公路梁橋改擴建公鐵兩用橋樁基礎再利用可行性研究

李志杰 謝益平 張文學 張成

（1.北京工業大學建筑工程學院，北京 100124；2.中鐵十二局集團第七工程有限公司，長沙 410004）

經濟的不斷發展帶動了城市交通量飛速增長，為緩解交通壓力需要建設立交橋、高架橋等交通基礎設施。隨著城市化進程的快速發展，可用空地日益減少，征地成本急劇增加。因此，對既有的交通基礎設施進行改擴建以增大通行能力是一種可行的解決方案。在改擴建工程中會不可避免地遇到既有基礎再利用的問題，為了達到物盡其用、節約投資、保護環境的目的，既有基礎再利用在改擴建工程中是十分有必要的。

在長期的實踐和研究中發現，樁基礎在入土后的承載能力會隨時間的推移而逐漸增加，這一現象被稱為樁基礎的承載力時間效應。研究表明樁型和成樁方式對樁基承載力的時間效應機理有很大影響[1-4]。采用鉆孔灌注樁施工的樁基承載力時間效應性相對更為明顯，主要體現在樁周土的觸變恢復、樁周形成土殼以及樁底沉渣的影響。經研究發現承載力時間效與地質條件、樁身尺寸等關系密切[5-8]。目前對此方面的研究多數是基于靜載試驗數據提出的地區性經驗公式[9-11]，但由于不同方法有各自的適用性和局限性，在不同地區不同工程中計算結果差別很大，缺少參考價值。

本文依托南沙港鐵路雞鴉水道特大橋工程，對既有樁基的承載力時間效應進行驗證分析，并利用非線性有限元軟件ABAQUS建立新老樁共同工作模型，分析不同參數對新老樁荷載分擔比例的影響，探討既有樁基礎再利用的可行性，以便為類似工程設計提供參考。

1 工程概況

南沙港鐵路是粵港澳大灣區交通發展的重要項目之一，也是首條進入廣州南沙自貿區境內的貨運鐵路。南沙港鐵路雞鴉水道特大橋為公鐵兩用橋，位于廣東省中山市，是在原廣中江高速公路雞鴉水道大橋基礎上改擴建而成。原高速公路雞鴉水道大橋為兩幅分建的連續剛構公路橋，左幅孔跨為（102.5+175.0+102.5）m，右幅孔跨為（102.5+175.0+106.0）m。原公路左右兩幅橋已完成了樁基、承臺和墩身的施工，右幅橋0#塊也已施工。從減少占地拆遷、節約國家投資的角度出發，經多方協商采用公鐵合建的形式跨越雞鴉水道，采用（102+175+102）m平行弦連續鋼桁架按公路在上、鐵路在下進行設置，樁基利用原公路681#邊墩已施工8根直徑2 m樁基，中間增補2根直徑2 m樁基，如圖1所示，其中L1—L8為既有樁基礎，X1和X2為新增樁基礎。

圖1 681#邊墩樁基示意（單位：cm）

2 現場試驗

為分析既有樁基礎再利用的可行性和新老樁共同工作情況，在考慮樁基布置情況和經濟合理的基礎上，選取681#橋墩的3個樁基（L3、L5和X1）布設傳感器，進行承臺橋墩荷載作用下的應變測試。單個樁基環向等間距布設3個傳感器，測點距樁邊30 cm，如圖2所示。

圖2 樁基鉆孔取芯（單位：cm）

根據試驗計劃并配合現場施工進度要求完成試驗結果采集。試驗過程為：①根據測試要求和圖紙，將所需的9根型號為CMJX‐215型埋入式混凝土應變計數據線頭尾依次進行對應標號；②利用專業混凝土取芯機設備，按照圖紙對應位置在測試樁基上進行取芯，將應變計平行結構應力方向進行安裝；③將應變傳感器垂直布置在孔洞中，并用C30混凝土砂漿填滿孔洞。用專業工具振搗，保證砂漿密實；④將測試導線沿結構鋼筋引出后與型號為JMZX‐3001L的應變測試儀相連，進行數據的采集和后續整理。

相關施工計劃為：9月3日前進行681#墩臺的混凝土澆筑；9月3日后墩臺澆筑完成，拆除模板，樁基開始承擔豎向荷載。

681#墩各樁基應變隨時間的變化曲線見圖3。

圖3 681#墩各樁基應變隨時間的變化曲線

由圖3可知：在9月3日前未加載豎向荷載時，L3和L5樁應變變化不大，而X1新樁應變增加較大，這是由新樁的收縮徐變和預埋的混凝土水化熱作用造成的；9月3日后在豎向荷載作用下各樁均為壓應變，且應變變化量基本相同，說明新老樁共同承擔上部荷載，且同步性能良好，因此可初步驗證樁基礎的承載力時間效應和既有老樁的再利用性能。

3 計算模型

3.1 有限元模型

利用ABAQUS軟件建立樁基礎三維有限元模型，如圖4所示。承臺下布置10根基樁（8個老樁、2個新樁），樁徑為2 m，樁長、樁間距、樁型為影響參數，承臺尺寸為25.0 m×7.6 m×4.0 m。承臺為高樁承臺，未與地面相接觸。為保證計算結果的可靠性，同時考慮建模的簡便性，將承臺等效為剛體，承臺上部結構均以面荷載P作用于承臺。本模型共建節點44 442個，單元29 367個。為保證模型最大化保留原有狀態，網格規范整齊，采用線性六面體C3D8R類型。承臺與樁基綁定固結，土體四周法向約束，底部完全固結，樁基與樁周土采用接觸模型模擬。

混凝土樁與地基的接觸采用接觸模型中小滑移模型模擬，引入拉格朗日函數，使接觸面h≤0（h為主從接觸面的接觸距離），從而得到樁與地基位移和接觸力場。混凝土與樁底沉渣摩擦因數取0.3，與樁底土摩擦因數取0.6，與樁周土摩擦因數取0.5，均不考慮黏聚力作用。

圖4 樁基模型

3.2 模型工況和計算荷載

為了分析樁長、樁型對新老樁共同工作下荷載分配的影響，本文考慮以下4個工況，樁基編號參見圖1。工況1：新老樁均為樁長54 m的摩擦樁；工況2：新老樁均樁長為54 m的端承樁；工況3：老樁樁長49 m，新樁樁長54 m，均為摩擦樁；工況4：老樁樁長49 m，新樁樁長54 m，均為端承樁。

計算需考慮的荷載包括地應力、自重和承臺上部結構傳遞到承臺的荷載。地應力等同于無外載條件下土體自重應力。作用于承臺的外荷載由橋體自重、汽車和火車簡化荷載組成，其值成為-87.2 kPa。

3.3 材料參數

根據現場勘查資料，土體由上至下端承樁依次為：淤泥質黏土（0～15.2 m）、粉質黏土（15.2～27.0 m）、細砂（27.0～37.6 m）、細圓礫土（37.6～45.6 m）、花崗巖（45.6～70.0 m）；摩擦樁淤依次為泥質黏土（0～15.2 m）、粉質黏土（15.2～27.0 m）、細砂（27.0～70.0 m）。樁、樁間土的力學參數見表1。

表1 樁、樁間土的力學參數

4 結果分析

通過計算分別得到老樁L5，L7及新樁X1的承擔荷載Pi（i為樁號）和各樁的樁端阻力Piσ、樁側阻力Piτ。各樁實際承擔荷載與均值的比值計算公式為

式中：ki為i號樁承擔荷載與群樁荷載均值之比；Pˉ為群樁下各樁頂反力的均值，取1 662 kN；n為樁的數量；γi為i號樁側摩阻力承擔總荷載的比值。

承臺荷載P作用下，各樁軸力隨深度的變化曲線見圖5。樁側摩阻力為樁頂軸力與樁底軸力之差，樁端阻力等于樁底軸力。

圖5 不同工況下各樁軸力隨深度的變化曲線

由圖5（a）可知：①各樁隨著入土深度的增加，側摩阻力發揮較大的作用，γi=50%～70%。②L7樁基承擔荷載最大，PL7=2 009 kN，kL7=1.21；L5樁和X1樁位置比較接近，承擔的荷載也基本相同，kL5，kX1分別為0.85和0.84。可見，各樁受力不均勻并不是因為新樁和老樁引起的，而是群樁整體的不均勻下沉導致邊樁承擔荷載明顯比中間樁大。

由圖5（b）可知：①不等樁長條件下X1樁與相鄰L5樁的軸力下降趨勢相近，L7樁側摩阻力因受群樁整體的不均勻下沉影響發揮較大作用。②L7樁基承擔荷載最大，為 1 956 kN；kL7=1.18，kL5=0.77，因X1樁樁長大于老樁樁長，其承擔荷載比重有較大提高，kX1=1.11。可見，各樁受力不均勻，差值較大，其中老邊樁樁基承擔荷載占比較大。

由圖5（c）可知：①端承樁因土質差異，在入土0～40 m內樁側摩阻力很小。X1樁側摩阻力在入土40 m以下呈線形增加，樁端阻力較小，為612 kN。L5樁與L7樁樁端阻力較大，承擔總荷載的80%～95%。②因群樁下樁基位置不同，X1樁基承擔荷載最大，為1 872 kN；kX1=1.12，kL5=1.03，kL7=0.90。

由圖5（d）可知：①端承樁樁端阻力承擔總荷載的85%～98%；②因群樁下樁基位置不同，X1樁樁基承擔荷載最大，為1 782 kN，kX1=1.07，kL5=1.05，kL7=0.90，總體相差不大。

對比摩擦樁圖5（a）和圖5（b）以及荷載分擔比值可知，摩擦樁樁長對L5和L7老樁的承擔荷載影響很小，差值僅在5%以內。因新樁長于老樁，受群樁整體不均勻沉降影響較小，側摩阻力發揮作用大，導致X1樁的承擔荷載變化較大，為19%。對比端承樁圖5（c）和圖 5（d）以及荷載分擔比值可知，X1樁樁頂反力由1 872 kN減小到1 782 kN，差值僅為0.4%，故端承樁樁長對各樁基荷載分擔比的影響很小。

對比等長樁圖5（a）和圖5（c）以及荷載分擔比值可知，各樁承擔荷載受樁型影響明顯，各樁均有較大變化，其中L7樁樁頂反力變化量最大，為506 kN，占比為33.9%。對比不等長樁圖5（b）和圖5（d）以及荷載分擔比值，樁型影響亦明顯，L7樁樁頂反力變化量最大，為467 kN，占比為31.2%。

5 結論

1）新老樁受力后應變趨勢基本相同，且新樁較老樁應變略大，可初步驗證樁基礎的承載力時間效應和既有老樁的再利用性能。

2）樁長對新老樁荷載分擔比的影響較小；新樁樁長大于老樁時，新樁的荷載分擔比有小幅增加，對老樁的影響可忽略不計。

3）樁型不同時新老樁荷載分擔比相差較大。端承樁各樁承擔上部豎向荷載較均勻；摩擦樁受群樁整體不均勻沉降影響造成各樁受力不均勻，邊樁承擔豎向荷載比重大，較危險。

4）從經濟和安全角度分析，對于端承樁建議新增樁與既有老樁等樁長設計。若采用摩擦型樁，應盡量減小新打入樁對樁周土的影響。