海相淤泥滩地现浇桥梁临时钢管桩基础沉降的分析研究

□文 /魏宗玉

海相淤泥滩地现浇桥梁临时钢管桩基础沉降的分析研究

□文 /魏宗玉

以天津滨海地区集疏港二、三线桥梁工程为载体，针对海挡以外涨潮区的地质情况在采用钢管桩临时桩基做为现浇桥梁支撑体系时，其沉降量不易控制的特点，对其承载力设计值、理论沉降量进行了较为详尽的计算并对其实际承载力、实际沉降量进行了现场实测实量，得到相关曲线。

海相淤泥；滩地；钢管桩；临时基础；承载力沉降曲线

天津集疏港二、三线桥梁工程位于滨海新区，其中三线桥梁工程大部分位于现状海挡以外的淤泥滩涂中，给施工增加了难度。对于受海水涨退潮影响的桥位，若采用一般情况下的地基换填处理后再进行支架施工，为满足地基承载力要求，换填深度将非常大，需要大量回填料且换填距离较长，对施工来讲既不方便也不经济。因此可考虑采用临时桩搭设平台，在平台上再搭设支架。将施工期间，上部所有载荷通过钢管桩基础传入深层土体中，解决软弱地质条件下现浇梁支撑系统设计的难题。

1 工程概况

在集疏港二、三工程中，采用钢管桩作为现浇梁平台进行施工的是J线的J0～J4，该联箱梁为匝道桥，桥面宽度为10m，箱梁高度为1.8m，为单箱两室结构，见图1。

图1 J线箱梁横断面

箱梁下部的支撑系统依次为箱梁载荷→竹胶板→10cm×10cm小方木→10cm×15cm大方木→碗扣支架→18cm×18cm面梁方木→上层I360b工字钢梁→下层I560b工字钢→钢管桩→地基。

在施工时，采取2步浇筑，第1次浇筑至腹板腋角部位；在混凝土强度达到规范要求后，再浇筑第2步混凝土。因此可以对应将混凝土的浇筑过程分为2个工况，见图2和图3。由于该匝道的纵坡＞4%，若省略中间的碗扣支架，标高调整起来难度很大，因此，下部支撑系统不宜直接通至箱梁底，应在下部面梁支撑系统上方依然设置碗扣支架，在支架上再搭设箱梁的支撑系统。

图2 第1工况下现浇箱梁支撑系统断面

图3 第2工况下现浇箱梁支撑系统断面

纵桥向每跨布置3排钢管桩，以J3～J4跨为例进行计算，跨度为30m，总立面见图4。

图4 现浇箱梁支撑系统断面

2 地质情况

采用钢管桩施工的部位为匝道J0～J4，该位置位于海挡以外的滩涂中，土质情况比较差。土质特点为压缩模量大、承载力低、湿陷性比较大。

本跨箱梁下部原状淤泥层的标高在3.5m左右，新近沉积层在海挡两侧缺失，为流塑状态的软土，呈现灰色，土质为第Ⅰ海相层，层厚度约为12m。

各土层参数见表1。

表1 原状土层参数

3 各种工况下钢管桩承载力理论计算值及沉降量计算值

对于海相淤泥滩地临时钢管桩的研究以集疏港二、三线桥梁工程的J线匝道桥的J0～J4跨作为研究分析对象。在计算临时桩基的承载力过程中，按照力的传递途径一步步将箱梁载荷传递到临时桩基，采用此种方法的载荷传递路径为箱梁横载、活载→竹胶板底模→10cm×10cm顺桥向小方木→10cm×15cm横桥向大方木→碗扣支架立杆→18cm×18cm平台方木→I360b顺桥向工字钢→I560b横桥向双拼工字钢→临时钢管桩。

由图5可以看出，端部两侧钢管桩分别位于承台附近，受到承台影响，其受力不具备代表性，而次中部位置的灌注桩位于支架60cm与90cm交接位置，受力情况更加复杂，因此考虑到相对准确，本次研究以各跨的中间桩基作为研究对象。

图5 所计算的钢管桩位置

通过载荷层层传递进行计算，得出两种工况下中间排临时钢管桩的承载力计算值。在计算沉降量时，采用已算得的承载力设计值，参考JGJ94—2008《建筑桩基设计规范》的相关公式进行计算，结果见表2。

表2 2种工况下工字钢设计承载力理论计算值、沉降值汇总

4 各工况下钢管桩承载力及沉降量实测值

在实际施工过程中，在2个工况下，对所研究的钢管桩进行了承载力及沉降量的现场测定。

4.1 桩身内力检测

在不同性质土层的界面处布置传感器，传感器选用应变式传感器，在同一个断面布置2～4个传感器，将应变式传感器直接固定在测量位置并对实测应变值应进行导线电阻修正，得到钢管桩各工况实测承载力值，见表3。

表3 各工况下的承载力实测值统计 kN

4.2 沉降观测

在测试桩附近合适位置布置基准桩，基准桩与测试桩之间的中心距离＞4倍桩径（试桩和基准桩的大者）且＞2.0m。采用工字钢做基准梁，高跨比≮1/40。沉降测定平面在桩顶200mm以下，不宜小于0.5倍桩径，测定应牢固地固定于桩身。直径＞500mm的桩，应在其两个方向对称安置4个百分表，直径＜0.5mm的桩可对称安置2个百分表。测出各工况下钢管桩的沉降量值见表4。

表4 各工况下钢管桩沉降量实测值 mm

对于钢管桩的分析研究分为2部分：第1部分根据施工图纸、技术规范以及施工工艺按照支撑系统的搭设方式，放弃了以往采用受荷面积对主要受力构件进行计算的方式，采用以载荷传递途径逐步计算的方式进行分析，计算出所研究位置处钢管工艺桩的承载力设计值及沉降量并根据地质勘查报告结合实际勘测结果制定出工艺桩的长度；第2部分是按照理论计算的2个工况，对实际工程中的工艺桩进行实际检测，得出各工况下各工艺桩的实际受力及实际沉降量，见图 6-图 9。

图6 左侧钢管桩承载力理论设计值与实测值

图7 右侧钢管桩承载力理论设计值与实测值

图8 左侧钢管桩沉降量理论设计值与实测值

图9 右侧钢管桩沉降量理论设计值与实测值

5 结论

1）天津滨海地区海相淤泥地质情况下的现浇箱梁施工在采用钢管工艺桩工艺时，钢管工艺桩的承载力计算值、沉降量计算值都要小于其施工期间的实测值。通过左右2根桩基的承载力设计值可以看出，在工况1下，理论值与实测值相差很小，实测值为理论计算值的96.6%，因此建议，在计算钢管临时桩基的承载力时，可将上部载荷按照支撑方式一步步向下进行传递，传递过程中按照最不利受力进行控制，这样可最大限度的保证临时结构的安全，同时采用此种计算方法可使计算值与实际受力情况最为贴切。

2）工况2理论计算值与实测值出入较大，左侧钢管工艺桩实测值是理论计算值的87.5%，二者相差93.6 kN；右侧钢管工艺桩的实测值是理论值的91.6%，二者相差59.7kN。工况1下，载荷虽然通过上面几层支撑体系的传递，但是力的传递途径还是比较明确的，而工况2是在第1步混凝土浇筑完毕并强度达到设计要求后进行，因此第1步混凝土对二期载荷有了一定的支撑作用，降低了下部支撑体系的负担，因此，实测值要小于理论计算值。建议对于混凝土工艺桩承载力设计值，工况2下可按计算值的95%取值，同时所打设工艺桩的抗力应按照规范要求取2倍的安全系数，这样既保证了施工安全，又能适当的降低临时桩的入土深度，降低施工成本。

3）在工况1下，左侧桩的实测沉降值比理论沉降值小0.33mm，右侧桩的实测沉降值比理论沉降值小0.73mm；工况2下，左侧桩的实测沉降值比理论沉降值小1.7mm，右侧桩的实测沉降值比理论沉降值小1.56 mm。造成这一现象主要有2方面的原因。

（1）由各工况下桩顶的计算附加力值与实测值的近似程度决定的。在工况1下，作用于桩顶的附加力计算值与实测值相差不大，而工况2下作用于桩顶的理论计算值与实测值相差较大，因此在这两个力的作用下产生的沉降量，工况2实测值与理论值的差距要大于工况1实测值与理论值。

（2）在计算桩基的沉降时，为保证施工安全，选择了桩底以下30m范围的压缩土层，土层厚度较深，因此所计算的沉降量较大。

综上所述，通过对沉降量的分析，建议在进行现浇混凝土箱梁钢管桩的设计时，必须考虑沉降对支撑体系的影响。在进行沉降计算时，工况1可根据计算得到的桩顶附加载荷进行计算；工况2下应对理论计算值进行折减，取0.9倍桩顶附加力来计算沉降量。

TU470+.3

C

1008-3197（2014）02-44-03

10.3969/j.issn.1008-3197.2014.02.018

□项目来源：天津市科学技术成果（津20130578）

2014-02-25

魏宗玉/男，1969年出生，高级工程师，天津第三市政公路工程有限公司，从事施工管理工作。