軟土區(qū)堆載對(duì)橋梁樁基偏位影響及糾偏措施

中圖分類號(hào)： TU473.1 最近更新：2024-11-22 DOI： 10.11835/j.issn.2096-6717.2023.109

摘要

軟土區(qū)過(guò)大堆載將造成鄰近橋梁樁基產(chǎn)生明顯偏位，對(duì)橋梁安全服役極為不利。結(jié)合某堆載致軟土區(qū)橋墩偏移工程案例，考慮軟土側(cè)向變形時(shí)效性特征，開(kāi)發(fā)軟土固結(jié)-蠕變材料模型子程序，建立堆載-樁基-橋墩有限元模型，研究堆載作用下軟土區(qū)橋墩-承臺(tái)-樁基結(jié)構(gòu)的時(shí)效性偏移特性，揭示橋墩-承臺(tái)-樁基結(jié)構(gòu)橫向偏移機(jī)理，并針對(duì)現(xiàn)場(chǎng)條件提出有效合理糾偏措施。結(jié)果表明：隨著堆載時(shí)間的延長(zhǎng)，樁身響應(yīng)沿深度分布發(fā)生顯著變化，且堆載引發(fā)的軟土?xí)r效性橫向變形致使作用于樁側(cè)的橫向附加壓力逐漸增大，但其沿深度的分布范圍基本不變，并且主要分布在軟弱土層深度范圍內(nèi)；基于樁身截面承載極限彎矩的評(píng)估，所研究橋墩各樁基仍處于安全狀態(tài)，但應(yīng)注意承臺(tái)與樁基連接處以及軟弱層與硬土層界面處的彎矩；提出的卸載+高壓旋噴樁加固糾偏措施可以達(dá)到預(yù)期糾偏效果。

關(guān)鍵詞

堆載; 橋梁樁基; 軟土; 橫向偏移; 糾偏措施

隨著交通事業(yè)的迅猛發(fā)展，線路（鐵路、公路）的逐漸密集化使得沿線堆載時(shí)常發(fā)生。過(guò)大堆載將引發(fā)土體產(chǎn)生顯著橫向變形，造成鄰近線路橋梁樁基及梁體結(jié)構(gòu)產(chǎn)生明顯橫向偏移（見(jiàn)圖1），這對(duì)橋梁的安全服役極為不利。中國(guó)《高速鐵路設(shè)計(jì)規(guī)范》（TB 10621—2014）[1]和德國(guó)DS804規(guī)范[2]中明確規(guī)定：橋墩頂橫向水平位移引起的橋面處梁端水平折角不應(yīng)大于1.0‰ rad。除此以外，日本規(guī)范將梁體結(jié)構(gòu)的橫向變形限定在LB/3 600～LB/5 000（LB為橋梁跨度，單位：m）[3]，歐盟UIC標(biāo)準(zhǔn)將梁體橫向水平位移限定在LB/4 000以內(nèi)[4]。如果按照普通跨度32.0 m的梁體進(jìn)行計(jì)算，梁體橫向變形的限值為8.0 mm?？紤]到梁體結(jié)構(gòu)與墩臺(tái)的協(xié)調(diào)變形，橋墩頂部的橫向偏移被普遍規(guī)定在8.0 mm以內(nèi)[5-6]以保證梁體的足夠安全。

盡管如此，受鄰近線路不規(guī)范建筑施工影響，堆載誘發(fā)橋梁結(jié)構(gòu)（樁基-橋墩-梁體）發(fā)生超過(guò)限值偏移的工程案例仍屢見(jiàn)不鮮[6]，特別是在軟土區(qū)[7]。在這些案例中，諸多學(xué)者采用數(shù)值分析方法對(duì)偏移樁基的變形機(jī)理及服役狀態(tài)進(jìn)行了評(píng)估，并提出了對(duì)應(yīng)的整治措施。如，孫劍平等[6]、Bian等[7]、莊立科[8]、潘振華[9]、李志偉[10]通過(guò)有限元模型計(jì)算了偏移樁基的變形和內(nèi)力，分析了樁基服役狀態(tài)，分別評(píng)估了鉆糾偏孔卸壓+樁側(cè)頂推扶正、應(yīng)力釋放孔+高壓旋噴樁及補(bǔ)樁加固等整治措施的效果。

針對(duì)軟土區(qū)堆載而言，堆載引發(fā)的土體側(cè)向變形及其誘導(dǎo)的樁基偏移具有顯著的時(shí)效性特征[7，11-13]。Lo等[11]和Yang等[13]發(fā)現(xiàn)堆載（或填筑）致使的軟土側(cè)向變形隨堆載持荷時(shí)間的增大而增大。Karim等[14-15]指出要準(zhǔn)確反映鄰近堆載作用下深厚軟土區(qū)樁基的力學(xué)行為，考慮軟土的時(shí)效性變形行為尤為重要。然而，結(jié)合實(shí)際案例開(kāi)展的樁基偏移機(jī)理及糾偏措施研究?jī)H僅將土體側(cè)向變形和樁基偏移考慮為瞬時(shí)完成，忽略了土體變形和橋墩偏移的時(shí)效性，這與軟土區(qū)土體變形和樁基變形的實(shí)際情況不符。忽略軟土的時(shí)效性變形將嚴(yán)重低估堆載持續(xù)作用在樁身的橫向附加荷載，這對(duì)樁基性能的評(píng)估和糾偏措施的設(shè)計(jì)極為不利。

筆者結(jié)合某堆載導(dǎo)致軟土區(qū)橋墩偏移工程案例，考慮軟土側(cè)向變形時(shí)效性特征，開(kāi)發(fā)綜合考慮軟土固結(jié)效應(yīng)和蠕變效應(yīng)的軟土材料模型子程序，建立堆載-樁基-橋墩有限元模型，研究堆載作用下軟土區(qū)樁基-承臺(tái)-橋墩結(jié)構(gòu)的時(shí)效性偏移特性，闡明由堆載引發(fā)、作用于樁身的橫向附加被動(dòng)荷載的分布特征，揭示樁基-承臺(tái)-橋墩結(jié)構(gòu)時(shí)效性橫向偏移誘因。然后，結(jié)合現(xiàn)場(chǎng)地質(zhì)條件，比選合理的糾偏措施，并采用有限元模型對(duì)糾偏措施的整治效果開(kāi)展評(píng)估，將評(píng)估結(jié)果應(yīng)用于實(shí)際糾偏施工中。

1 工程概況

研究對(duì)象為某單跨長(zhǎng)度32.0 m的簡(jiǎn)支梁式特大橋，該橋全長(zhǎng)568.4 m，橋址整體位于低山丘陵及丘間谷地區(qū)，墩柱基礎(chǔ)采用橋墩-承臺(tái)-樁基礎(chǔ)形式的橋跨支撐結(jié)構(gòu)。以653#橋墩為例，其承臺(tái)-樁基布置形式及結(jié)構(gòu)尺寸見(jiàn)圖2（a）。橋墩基礎(chǔ)為3行4列（線路橫向×線路縱向）分布形式、直徑為1.0 m的鉆孔灌注樁，樁長(zhǎng)為60.5 m；承臺(tái)長(zhǎng)11.1 m，寬7.9 m，厚3.0 m；橋墩高16.5 m。該特大橋建設(shè)完成后不久，附近曾有較大規(guī)模的市政工程密集施工，導(dǎo)致大量的棄土被堆置于橋梁一側(cè)，堆土區(qū)域見(jiàn)圖2（b）。堆土沿651#～655#橋墩縱向分布，分布范圍大致呈梯形，寬度范圍在50.0～100.0 m之間，堆土厚度2.0～4.0 m，堆土坡腳離651#橋墩最小距離為2.0 m，離653#和655#橋墩最小距離分別約為4.5 m和7.0 m，根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)施工記錄，堆土持續(xù)時(shí)間大約224 d。

（a）" 樁基分布形式

（b）" 鄰近橋墩的堆載分布

大面積堆土作用下，652#～660#橋墩發(fā)生了明顯的水平橫向偏移。根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)測(cè)量數(shù)據(jù)，654#橋墩承臺(tái)偏移量達(dá)到23.2 mm，653#橋墩承臺(tái)偏移量最大，達(dá)到27.8 mm，橋墩頂面偏移14.6 mm，653#橋墩承臺(tái)偏移過(guò)程見(jiàn)圖3。根據(jù)對(duì)橋墩偏移限值的規(guī)定可知，部分橋墩偏移量已超過(guò)橋墩橫向偏移限值8.0 mm，這對(duì)橋梁穩(wěn)定服役以及線路的安全運(yùn)營(yíng)造成了重大威脅。

根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)勘探調(diào)查，橋址區(qū)分布有厚度較大的軟土層，653#橋墩橋址區(qū)內(nèi)主要分布有淤泥層、淤泥質(zhì)-粉質(zhì)黏土層、粉質(zhì)黏土層、細(xì)圓礫土及中砂層，其厚度及基本力學(xué)參數(shù)見(jiàn)表1，其中軟弱土層厚度為34.0 m以上。

2 橋墩-承臺(tái)-樁基礎(chǔ)時(shí)效性變形機(jī)理

2.1 有限元模型建立

考慮到各橋墩間相隔較遠(yuǎn)，為了簡(jiǎn)化計(jì)算，忽略其余橋墩及梁體等其他結(jié)構(gòu)的影響，僅以653#橋墩為研究對(duì)象建立有限元模型。整體模型由5個(gè)土層和653#橋墩-承臺(tái)-樁基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)組成，模型尺寸及網(wǎng)格見(jiàn)圖4。

為充分反映樁基-承臺(tái)結(jié)構(gòu)與周圍土體的相互作用行為，分別在承臺(tái)底面-土體、樁側(cè)面-土體和樁底面-土體間建立接觸面。以樁-承臺(tái)表面為作用主面、周圍土體為從面，采用硬接觸描述接觸面的法向行為，采用“罰函數(shù)”方法來(lái)描述接觸面的切向行為。各接觸面摩擦系數(shù)fc根據(jù)式fc=tan（0.75φ'）（φ'為土體有效內(nèi)摩擦角）[16]以及參考文獻(xiàn)離心試驗(yàn)[12，17]進(jìn)行取值，對(duì)應(yīng)三組接觸面摩擦系數(shù)分別為0.19、0.25和0.30。忽略堆載土體變形對(duì)地基變形的影響，將堆土荷載簡(jiǎn)化為地基面荷載。將面荷載邊界簡(jiǎn)化設(shè)置為與承臺(tái)邊緣平行，且距離為4.5 m。橋墩-承臺(tái)-樁基結(jié)構(gòu)被考慮為線彈性結(jié)構(gòu)。

2.2 軟土材料模型子程序開(kāi)發(fā)與計(jì)算步驟

為充分反映側(cè)移軟土-樁基時(shí)效性相互作用過(guò)程，采用軟土?xí)r效性變形本構(gòu)模型模擬軟土非線性變形行為。軟土材料模型采用擴(kuò)展Koppejan模型[18-19]。擴(kuò)展Koppejan模型源于一維Koppejan模型[20]，其軸向應(yīng)變?chǔ)舙s

表達(dá)式為

εps=[1Cp+1Cslg t]ln（σσ0）

（1）

式中：Cp

為主固結(jié)系數(shù)，可由式Cp=（1+e0）/Cc

獲得，e0

為初始孔隙比，Cc

為壓縮指數(shù)；Cs

為次固結(jié)系數(shù)，可由式Cs=（1+e0）/Ca

獲得，Ca

為e

-lg t

關(guān)系曲線的次固結(jié)指數(shù)；σ

為附加應(yīng)力；σ0

為初始應(yīng)力。

然而，一維Koppejan模型僅適用于單向固結(jié)-蠕變應(yīng)變條件，并不適用于描述豎向堆載作用下地基土的側(cè)向時(shí)效性變形。由此，以增量形式對(duì)其進(jìn)行三維擴(kuò)展，推導(dǎo)的詳細(xì)過(guò)程見(jiàn)文獻(xiàn)[19]。得到了基于一維Koppejan模型的擴(kuò)展Koppejan模型，其應(yīng)變?cè)隽勘磉_(dá)式為

Δεij=1Cp1（+εseijεprij）ΔSijSij+εprijΔtCpCsln 10exp（?εseijεprij?CsCpln 10）+（1?2μ）ΔσAEδij

（2）

式中：i、j=1、2、3；Δεij

為固結(jié)-蠕變應(yīng)變?cè)隽?；εprij

和εseij

分別代表主、次固結(jié)偏應(yīng)變張量；ΔSij

為偏應(yīng)力增量張量；Sij

為偏應(yīng)力張量；Δt

為時(shí)間增量；E為土體彈性模量；μ為泊松比；ΔσA=13（Δσ11+Δσ22+Δσ33）

，代表平均應(yīng)力增量；δij={1， i=j0， i≠j

。采用Drucker-Prager模型作為材料屈服準(zhǔn)則，基于ABAQUS平臺(tái)[21]編寫(xiě)了擴(kuò)展Koppejan模型的用戶材料模型子程序（UMAT），子程序的運(yùn)行流程見(jiàn)圖5。

為提高計(jì)算效率，有限元模型中上部軟弱土層（包含淤泥層、淤泥質(zhì)-粉質(zhì)泥土層及粉質(zhì)黏土層）采用擴(kuò)展Koppejan模型模擬，其中主固結(jié)系數(shù)Cp和次固結(jié)系數(shù)Cs由固結(jié)-蠕變?cè)囼?yàn)結(jié)果結(jié)合曲線擬合法綜合確定，其試驗(yàn)確定方法參考文獻(xiàn)[19]。下部土層采用基于摩爾-庫(kù)倫屈服準(zhǔn)則的線彈塑性本構(gòu)模型模擬。各結(jié)構(gòu)及土層計(jì)算參數(shù)見(jiàn)表2。

整體計(jì)算步驟可分為：1）地基初始地應(yīng)力場(chǎng)計(jì)算，初始位移場(chǎng)清零；2）激活橋墩-承臺(tái)-樁基單元以及接觸面單元，計(jì)算樁-土系統(tǒng)初始狀態(tài)；3）施加橋墩上部結(jié)構(gòu)重力荷載，其中包含標(biāo)準(zhǔn)32.0 m跨度簡(jiǎn)支梁重力荷載8 368.0 kN以及雙線CRTS-Ⅱ型板式無(wú)砟軌道橋面恒載5 120.0 kN，共計(jì)13 488.0 kN；4）一次性施加鄰近堆土荷載，計(jì)算橋墩-承臺(tái)-樁基的瞬時(shí)變形；5）調(diào)用UMAT，計(jì)算橋墩-承臺(tái)-樁基隨時(shí)間變化的長(zhǎng)期變形。整體計(jì)算流程見(jiàn)圖5。

2.3 模型驗(yàn)證

將現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)結(jié)果與數(shù)值結(jié)果作對(duì)比以驗(yàn)證模型的可靠性。圖6（a）給出了計(jì)算的橋墩-承臺(tái)-樁基礎(chǔ)橫向（垂直于線路方向）水平位移隨時(shí)間的發(fā)展過(guò)程，圖中位移正值代表樁基往遠(yuǎn)離堆載方向偏移。堆載初期（時(shí)間t=3 d），靠近堆載的樁基橫向位移最大，而隨著堆載時(shí)間的延長(zhǎng)，淤泥層及淤泥質(zhì)-粉質(zhì)黏土層側(cè)向變形逐漸增大，樁基附加橫向荷載也逐漸增大，導(dǎo)致上部樁段的變形帶動(dòng)承臺(tái)與橋墩整體橫向偏移，致使橋墩橫向偏移量成為最大值，偏移達(dá)32.1 mm。

將計(jì)算的承臺(tái)橫向位移與實(shí)測(cè)結(jié)果作對(duì)比，見(jiàn)圖6（b）。由于數(shù)值模型無(wú)法詳細(xì)反映堆載施工過(guò)程，如施工設(shè)備的擾動(dòng)、堆載順序的差異以及堆載高度的不均勻性，并且將堆載荷載簡(jiǎn)化為一次性施加，在堆載前期（即第55天以前）計(jì)算的結(jié)果與實(shí)際監(jiān)測(cè)有一定差異。但在堆載后的60～224 d期間，計(jì)算的承臺(tái)位移逐漸穩(wěn)定，與實(shí)測(cè)承臺(tái)位移變化規(guī)律基本一致。在堆載后的第224天，計(jì)算承臺(tái)位移和實(shí)測(cè)承臺(tái)位移分別為29.6、27.8 mm，相差6.5%，表明數(shù)值計(jì)算結(jié)果與實(shí)測(cè)結(jié)果吻合較好，基本上合理地反映了堆載條件下深厚軟土區(qū)橋墩-承臺(tái)-樁基結(jié)構(gòu)穩(wěn)定狀態(tài)下的變形性狀。

2.4 樁基內(nèi)力與變形特性分析

基于驗(yàn)證后的數(shù)值模型，研究堆載條件下深厚軟土區(qū)樁基的內(nèi)力與變形特性，揭示樁基時(shí)效性橫向變形機(jī)理，并評(píng)估樁基長(zhǎng)期服役性能。

2.4.1 樁身響應(yīng)

圖7為樁基橫向水平位移變化發(fā)展，圖中位移正值代表樁基往遠(yuǎn)離堆載方向偏移。由圖可知，樁基礎(chǔ)中的基樁與堆載距離越大，其樁身?yè)锨叫?。?duì)于近距離基樁而言（如，2#和5#基樁），在堆載初期，埋深在12.0～20.0 m樁段受堆載荷載的影響最大，樁身位移最大值也位于該深度。隨著堆載時(shí)間的延長(zhǎng)，由于淺層淤泥及淤泥質(zhì)-粉質(zhì)黏土層時(shí)效性側(cè)向位移逐漸增大，承臺(tái)-樁基結(jié)構(gòu)偏移量逐漸增大，最大位移所在深度逐漸上升。以2#基樁為例，在3 d后，最大位移位于埋深約15.0 m處，而在224 d后，最大位移所在位置上升到了埋深約10.0 m位置?？梢?jiàn)，在深厚軟土條件下，樁身位移的分布隨堆載時(shí)間的延長(zhǎng)而發(fā)生明顯變化。這種規(guī)律與不考慮時(shí)間效應(yīng)的計(jì)算結(jié)果[8-9]有顯著差別。

圖8給出了樁基橫向彎矩（Mx）的變化發(fā)展。正彎矩代表靠近堆載側(cè)樁身受壓，負(fù)彎矩代表靠近堆載側(cè)樁身受拉。對(duì)于近距離基樁而言（如1#、2#），正彎矩最大值位于埋深約17.0 m處，而負(fù)彎矩最大值位于埋深約1.0 m處，并且負(fù)彎矩最大值與正彎矩最大值接近，表明：堆載除了對(duì)軟弱土層深度內(nèi)的樁段影響顯著以外，還可能對(duì)與承臺(tái)相連接的樁段（即埋深約1.0 m處）造成威脅。

隨著堆載時(shí)間的延長(zhǎng)，近距離基樁上部樁段的負(fù)彎矩最大值逐漸減小，而埋深較大位置（即深度32.0 m位置）的負(fù)彎矩逐漸增大，并最終成為樁身的最大彎矩值。產(chǎn)生此種現(xiàn)象的原因在于：隨著堆載時(shí)間的延長(zhǎng)，上部軟土層時(shí)效性側(cè)向變形隨時(shí)間的延長(zhǎng)逐漸增大，致使樁基上部樁段與承臺(tái)整體發(fā)生橫向偏移，導(dǎo)致近距離樁基上部樁段彎矩逐漸減小，而深部彎矩逐漸增大。

2.4.2 樁側(cè)橫向附加被動(dòng)荷載

樁基時(shí)效性變形的根本誘因在于樁側(cè)承受了橫向附加被動(dòng)荷載，圖9給出了各樁基樁前側(cè)節(jié)點(diǎn)（面向堆載一側(cè)的節(jié)點(diǎn)）的橫向附加壓力分布，圖中附加應(yīng)力正值代表樁側(cè)節(jié)點(diǎn)橫向附加壓力增大，負(fù)值代表減小。在該堆載作用下，近距離基樁（如1#、2#、4#和5#）埋深在4.0～32.0 m樁段橫向附加壓力都有所增加，呈現(xiàn)“土壓樁”模式。對(duì)比圖8可以看出，該深度范圍內(nèi)的橫向附加壓力是近距離樁基產(chǎn)生正彎矩的根本原因。除此以外，由于堆載荷載在土層中的傳遞范圍有限以及受到樁基自身?yè)锨鷧f(xié)調(diào)作用，樁基埋深在0～4.0 m和32.0～41.0 m樁段的橫向附加壓力有所減小。對(duì)于遠(yuǎn)距離基樁（如8#和11#），受承臺(tái)-樁基結(jié)構(gòu)變形協(xié)調(diào)的影響，0～41.0 m深度樁段的橫向附加壓力都有所增加。

隨著堆載時(shí)間的延長(zhǎng)，樁基節(jié)點(diǎn)的附加壓力都顯著增大。堆載至224 d時(shí)，相比堆載3 d，2#基樁最大附加橫向壓力增大約47.0%，對(duì)應(yīng)的11#基樁增大了約48.6%。值得注意的是，橫向附加壓力增長(zhǎng)的樁段深度范圍隨堆載時(shí)間的延長(zhǎng)始終保持不變，大致分布在埋深4.0～32.0 m范圍內(nèi)，表明作用在樁前側(cè)的附加土壓力沿深度分布范圍基本保持不變，主要分布在軟弱土層（該工點(diǎn)為淤泥層和淤泥質(zhì)-粉質(zhì)黏土層）深度范圍內(nèi)，且最大附加土壓力值始終位于淤泥質(zhì)-粉質(zhì)黏土層與粉質(zhì)黏土層界面深度偏上位置（深度約32.0 m處）。

2.4.3 樁基服役狀態(tài)評(píng)估

根據(jù)《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》（GB 50010—2010）[22]以及徐文平等[23]提出的計(jì)算方法進(jìn)一步評(píng)估樁身服役狀態(tài)。樁身截面承載的極限彎矩Mu由式（3）確定。

?????????????Mu=JsAsfyrsJs=2.23?sin3πλ1π?1.25?3λ1λ1（1?sin 2πλ12πλ1）+sin πλ1+sin πλtπU=fyAsfcmAp

（3）

式中：Js為截面彎矩承載力系數(shù)；As為縱向鋼筋的截面面積；Ap為樁的截面面積；fy為普通鋼筋抗拉強(qiáng)度設(shè)計(jì)值；fcm為混凝土軸心抗壓強(qiáng)度設(shè)計(jì)值；rs為縱向鋼筋所在圓周的半徑；λ1為對(duì)應(yīng)于受壓區(qū)混凝土截面面積的圓心角（rad）與2π的比值；λt為縱向受拉鋼筋截面面積與全部縱向鋼筋截面面積的比值。

根據(jù)樁身截面屬性及鋼筋布置，可確定As=4 021.24 mm2、Ap=785 398.16 mm2、fy=270 N/mm2、fcm=19.1 N/mm2、rs=450 mm。經(jīng)過(guò)計(jì)算確定653#橋墩樁基U值為0.072 38、Js值為0.967 16、Mu為472.54 kN·m。根據(jù)圖8中的計(jì)算結(jié)果，堆載至224 d時(shí)，最大彎矩值發(fā)生在1#基樁埋深約32.0 m處，值為228 kN·m，小于Mu，表明該堆載條件下653#橋墩的各樁基未發(fā)生破壞，仍處于安全狀態(tài)。

3 糾偏措施及整治效果

3.1 糾偏方案及主要施工參數(shù)

根據(jù)樁基服役性能的評(píng)估結(jié)果可知，在該堆載條件下，653#橋墩各樁基未發(fā)生損壞，處于安全狀態(tài)。但是，樁基變形導(dǎo)致的橋墩頂部偏移可能會(huì)引起上部軌道結(jié)構(gòu)錯(cuò)位，進(jìn)而對(duì)行車產(chǎn)生重大安全隱患。因而，必須采取合理且必要的糾偏措施對(duì)橋墩偏移進(jìn)行矯正。借鑒以往工程經(jīng)驗(yàn)[6，8-10]，橋墩偏移糾偏措施主要有：堆載反壓+應(yīng)力釋放孔聯(lián)合糾偏、水平頂推+應(yīng)力釋放孔聯(lián)合糾偏、高壓旋噴樁加固糾偏以及預(yù)應(yīng)力錨索抗滑樁糾偏等。堆載反壓措施所需場(chǎng)地較大，否則容易造成地面沉陷；水平頂推措施一般適用于樁基偏移較大情況；而高壓旋噴樁加固糾偏措施相對(duì)保守，適用于具有較厚軟弱層的地質(zhì)條件?？紤]到該工點(diǎn)的軟土層厚度很大，擬采取卸載+高壓旋噴樁加固聯(lián)合糾偏措施對(duì)偏移橋墩進(jìn)行矯正，見(jiàn)圖10。其糾偏過(guò)程為：1）對(duì)離承臺(tái)距離30.0 m范圍內(nèi)的堆載土體進(jìn)行整平運(yùn)離；2）在653#橋墩另一側(cè)，通過(guò)高壓旋噴樁對(duì)軟弱土層進(jìn)行加固處理。

采用距承臺(tái)先遠(yuǎn)后近的施工順序在橋墩另一側(cè)布置3排高壓旋噴樁，第1排至第3排與承臺(tái)距離分別為4.0、3.4、2.8 m。樁徑為0.5 m，樁間距為0.6 m，正方形布置，樁長(zhǎng)（即噴嘴噴液最大深度）為28.0 m。注漿材料采用強(qiáng)度等級(jí)為42.5的普通硅酸鹽水泥，水灰比為1：1。根據(jù)該線路高壓旋噴樁以往的施工經(jīng)驗(yàn)以及多次調(diào)試[8-9]，確定了第1、2排噴嘴噴漿壓力為20.0 MPa，第3排噴漿壓力為10 MPa。

3.2 高壓旋噴樁施工模擬

基于驗(yàn)證的有限元模型開(kāi)展糾偏效果分析?？紤]到高壓旋噴樁布樁相對(duì)密集，且單樁加固區(qū)域在原有樁位范圍上有所擴(kuò)大（即有效樁徑大于實(shí)際樁徑），在數(shù)值模型中將高壓旋噴樁區(qū)域簡(jiǎn)化為高壓旋噴樁墻，樁墻寬度為1.7 m、深度為28.0 m，見(jiàn)圖11。

高壓旋噴樁除可對(duì)地基進(jìn)行加固外，還因其噴漿過(guò)程產(chǎn)生較大的噴漿壓力可對(duì)偏移承臺(tái)-樁基進(jìn)行輔助矯正。數(shù)值模型中，將高壓旋噴樁噴漿壓力統(tǒng)一簡(jiǎn)化為樁墻邊界處的單根樁壓力荷載，在不同旋噴樁施工階段逐步施加。高壓旋噴樁漿液噴射時(shí)在土體介質(zhì)中的壓力分布可按式（4）所示經(jīng)驗(yàn)公式[24]確定。

Pm=kd0.50

p0/xn""""" （4）

式中：Pm為介質(zhì)某點(diǎn)噴漿壓力；k和n為系數(shù)；d0為噴嘴直徑；p0為噴嘴出口壓力；x為噴嘴中心軸距介質(zhì)點(diǎn)的距離。當(dāng)d0取0.003 m時(shí)，則系數(shù)k和n分別取0.1和2.0[24]。根據(jù)擬定的施工步驟，第1排至第3排單根樁距加載面的距離分別為1.45、0.85、0.25 m，對(duì)應(yīng)壓力分別為52.1、151.6、876.4 kPa。

3.3 糾偏效果評(píng)估

基于數(shù)值計(jì)算，糾偏前和糾偏后的樁基內(nèi)力與變形對(duì)比結(jié)果見(jiàn)圖12。圖中位移正值代表樁基往遠(yuǎn)離堆載方向偏移，負(fù)值代表樁基往靠近堆載方向偏移；正彎矩代表靠近堆載側(cè)樁身受壓，負(fù)彎矩代表靠近堆載側(cè)樁身受拉。糾偏措施實(shí)施后，承臺(tái)（約等于樁頂位移）向面向堆載方向偏移約3.9 mm，小于規(guī)范指定的8 mm，表明可以達(dá)到預(yù)期糾偏效果。值得說(shuō)明的是，數(shù)值模型并未考慮鄰近墩臺(tái)及梁體對(duì)橋墩偏移的影響，實(shí)際糾偏量可能更小。即使承臺(tái)-樁基在糾偏措施的作用下逐步得到恢復(fù)，但是位于堆載側(cè)近距離樁基的橫向位移依然較大（見(jiàn)圖12（a）），最大位移發(fā)生在埋深約20.0 m處，達(dá)到14.3 mm。

除此以外，從圖12（b）可看出，連接位置處彎矩增大明顯，2#基樁在該位置的彎矩達(dá)到350.9 kN·m，如若施工不當(dāng)可能出現(xiàn)拉裂破壞，應(yīng)特別關(guān)注承臺(tái)與樁基連接位置處的彎矩。實(shí)際工程中，需建立承臺(tái)變形實(shí)時(shí)預(yù)警機(jī)制，并繼續(xù)加強(qiáng)糾偏后承臺(tái)-樁基橫向偏移觀測(cè)。

3.4 糾偏措施現(xiàn)場(chǎng)應(yīng)用

基于數(shù)值模型的初步評(píng)估，擬定的糾偏措施方案已成功應(yīng)用于現(xiàn)場(chǎng)糾偏施工中。圖13為糾偏施工階段現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)的承臺(tái)位移發(fā)展。經(jīng)過(guò)約20 d的糾偏措施矯正，承臺(tái)頂面橫向位移從27.8 mm減小至3.6 mm左右，小于規(guī)范8 mm的限值，表明通過(guò)實(shí)施提出的糾偏方案，已經(jīng)達(dá)到了預(yù)期糾偏效果。除此以外，計(jì)算的承臺(tái)偏移量為-3.9 mm（偏移方向與實(shí)測(cè)偏移方向相反），糾偏量要大于實(shí)測(cè)糾偏量。原因可能在于計(jì)算模型采用了簡(jiǎn)化的噴漿壓力計(jì)算模型，可能高估了實(shí)際噴漿壓力值。此外，數(shù)值模型僅考慮了堆載對(duì)單橋墩的影響，忽略了鄰近橋墩與梁體的限制作用，因而計(jì)算的承臺(tái)位移發(fā)展曲線與實(shí)測(cè)的有所差異。但總體而言，數(shù)值模型計(jì)算結(jié)果和現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)曲線比較吻合，表明建立的考慮時(shí)效性變形數(shù)值模型可以較好地對(duì)糾偏措施效果展開(kāi)評(píng)估。

4 結(jié)論

結(jié)合軟土區(qū)堆載導(dǎo)致鄰近橋墩偏移工程案例，采用嵌入軟土?xí)r效性本構(gòu)模型的數(shù)值模型，研究橋墩-承臺(tái)-樁基的時(shí)效性偏移特性，揭示了樁基時(shí)效性橫向變形機(jī)理，并提出了有效合理的糾偏措施，主要研究結(jié)論如下：

1）樁身響應(yīng)的分布隨堆載時(shí)間的延長(zhǎng)而發(fā)生明顯變化。隨著堆載時(shí)間的延長(zhǎng)，上部軟弱土層橫向位移逐漸增大，導(dǎo)致承臺(tái)-樁基結(jié)構(gòu)橫向偏移量逐漸增大，并且最大位移所在位置逐漸上升。同時(shí)，上部樁段的負(fù)彎矩最大值逐漸減小，而埋深較大位置的負(fù)彎矩最大值逐漸增大。

2）基于樁身截面承載極限彎矩的估算結(jié)果，案例中的653#橋墩的各樁基未發(fā)生破壞，仍處于安全狀態(tài)。但要注意承臺(tái)與樁基連接位置以及上部軟弱層與下部更硬土層界面位置處的彎矩。當(dāng)堆載足夠大時(shí)，這兩個(gè)位置是張拉破壞的潛在發(fā)生部位。

3）堆載作用下，樁基持續(xù)產(chǎn)生變形的本質(zhì)原因是軟土?xí)r效性橫向變形致使作用在樁身的被動(dòng)荷載持續(xù)增大。隨著持荷時(shí)間的延長(zhǎng)，樁側(cè)節(jié)點(diǎn)的橫向附加壓力逐漸增大，但沿深度的分布范圍基本保持不變，并且主要分布在軟弱土層深度范圍內(nèi)。

4）提出的卸載+高壓旋噴樁加固糾偏措施達(dá)到了預(yù)期糾偏效果，該措施成功地應(yīng)用于現(xiàn)場(chǎng)糾偏施工中，表明建立的考慮軟土?xí)r效性變形的有限元模型評(píng)估糾偏措施可行。

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