受地面堆载影响发生偏移铁路桥墩的修复设计

李前名,邹向农

(中铁二院武汉勘察设计研究院有限责任公司,武汉 430071)

1 工程概况

某货运联络线设计最高行车速度120 km/h,国铁I级,单线铁路。其中1座特大桥全长2 913 m,平面位于R=800 m的圆曲线上,孔跨布置为40-32 m简支梁+(28+56+28) m连续梁+45-32 m简支梁。该桥桥址处原为湖区,地表下分布有约10 m厚的淤泥层,后经人工改造为滩地,周边开发有居民住宅区。25号～31号墩范围内,桥梁上部结构为32 m简支T梁,下部为圆端形实心墩,承台纵、横桥向宽5 m×6.8 m,每个墩共5根φ1.0 m钻孔桩,梅花形布置,桩长32～34 m。因地方基础建设违规施工,在25号～31号墩处堆积大量弃土,造成该范围内多个桥墩向堆土外侧发生偏移,从而引发上部梁体错位、钢轨严重变形。铁路部门及时发现险情并果断处理,避免了安全事故的发生。

现场勘察发现,地方单位堆放弃土宽约80 m,长约195 m,平均高约6 m,最大高度8 m,总计约9.3万m3,27号～29号墩附近地面隆起并产生多条裂缝,弃土侧裂缝最宽达60 cm,裂缝错台最高达50 cm。铁路部门组织专家现场论证会一致认为：由于桥墩承台下存在深厚的淤泥质土,在大面积堆载作用下,桥墩附近的软土产生了深层滑移失稳,从而导致桥墩的偏移及沉降,同时由于钢轨、护轮轨及梁的约束作用,造成墩身向曲线内侧(堆土侧)倾斜；桥墩一侧大量堆土是造成桥墩偏移的原因。按照专家组意见,相关单位第一时间清除了桥墩左侧30 m范围的弃土。

设计部门与施工单位均独立对该范围内桥墩的偏移情况进行了测量,数据基本吻合。偏移最大的桥墩为处于堆土中心位置的28号、29号墩,其承台水平位移量分别达到1.67 m和0.45 m；其余25号～31号墩偏移量为2～10 cm。

根据地质勘察资料及现场测量数据,对相关桥墩进行了结构安全性评估,并针对性的提出了修复或加固方案。

2 桥墩周边土体滑动面的分析计算

滑裂面的计算是指导桥墩桩基结构安全性评估及地基处理措施的重要前提。如图1所示,按基坑放坡开挖模式,计算基底土体的滑裂面位置。由于现场堆土已清理,计算采用的堆土形式及高度为工务部门在第一现场测量的28号墩的堆载数据。采用专业基坑计算软件“理正深基坑6.0”对地面以下12 m深度范围内的滑动面进行搜索计算。计算假定滑动安全系数=1.0的滑裂面为临界滑裂面,即滑裂面以上土体受堆载影响发生滑动,从而失去抗力作用。

图1 第一现场测量堆载示意(单位：cm)

表1中素填土(堆载土)的C、Φ值根据经验取值,其余土层按照地质勘察报告取值。

表1 计算土体力学参数

根据表2计算结果,临界滑裂面应在第12与第13道圆弧面之间,可偏于保守认为第13道圆弧面为滑裂面,其半径R=23.4 m,以坡脚为坐标原点,圆心坐标为xc=0.04 m,yc=12.38 m。滑裂面与原地面交点至坡脚的水平距离为19.8 m,与现场勘察到的地面隆起位置基本一致；滑裂面与堆载土体顶面交点至坡脚的水平距离为23 m,与现场勘察到的堆载土体破裂位置基本一致。滑裂面至桥墩承台顶面的竖向距离为11 m,处于黏土层中,由此可认为承台顶面以下11 m深度范围内的土体发生滑移失稳破坏。

3 偏移桥墩的结构安全性评估计算

首先对位移最大的28号墩进行结构分析计算,以评估该墩桩身结构是否发生破坏；然后根据相关计算结果,采用施加水平荷载试算位移的方式,计算在墩身位移达到何种数值时,桩身结构会发生破坏,以此评估其他桥墩的结构安全状况。

表2 滑动面及其稳定系数

如图2所示,根据计算经验：在承台单侧施加一定水平力的情况下,按桩与承台固结计算时,最大内力发生在桩顶与承台连接处。若弯矩达到一定值,则连接处桩身混凝土首先发生局部破坏,形成铰接,桩可以继续发生水平位移并承受竖向压力及水平剪力,此时最大弯矩出现在桩身中部。为此,先按桩基与承台固结计算,以判断连接处是否发生局部破坏,形成铰接；然后再按桩基与承台铰接计算,判断桩身中部是否破坏。因铁路规范有2倍的安全系数,试算时以规范允许值的2倍作为临界内力。

图2 桩体的破坏位置示意(单位：cm)

3.1 最大位移墩的计算

(1)桩与承台固结

根据滑裂面的计算结果,可以认为承台顶面以下11 m范围内的桩基不受土体约束,堆土侧承台及桩基承受堆载土体产生的水平土压力。轨道对桥墩的横向约束刚度取20 000 kN/m[1-2]。

28号墩共有φ1.0 m钻孔桩5根,承台纵桥向宽度为5 m,横向宽度为6.8 m,承台厚度2.0 m。28号墩计算图式见图3。假定在滑裂面以上部分处于堆土侧的承台及桩基承受堆载水平土压力作用,滑裂面以下部分按m法考虑土体对桩的约束作用。承台与桩基的侧面土抗力计算宽度b0及土体的m值参照文献[3]计算。由表1参数可计算出滑裂面以上土体的等效内摩擦角φ0与主动土压力系数ε。

图3 28号墩计算图式(单位：cm)

承台及桩身所受超载水平土压力计算式为：Qi=b0i×ε×γ×h

其中,γ,h分别为堆载土体的重度及堆载高度,28号墩堆载高度h=8 m。

计算得到：Q1=518.5 kN/m,Q2=155.5 kN/m。

考虑上部梁重、线路荷载及墩身与承台自重,桩身最大、最小内力及其对应弯矩计算结果见表3。查既有桥竣工图纸,每根桩基纵向配置16根φ16 mm HPB235钢筋,根据该数据将桩基按偏心受压构件计算,可求出对应轴力下,截面所能承受的设计允许弯矩。

由表3可以看出桩顶所受内力远大于允许值,桩顶与承台连接处已发生局部破坏。考虑到桩与承台铰接时,可以释放受弯约束,但仍能承受水平剪力及竖向力,故下一步将按桩与承台铰接计算桩身内力。

表3 28号墩桩身内力计算结果(桩顶与承台固接模型)

(2)桩与承台铰接

计算模型与固结时基本相同,只是将桩基与承台连接改为铰接；水平荷载与固结时相同。计算得到桩身最大弯矩出现在距承台底面以下9.0 m,即滑裂面处。计算结果见表4。

由计算结果可以看出,桩身内力远大于设计允许值,桩体结构已发生破坏。该墩承台实际位移量166 cm,应为桩身断裂破坏后承台随土体一起滑动引起的水平位移。

表4 28号墩桩身内力计算结果(桩顶与承台铰接模型)

3.2 其他桥墩的计算

因无其他桥墩的堆载高度等参数,故通过对承台施加水平集中力,试算位移的方法,评估桥墩桩基的结构状况。如图4所示,将水平土压力简化为集中力作用在承台上,试算出桩顶与承台固结、桩顶与承台铰接2种边界条件下,桩身达到强度破坏临界内力时桥墩的位移量,以此判断其他桥墩的受损情况。试算时不断调整F值,使桩身内力接近设计允许内力的2倍,认为此时为结构破坏临界状态。

图4 其他桥墩的计算图式(单位：cm)

其他桥墩墩身高度在10～11 m,计算时取墩身高度为10.5 m。

弹性状态下,墩顶水平位移与承台水平位移的关系式为：Δ2=Δ1+H×δ。其中Δ2为墩顶位移；Δ1为承台位移；δ为承台转角,因受轨道等约束,转角方向为堆载一侧；H为墩身高度。

在桩身同样内力条件下,墩顶位移量受墩身高度及轨道横向约束刚度影响,故采用承台水平位移作为其他桥墩结构安全状况评价指标。

由表5、表6计算结果可以推断：当承台位移量大于26 mm时,桩顶将发生局部破坏,其与承台的连接转变成铰接,但仍可承受竖向力及水平力；当承台位移量大于52 mm时,桩身下部极有可能发生断裂破坏,承载能力大为削弱；位移量处于26～52 mm时,桩发生局部破坏,耐久性降低,但仍能参与受力。这与文献[4-6]提供的桥梁墩台受损程度评价指标基本吻合。

表5 其他墩桩顶内力试算结果(桩顶与承台>固接模型,F=1 600 kN)

表6 其他墩桩身内力试算结果(桩顶与承台铰接模型,F=1 300 kN)

4 设计方案简述

根据前文计算结论,针对不同程度偏移的桥墩,制定了2种修复或加固方案：(1)偏移量大于50 mm的28号、29号、30号桥墩,采用拆除旧墩新做门式墩的方案；(2)偏移量在25～50 mm的27号、31号墩,采用既有桥墩利旧加固的方案；其他偏移量小于25 mm的桥墩不做处理。

由于桥墩新建或加固施工,不可避免地在既有桥墩周边要有施工机械进行作业。既有桥墩周边土体系扰动过的软弱土层,目前处于非常脆弱的平衡状态,为防止新增的施工临时荷载破坏既有土体的平衡,首先采用深层搅拌桩[7]对既有桥墩周边土体进行了加固处理。

4.1 拆除既有桥墩新做门式墩方案

新建预应力混凝土门式墩[8]如图5所示,设计预留了临时墩基础的横向空间,为尽量减小对既有桥墩基础的影响,门式墩采用高桩承台。

图5 新建门式墩结构示意(单位:cm)

施工步骤如下：

(1)施工新建门式墩的桩基础及承台；

(2)设置临时支撑,将新建桩基与既有桥墩临时连接,避免拆除钢轨时释放约束对既有墩的影响；

(3)施工临时抬梁支架基础,同时拆除线上设备以减载；

(4)搭设支架,将梁体荷载转移至临时支架上,拆除既有桥墩,新建门式墩；

(5)移梁,恢复线路。

4.2 既有桥墩利旧加固的方案

如图6所示,在既有桥墩周围重新施做钻孔桩,通过植筋并在既有桥墩及承台上打孔穿入预应力钢束的方法将新旧承台连接成整体,使上部荷载托换至新施做桩基上。计算基础整体竖向承载力时,不考虑既有桩基。

图6 既有桥墩利旧加固方案示意(单位:cm)

5 结语

考虑到土体力学计算的复杂性及不确定性,本文理论计算结论只能作为选择修复方案的一个依据,还需要现场各桥墩的实际检测数据做进一步支撑。因此,设计单位建议铁路主管部门委托有资质的检测单位对受影响范围内的桥墩基础进行检测。检测单位对承台下部土体局部开挖后,检测了桩与承台连接处的破坏情况,其结果与本文计算结论基本相符；但限于多种原因,对桩身中部的破坏情况未能进行检测。

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