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    劉效堯:橋梁下部結構施工法
    2011-11-14 來源:中國橋梁網
    橋梁下部結構施工方法進展比較少,傳統的工法一直延續到新世紀。其中氣壓沉箱幾乎絕跡,20世紀興起的工法有地下連續墻、沉入管柱、鉆孔灌注樁,在特殊環境中人工凍土也有采用。本節只介紹地下連續墻和人工凍土,其他工法可以很方便的找到技術資料。

        20世紀60年代鉆孔灌注樁工法在中國掀起高潮,幾乎完全替代了打入樁、沉井,占領了百米以內的所有的橋梁深基礎,和雙曲拱橋一起為中國交通建設立下了汗馬功勞。
        

        1、地下連續墻工法

         深水基礎氣壓沉箱工法也很少使用,沉井使用較多(圖17);鉆孔灌注樁是用鉆機在地下鉆成圓孔成樁,作為基礎;地下連續墻是用鉆機在地下連續鉆孔,削成多邊形孔,若干個多邊形孔連續起來成墻,幾道墻可以圍成一個封閉的空間,挖除空間內的土(可能要抽水)澆注橋梁基礎。圖18是連續墻施工示意圖。先把圍水結構全部完成再挖土,所以說地下連續墻是逆作圍堰,它可以保證挖土工序是有完整支護的;而沉井是挖土同時下沉,工作面是無支護的。

        2、人工凍土工法

        人工凍土工法是用循環低溫鹽水冷卻地基一直到地基孔隙土結冰,形成凍結帷幕,然后在凍結帷幕內挖土鑿巖,澆注基礎。

         (1)鳳臺淮河斜拉橋,1984年鳳臺淮河斜拉橋北岸沉井落床后,井外河水從刃腳涌入,
        
        
        
        圖19 鳳臺淮河斜拉橋人工凍土工法

        巖層裂隙也與河水連通,無法抽水鑿巖。后采用人工凍土工法,連同土島和基巖凍成一個冰殼——凍結帷幕,成功封水。抽干水后,用風鎬在100MPa石灰巖中鑿出φ7.6m深7m的孔,澆鑄砼成剛性嵌巖基礎嵌入基巖中(圖19)。此后,還為后面兩個工程作了技術咨詢,并參與施工方案制定。

        (2)潘陽湖大橋,1990年潘陽湖大橋也采用了人工凍土工法成功完成了鉆孔灌注樁。

        (3)潤揚大橋,國內最大的凍土工程是2003年潤揚長江大橋南錨的人工凍土基礎(圖20、21)。作者參與了這兩個工程的人工凍土工法決策過程,和施工方案咨詢,介紹了鳳臺橋凍土工程的施工組織。因為潤揚鏟江大橋南錨靠近長江大堤,若采用沉井工法,挖除井內土壤時,井外大堤下土層可能會‘流入’井內,導致毀堤。而當時地下連續墻設備只有一套,用在北錨。只能選擇人工冷凍工法,(1)先在基坑周圍鉆成一排鉆孔樁,(2)樁外打入冷卻管,(3)冷凍成殼,(4)逐層挖土,同時在排樁內側逐層澆注框架,直至達到基底標高,(5)清底澆注基礎。在整個挖土過程中凍土帷幕內無液態水,全部干作業,這是其他任何工法都做不到的。

        在凍土殼和混凝土結構內埋設傳感器,觀測分析結構位移和內力,緊急情況動用應急液氮。確有一次分析觀測數據發現有凍土蠕動的征兆,隨即啟動預案,灌入液氮,解除了可能的位移。

        
        圖20 潤揚長江大橋人工凍土工法——示意圖
        
        圖21 潤揚長江大橋人工凍土工法——凍土帷幕內砼框架和液氮預案

        3、 懸索橋錨碇樁式基礎展望

        摘 要:懸索橋錨碇可以采用群樁基礎替代常用的重力式基礎,通過對已建成工程實例的分析證明大直徑群樁比小直徑群樁剛度大,抵抗水平荷載能力更強。對馬鞍山長江大橋群樁基礎錨碇方案的分析,表明錨碇的水平位移可以滿足大跨懸索橋正常工作地需要,樁側土體應力在彈性范圍之內,不至于產生蠕變。為進行以上分析,建立了考慮摩擦滑動的樁土單元用有限單元逐次分析法計算,用編制的計算程序計算得到的結果可信。并建議完善現行設計規范樁基計算參數。

        3.1 懸索橋錨碇基礎形式

        懸索橋錨碇基礎形式可歸納于表2。常用的有重力式錨碇和隧道式錨碇,隧道式錨碇實際上將山體作為基礎。重力式錨碇多采用沉井或圍堰圍水開挖再澆筑重力式基礎,現代已很少使用沉箱。近代懸索橋開挖時采用的逆作圍堰形式有地下連續墻、人工凍土帷幕(潤楊大橋南錨),在圍堰中明挖基坑,澆注重力式基礎。只有在覆蓋層不厚的情況下才能用直接明挖基坑。這些工法的水(地)下開挖工作量很大,工作環境惡劣。

        實際上還有一種錨碇的輕型基礎形式——樁基礎,在國外已有采用,由于工程實例少,在國內很少被人注意。以至于這種施工方便的基礎形式被認為不適合用于錨碇基礎,擔心在運營期會產生過量水平位移影響結構安全?;谌S理想彈塑性Mohr—Coulomb模型的有限元分析證明這是可以避免的[4],但是這種計算模型的參數取用與規范的方法理論基礎不同,難以為常規設計接受。本文以馬鞍山長江大橋的一個設計方案為對象,嘗試用常規方法計算樁式基礎錨碇的水平位移、豎向位移和樁側土體應力所處的力學狀態,驗證三維理想彈塑性模型的結論,為樁基錨碇常規設計建立一個可供選擇的方法。

        

        3.2 打入樁式錨碇基礎工程實例

        3.2.1  Vincent Thomas橋

        樁式錨碇基礎工程在美國早有采用,典型的工程是1997年在洛杉磯建成的Vincent Thomas懸索橋錨

        碇基礎。采用188根樁,其中前3排中有26根直樁,其余都是5:12的斜樁,見圖22。

        

        3.2.2  New Carquinez 橋

        2002年在加利福利亞建成的三跨懸索橋New Carquinez橋[2](或稱Third Carquinez 橋,官方命名為 Alfred Zampa Memorial橋)。橋跨為147 m+728 m+181 m,橋面寬度25.6 m,6個汽車道加人行和自行車道,見圖23。



        圖23  New Carquinez橋
     
        該橋位于San Francisco海灣,高地震帶,水深約27 m,覆蓋層約15 m到24 m厚。風化巖(weathered rock)上的覆蓋層是軟土(soft clay),松沙(loose sand)。地下水位高,地震時沙土可液化。

        因為南錨離原有的2座老橋太近不能過多的擾動地基土,放棄了沉井方案,改用樁基。設計樁基為380×φ0.76 m CISS管樁群(Cast-in-situ-steel Pipe Piles),為抵抗纜索的拉力,其中1:3斜樁占55%,樁中心距為2.63倍樁徑(圖24)。

        

        設計者EMI(Earth Mechanices Inc.)用三維非線性有限單元法解析樁基支承土層的工作狀況??紤]了作用在錨碇基礎上的重力、錨索的作用以及地震的周期荷載引起的基礎初始位移和永久位移。計算取得的數據,作為樁基底部沖剪(punching shear)設計的依據。

        3.3 樁群基礎分析

        對New Carquinez橋南錨,用常規平面剛架有限元法計算,樁側土約束采用基于溫克爾地基梁理論的三次基樣條單元剛度矩陣[3],不計樁壁摩阻力。分析樁的布置、直徑、土體效應對錨碇位移的影響。

        3.3.1 結構和布置分析

        由圖3得到的計算簡圖示于圖25中第1種布置方式,在土層全部液化不能承受水平荷載的極端環境下, 100 000 kN纜索拉力作用,得到散索鞍的位移如表2。同樣可以計算圖25中第2種布置方式的散索鞍位移,因為打入樁的樁尖很難固結在支承巖層中,全部直樁的水平位移不可接受,必須用斜

          設計者EMI(Earth Mechanices Inc.)用三維非線性有限單元法解析樁基支承土層的工作狀況??紤]了作用在錨碇基礎上的重力、錨索的作用以及地震的周期荷載引起的基礎初始位移和永久位移。計算取得的數據,作為樁基底部沖剪(punching shear)設計的依據。

        3.3 樁群基礎分析

        對New Carquinez橋南錨,用常規平面剛架有限元法計算,樁側土約束采用基于溫克爾地基梁理論的三次基樣條單元剛度矩陣[3],不計樁壁摩阻力。分析樁的布置、直徑、土體效應對錨碇位移的影響。

        3.3.1 結構和布置分析

        由圖3得到的計算簡圖示于圖25中第1種布置方式,在土層全部液化不能承受水平荷載的極端環境下, 100 000 kN纜索拉力作用,得到散索鞍的位移如表2。同樣可以計算圖25中第2種布置方式的散索鞍位移,因為打入樁的樁尖很難固結在支承巖層中,全部直樁的水平位移不可接受,必須用斜樁群。


     25  樁群基礎結構和布置(單位:m
     
        如果按圖25第3種圖示,在同樣的基底面積中布置42×φ3 m大直徑鉆孔灌注樁群,樁中心距取2倍樁徑,散索鞍位移計算結果也列在表3中。其水平位移大大小于斜樁基礎;其豎向位移也比較小??梢?,大直徑樁群的剛度比小直徑斜樁群還要大,抵抗纜索拉力的效果更好。如果采用可鑿巖鉆機或采用沉管工法,還可以達到樁尖固結的效果。輔助優質泥漿薄沉淀工藝和樁底壓漿工藝也可以有效提高樁尖支承能力。所以從抵抗水平位移的角度來說大直徑樁群應該是首選方案,可能是由于設備周轉原因該橋選用了打入斜樁群錨碇基礎,而在塔柱基礎采用了φ3 m大直徑鉆孔灌注樁群。因此,后面敘述的馬鞍山長江大橋錨碇基礎采用大直徑管柱的方案是有理論基礎的。
        

        3.3.2 土層作用分析

        當計入土體的水平抗力,即使是全部直樁的情況下,在比較差的土層中,不計樁壁摩阻力,其散索鞍位移也是可以接受的,計算結果見表4??梢娡馏w水平抗力對抵抗樁式錨碇水平位移是有效的,但是該橋土體可液化,所以采用了斜樁群,用群樁結構承受水平索力,把土體的水平抵抗作用降到最低。

        

        3.4  沉入管柱

        在馬鞍山長江公路大橋的設計中曾對沉入管柱用于懸索橋錨碇基礎進行了開發研究工作,方案之一是采用18×φ6 m的管柱呈梅花形排列,結構和布置見圖264]。

        3.4.1 基本參數

        地基土層基本參數見表5,依據現行《中國公路橋涵地基與基礎設計規范》[1](簡稱《中路規》)并參考《日本道路橋示方書》[5](簡稱《日橋規》)的取值方法。

         (1)樁側水平約束彈性地基系數按《中路規》推薦的“非巖石地基水平向抗力系數的比例系數”m的最大值取用kH=ym,y為埋置深度。對于kH中、日規范有一定出入,《中路規》取值在稍軟土層中偏小,硬土層中偏大;(2)樁底豎向約束彈性地基系數按規范推薦的“非巖石地基樁端處豎向抗力系數的比例系數”m0的最大值取用kV=ym0。中、日規范二者的kV相差較大,《中路規》幾乎是《日橋規》的3倍,如果m0取最小值kV=1 731(103kN/m3)才與日規接近。(3)對樁側豎向約束彈性地基系數kSVB《中路規》無推薦值,按《日橋規》取用kSVB =0.3kH。
        

        此外,中規對比例系數m和m0的推薦值的條件是在地面處位移不大于6 mm,而錨碇的水平位移可以達到100 mm,隨著水平位移增加比例系數呈雙曲線形減小,因此需要現場測定,找到與水平位移相關的比例系數或比例系數的折減系數。不失一般,可以認為《中路規》推薦比例系數m對應的是試樁地表水平位移6 mm,根據‘樁的地表位移×比例系數=常數’的雙曲函數取用比例系數的計算值。

        3.4.2計算方法

        采用平面桿系有限單元分級逐次加載法,樁土單元剛陣記為[K],

        [K]=[K0]+[KH]+[KV]

        式中,[K0]是樁身彎曲和壓縮平面剛架單元剛陣。[KH]樁側土法向約束剛陣,采用基于溫克爾地基梁理論的三次基樣條單元剛度矩陣[3]。[KV]樁側土沿樁長切向約束剛陣(摩擦元),6×6的[KV]元素kVij=δ(i=j =1 or 4),其余kVij=0;δ是單元摩阻剛度的一半,當計算摩阻力大于或等于容許值時下一計算階段δ=0,容許摩阻力和容許承載力見表6,作用機理見圖27。

        為便于計入樁底與彈性地基之間的作用,在樁底水平設置一根大剛度的彈性地基梁,梁與地基接觸面積與樁底面積等效。

        根據這個計算模型用Matlab7.0編制了專用計算機程序,計算時需要用逐次迭加法,并累計各階段、各節點摩阻力和位移,用圖形輸出。

        3.4.3位移和反力分析

        將所有荷載轉換到承臺頂面中心處,水平荷載H=53 760 kN,豎向荷載N=1289 660 kN,力矩M=-1389 560 kN·m。并將M折算為偏心矩為e=M/N=-1.078 m的N,以簡化加載信息,計算3個工況列入表7。

        (1)工況1,取《中路規》第i層m(i)按深度修正,并按《日橋規》計入樁側豎向約束彈性地基系數kSVB(i);結果樁頭(地面附近)水平位移達到12.70 mm大于6 mm,按《中路規》需要適當降低m的取值。

        (2)工況2,在工況1的基礎上,按“樁的地表位移×比例系數=常數”的雙曲函數,對m折減,預計實際水平位移在30 mm左右,相對于水平位移6 mm時比例系數m折減到20%,計算結果為32.55 mm與假設相當??紤]到隨著深度增加水平抗力貢獻減小,所以不再對不同深度的土層選用與該深度水平位移相應的折減系數,而偏于保守的統一使用了較大的地表折減系數。圖28中給出了工況2,豎向荷載和力矩分5×10個階段、水平荷載分5個階段加載的計算位移。
        

        

        圖29中計算樁壁對土層的水平壓力(□)基本上在地基承載力基本容許值(○)范圍之內,可見該壓應力在彈性范疇,不至于由土層蠕變產生水平位移增量。

        

        圖30中分別為樁壁摩阻力控制在上、下限(○)以內的圖式。其中(*)和(Δ)分別是首先施加豎的向荷載和后續施加的水平荷載產生的各階段摩阻反力。由于局部滑動,土層的摩阻效應并不能處處充分發揮,而且各土層摩阻反力的增長也是不均衡的。kSVB高的土層增長速度快,摩阻力很快達到限值,滑動;剛性約束附近或kSVB突變的土層附近增長速度慢,甚至達不到限值,不能充分發揮摩阻作用。

        與圖9相對應的樁底承載應力圖畫在圖31中,兩側柱狀圖是樁底土層的容許承載力下限和上限,中間為5排樁底的土層應力。圖31中柱狀圖的各種灰度代表著不同加載階段的應力,中間最亮的細條是最終累計結果。以容許摩阻力上限為控制目標的樁底應力是可以接受的,以容許摩阻力下限為控制目標的樁底應力尚嫌偏大,需要采用改善樁壁容許摩阻力的措施,所以在[4]中提出了樁壁頂出根鍵的新工藝。


        

          圖31 樁底土層的應力

        (3)工況3,不計樁側豎向約束彈性地基系數,檢驗其對水平位移的影響。由工況3與工況2計算的水平位移結果對比可以看到,樁基的豎向約束與水平位移的耦合效應很弱,基礎的豎向承載力可以與橫向承載能力分離計算。

        3.5 結 論

         (1)樁(柱)基錨碇在很多情況下比沉井施工方便,幾乎不需要水(地)下作業而且價格低廉,應該予以重視。

        (2)通過摩擦滑動樁土單元計算分析,管柱基礎的錨碇在纜索水平力的作用下水平位移小于100 mm,對于大跨徑懸索橋是可以接受的;樁壁對土的壓應力在地基承載力基本容許值的控制范圍之中,仍處在彈性狀態,不至于產生后期土體蠕變導致錨碇水平位移的增加,這種結構是安全的。

        (3)《中路規》需要增列樁基礎前方水平向、樁底豎向、樁側豎向地基反力系數取值方法,完善實用計算的基本參數。
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