線橋鄰近路基墩柱偏移事故分析［J］.東南大學學報:自然科學版，2013，43(3):617-623.［doi:10.3969/j.issn.1001 －0505.2013.03.031］