某大橋樁柱-蓋梁結構體系開裂研究

楊水生

（衡水市交通運輸局公路管理處，河北 衡水 053000）

0 引言

塔頭大橋位于武邑—千童鎮(zhèn)公路武邑與阜城交界的清涼江上，該橋建于1999年，為12—20m預應力空心板橋，全長244.04m，橋面寬度為凈11.4m＋2×0.3m，荷載標準為汽—20、掛—100，下部為樁基。

該橋投入運營不久，發(fā)現(xiàn)西起第三排蓋梁及墩柱出現(xiàn)裂縫。在南側柱與中柱之間，其蓋梁存在底部受拉開裂裂縫2條，其中主要裂縫距1號柱1m左右，沿底面通裂，開裂高度由底面起沿截面高達60cm，寬度最大達0.52mm。北側柱正上方的蓋梁存在上部受拉裂縫4條，其中主要裂縫由上向下開裂長度達94cm，占整個截面高的78%，寬度達0.56mm。在3根柱的柱身北側均出現(xiàn)多條受拉裂縫，最大開裂深度接近柱直徑的50%，寬度達0.46mm。上述現(xiàn)象已嚴重影響橋梁的安全運營。

為研究該橋出現(xiàn)上述破壞現(xiàn)象的原因，并為進一步加固施工提供科學依據，對該橋進行了靜動荷載試驗與數值分析，研究了蓋梁與墩柱在荷載作用下的受力特征、蓋梁與墩柱結構體系的動力學特征、基樁在荷載作用下的沉降特征、樁周土剪切波速及蓋梁與墩柱裂縫的開裂特征。

1 試驗設置

為檢測基樁在荷載作用下的沉降情況，現(xiàn)場測試支架采用6m長的鋼軌搭設位移計支架。測試支架應有足夠的強度、剛度和穩(wěn)定性，其支點應遠離樁位以減少樁周土沉降帶來的測試誤差。靜載試驗前，采用米尺在橋面上對加載位置進行放樣，以便于加載試驗的順利進行。卸載車輛的停放位置以不影響加載點的受力為原則。

最大荷載控制在4×35t汽車的分布荷載，即140t分布荷載。為了加載安全和了解結構位移隨荷載增加的變化關系，分級進行荷載試驗各荷載工況的加載。加載分2個工況，分別為在1號柱與2號柱上方的橋面進行汽車加載。本次采用汽車加載，共使用4部加載車，每部加載車重35t。對加載汽車逐軸開上稱重臺進行稱重。加載時采用4級分布荷載，分別為35t、70t、105t、140t。

在每個墩柱分別布置1個位移計、4片應變片、2個動態(tài)傳感器，在蓋梁上布置應變片13片（見圖1）。裂縫監(jiān)測控制點分別設在蓋梁與墩柱上。

圖1 無千縣塔頭大橋儀器儀表布置圖

2 試驗數據分析

2.1 動力荷載試驗結果分析

通過檢測墩柱與蓋梁結構系統(tǒng)在動荷載作用下的動力響應，推斷結構協(xié)調工作的性能。

激振采用35t汽車以30km／h的速度行駛。為了有效激振，在橋面加一枕木，枕木應離開激振點一定距離，以保證在一定速度條件下激振點能落在預定位置。本次激振點分別在1號柱與2號柱上方。在每個墩柱的下部分別安裝2個傳感器，由DH5938動態(tài)測試系統(tǒng)進行數據采集。

本次兩個工況的測試分析結果為：無論在1號樁柱上方還是在2號樁柱上方進行激振，3個樁柱上的振動頻率均為0.24Hz，這說明樁柱－蓋梁結構體系尚屬協(xié)調工作狀況。

2.2 應變數據分析

在1號柱（南側）與2號柱之間的蓋梁裂縫部位沿截面高每30cm粘貼一應變片，共粘貼5片。其測試結果見圖2。在1號樁柱上加載時（工況1），其應變特征表現(xiàn)為上部受壓下部受拉，中性軸達80cm以上；在3號樁柱上加載時（工況2），其應變特征表現(xiàn)為下部受壓上部受拉（與工況1的情況正好相反），其中性軸約60cm。這說明1號柱與2號柱之間的蓋梁裂縫是由于1號樁與2號樁的過大沉降差造成的。

在3號柱（北側）正上方的蓋梁裂縫（該裂縫由上向下開裂長度達94cm，占整個截面的78%）部位沿截面高每30cm粘貼一應變片，共粘貼5片。其測試結果見圖3。在1號樁柱上加載時（工況1），其應變特征表現(xiàn)為幾乎整個截面均受拉，中性軸在蓋梁的最底部；在3號樁柱上加載時（工況2），其應變特征表現(xiàn)為下部受壓上部受拉，其中性軸接近30cm，此時的壓應變已很大。這說明3號柱正上方的蓋梁裂縫是由于2號樁與3號樁的過大沉降差加之3號柱上方的通行汽車荷載共同作用造成的。由蓋梁截面應變圖分析可知，3根樁的過大沉降差是造成開裂的主要原因。

根據應變測試數據，2根柱的北側開裂，亦是由于3根樁的過大沉降差造成的。

圖2 1、2號柱之間截面應變圖

圖3 3號柱正上方截面應變圖

圖4 2、3號柱之間截面應變圖

2.3 基樁沉降分析

各樁隨荷載的沉降曲線見圖5與圖6。

圖5 1號樁沉降曲線（工況1）

圖6 3號樁沉降曲線（工況2）

在1號樁柱上加載時（工況1），1號樁的沉降對4級荷載在觀測時間內均未達到穩(wěn)定，4級荷載作用下 的 沉 降 分 別 為 0.32mm、3.064mm、5.52mm、7.370mm；2號樁在前3級荷載作用下的沉降基本是穩(wěn)定的，在第4級荷載作用下，在觀測時間內未達到穩(wěn)定，4級荷載作用下的沉降分別為0.006mm、0.120mm、1.320mm、4.330mm；3號樁的豎向位移對4級荷載在觀測時間內均達到了穩(wěn)定，變化很小，在前3級荷載下均呈現(xiàn)向上位移，在第4級荷載作用下變?yōu)橄蛳挛灰疲?級荷載作用下的沉降分別為－0.013mm、－0.045mm、－0.0063mm、－0.065mm。在卸載過程中1號樁無任何反彈。

在3號樁柱上加載時（工況2），1號樁的沉降對4級荷載幾乎無響應；2號樁在4級荷載作用下的沉降在很短時間內均可達到穩(wěn)定，4級荷載作用下的沉降分別為0.012mm、0.146mm、0.146mm、0.998mm；3號樁的豎向位移對4級荷載在觀測時間內均基本達到了穩(wěn)定，4級荷載作用下的沉降分別為0.130mm、0.312mm、1.402 mm、3.172mm。在卸載過程中3號樁有明顯反彈（0.28mm）。

綜合上述分析，在相同的荷載作用下，兩種工況下1號樁與3號樁的沉降差別較大，說明3根樁的承載力有明顯的區(qū)別。根據裂縫的開裂情況及沉降曲線綜合分析，承載力由大到小依次為3號樁、2號樁、1號樁。1號樁在卸載過程中無任何反彈的現(xiàn)象說明，其樁周土力學性質較差。

2.4 裂縫寬度監(jiān)測分析

加載過程中對3條有代表性的裂縫的寬度進行了監(jiān)測，其中1號柱與2號柱之間蓋梁的主要裂縫為1號裂縫監(jiān)測點，2號柱柱身北側主要裂縫為2號裂縫監(jiān)測點，3號柱正上方蓋梁的主要裂縫為3號裂縫監(jiān)測點，具體監(jiān)測數據見表1。

表1 裂縫寬度隨荷載變化實測數據

分析表1可知，在1號樁柱上加載時（工況1），1號裂縫、2號裂縫、3號裂縫的寬度均隨荷載等級的增加而加大。在3號樁柱上加載時（工況2），1號裂縫、2號裂縫的寬度均隨荷載等級的增加而減小，3號裂縫的寬度隨荷載等級的增加而加大。

在1號樁柱上加載時，基樁沉降由大到小依次為1號樁（7.37mm）、2號樁（4.33mm）、3號樁（0.065mm），1號樁與2號樁的沉降差是造成1號裂縫、2號裂縫寬度加大的原因，2號樁與3號樁的沉降差是造成3號裂縫寬度加大的原因。此外在目前3號裂縫已嚴重開裂的情況下，在3號樁柱上加載時，也將加速3號裂縫的開裂。

2.5 有限元數值模擬分析

針對上述基樁沉降情況，分別設1號樁沉降為8mm、2號樁沉降為4mm、3號樁沉降為0，采用有限元數值模擬（見圖7）分析樁柱－蓋梁結構體系應力分布。分析結果表明，高應力分布區(qū)與實際裂縫開裂部位相對應。

圖7 蓋梁和墩柱有限元網格剖分圖

2.6 剪切波速度檢測分析

瞬態(tài)面波檢測排列為12道，道間距為0.5m，偏移距分別為3m、4m，每個基樁旁進行兩個排列的測試，排列的中點與基樁相對應。

1號基樁、2號基樁、3號基樁的樁周土瞬態(tài)面波地層剪切波速反演分析結果見圖8～圖10，其反演分析結果見表2。

圖8 1號樁瞬態(tài)面波地層剪切波速反演分析結果

圖9 2號樁瞬態(tài)面波地層剪切波速反演分析結果

圖10 3號樁瞬態(tài)面波地層剪切波速反演分析結果

表2 瞬態(tài)面波地層剪切波速反演分析數據

表2（續(xù)）

分析表2可知，在同樣的激振方式與排列方式下，1號樁的瞬態(tài)面波測試有效深度最小，3號樁的瞬態(tài)面波測試有效深度最大，這說明1號樁的樁周土強度較低而影響了能量傳播。根據1號樁的有效深度，對15.7m以上的地層采用加權系數的方法求出了1、2、3號樁的樁周土等效剪切波速，分別為：1號樁241m ／s、2號樁288m／s、3號樁354m／s。

此外，由瞬態(tài)面波時域波形圖可以看出，1號樁的時域波形中面波在第6道后（對應1號樁位），面波能量明顯消失，說明在樁位旁存在影響面波傳遞的軟弱地層。

綜上所述，對于提供樁側摩阻力來說，3號樁樁周土力學性質最好，1號樁最差，這是造成樁基承載力差別的重要原因。

3 結論

3.1 應變測試分析表明，1號柱與2號柱之間的蓋梁裂縫是由于1號樁與2號樁的過大沉降差造成的。3號柱正上方的蓋梁裂縫是由于2號樁與3號樁的過大沉降差加之3號柱上方的通行汽車荷載共同作用造成的，其中主要因素是沉降差。3根樁的過大沉降差是造成蓋梁與柱北側開裂的主要原因。

3.2 在相同的荷載作用下，2種工況下1號樁與3號樁的沉降差別較大，說明3根樁的承載力有明顯的區(qū)別。根據裂縫的開裂情況及沉降曲線綜合分析，其承載力由大到小依次為3號樁、2號樁、1號樁。1號樁在卸載過程中無任何反彈的現(xiàn)象表明其樁周土力學性質較差。

3.3 在1號樁柱上加載時，1號裂縫、2號裂縫、3號裂縫的寬度均隨荷載等級的增加而加大。在3號樁柱上加載時，1號裂縫、2號裂縫的寬度均隨荷載等級的增加而減小，3號裂縫的寬度隨荷載等級的增加而加大。在1號樁柱上加載時，基樁沉降由大到小依次為1號樁（7.37mm）、2號樁（4.33mm）、3號樁（0.065mm），1號樁與2號樁的沉降差是造成1號裂縫、2號裂縫寬度加大的原因，2號樁與3號樁的沉降差是造成3號裂縫寬度加大的原因。此外在目前3號裂縫已嚴重開裂的情況下，在3號樁柱上加載時，也將加速3號裂縫的開裂。

3.4 樁柱－蓋梁結構體系有限元數值模擬分析表明，基樁沉降差是造成目前開裂的原因，在1號樁沉降最大、2號樁沉降較小、3號樁沉降最小的條件下，數值模擬得到的高應力分布區(qū)與實際裂縫開裂部位相對應。

3.5 樁周土剪切波速度測試分析表明，3號樁樁周土提供樁基承載力的力學性質最好，1號樁最差，這是造成樁基不均勻沉降的重要因素之一。

3.6 綜合測試結果分析，造成蓋梁與樁柱開裂的原因是基樁的不均勻沉降，3根樁沉降由大到小依次為南側樁、中間樁、北側樁，其中承載力較差的為南側樁與中間樁，中間樁沉降較小是由于在其上方有車載時可部分分配給南側樁與北側樁。造成不均勻沉降的原因除需進一步查證施工與設計資料的矛盾問題外，目前經實測得到的確定因素為樁周土的力學性質存在明顯差別。

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