新建框架-土石組合海堤對跨海橋梁基礎影響分析

胡祥森，沈旭東

（浙江數智交院科技股份有限公司，杭州310030）

1 引言

浙江沿海地區土地資源緊張，灘涂區圍墾是開發土地面積的有效辦法。 隨著經濟技術的發展，跨海橋梁日益增多，圍墾海堤與橋梁交叉的情況時有發生。 沿海灘涂表層的軟土力學性質差，軟土層深厚，在其上新建的常規土石海堤沉降量大，最終沉降可達2 m 以上，且沉降穩定期長；在沉降尚未完全穩定之前修建公路， 將對橋梁下部結構產生嚴重的擠推效應，跨海工程的建設需要擱置，進而影響整個區域路網的謀劃。

浙江省三門灣大橋在寧海三門灣海域與規劃三山涂圍墾海塘工程存在兩處垂直交叉，建設工程重疊，兩個省市重點工程面臨“二選一”的局面。

近年來， 針對圍墾工程對橋梁樁基的影響國內已開展了一些研究，但國內的研究重點側重于海堤平行公路的情況，公路垂直上跨海堤的情況鮮有研究[1]。本文以三門灣大橋和三山涂圍墾工程交叉段為研究對象，介紹了研究采用的框架-土石組合海堤， 并針對框架海堤的采用長度進行了彈塑性空間有限元參數分析，隨后研究了施工順序、堤頂車輛荷載對橋梁樁基的影響。 本文對建成后的橋梁位移進行了定期觀測，將實測結果和理論分析成果進行了對比。

2 工程概況

三門灣大橋非通航孔引橋與三山涂圍墾垂直交叉處采用跨徑40 m 的整孔預制-梁上運架混凝土箱梁， 圍堤兩側單幅橋墩樁基采用六樁群樁基礎，摩擦樁，設計樁長為84.5 m，單樁樁頂設計值約為1 000t[2]，橋梁下部構造見圖1。三山涂圍墾工程位于三門灣海域內側， 其中三山涂片海堤總長23.6 km，呈“U”形布置，海堤兩次下穿三門灣大橋非通航孔橋，其一般土石海堤斷面見圖2。

圖1 橋梁下部設計圖（單位:cm）

圖2 一般土石海堤典型斷面圖

考慮到一般土石海堤沉降較大（總沉降量一般在2～3 m），橋梁樁基允許沉降量較小（一般在厘米量級），如果兩個工程交叉施工， 土石海堤結構將對跨海大橋樁基產生難以克服的負摩阻力和橫向擠推力。 因此，三山涂圍墾工程創新性地提出了雙排長短密排樁基礎的框架海堤結構（其斷面見圖3），通過框架結構的采用大幅降低了海堤自重， 并將框架結構的豎向力通過密排樁傳遞至深層土， 同時框架海堤基底土體采用水泥攪拌樁加固，承受閉氣土和拋石重量[3]。框架-土石組合海堤由框架海堤段、漸變段、土石海堤段組成，在不大幅增加造價的前提下有效控制了對橋梁的影響。

圖3 交叉段框架海堤典型斷面

3 基于F L A C 3D 軟件有限元分析的關鍵問題

本文橋梁結構和框架-土石組合海堤的非線性影響，采用有限元軟件FLAC 3D 進行模擬。 地基土體和海堤均采用實體單元模擬，橋梁樁基與承臺采用各向同性理想彈性模型，地基土體采用摩爾庫侖理想彈塑性本構模型， 樁土結構采用接觸單元連接，對關鍵的力學參數進行轉換[4]。

3.1 土體體積模量與剪切模量

FLAC 3D 中彈性材料模型須定義兩個參數： 體積模量K與剪切模量G。 由于工程地質資料中僅給出土層壓縮模量Es、泊松比μ 等參數，因此，要通過一定的換算才能得到數值模型中需要的體積模量K 與剪切模量G 參數值。體積模量K、剪切模量G 與彈性模量E、泊松比μ 之間具有如式（1）和式（2）所示關系[5]：

壓縮模量Es、泊松比μ 與彈性模量E 之間滿足式（3）關系：

3.2 樁土接觸彈簧模擬

橋梁樁基與地基土體之間采用接觸單元連接。 模型分析中，接觸單元法向彈簧剛度kn與切向彈簧剛度ks取接觸面相鄰區域“最硬”土層等效剛度的10 倍[6]。

式中，Δzmin為接觸面法向方向上連接區域上的最小尺寸。

實際工程中常用的灌注樁樁土接觸界面比較粗糙，接觸面的摩擦性比較好，因此，對于灌注樁樁土接觸面，其摩擦角φj與黏聚力cj可以取與樁基相接處土層摩擦角φ、 黏聚力c的0.8 倍左右。

4 框架-土石組合海堤影響分析

4.1 模型建立

計算中假定海堤一次加載，只考慮海堤的整體作用。 由于結構的對稱性，橋梁樁基深84.5 m，斷面寬320 m，對框架海堤長度進行參數分析， 流體力學邊界條件為四周及底部為不透水邊界， 地表面為自由透水面； 力學邊界條件為四周滑動支持，底部固結[7]。 計算模型見圖4。

圖4 垂直段海堤模型

4.2 計算工況

常規土石海堤堤身范圍內豎向位移達2 m 以上， 框架式海堤由于自重輕、 斷面小， 自重重力能通過樁基礎傳至深層土，對兩側橋樁的影響小，但其造價高昂。 因此，綜合考慮擠壓效應和經濟性，框架-土石組合海堤中框架段的長度和橋樁力學反應是計算分析的重點。 本文選取了6 種框架段長度分別為距離橋梁中心線0 m、50 m、100 m、150 m、200 m、250 m，研究框架段長度對橋梁樁基變形和受力的影響。 施工時序均按海堤施工完3 個月后施工橋梁樁基考慮。

4.3 計算結果

根據有限元分析， 樁身最大位移和最大拉應力隨著框架海堤長度增長急劇下降，如表1 所示。 當采用常規土石海堤情況下，樁頂的三向位移均達到了10 cm 以上，其中縱向位移達27 cm，沉降達10.6 cm，僅海堤引起的最大拉應力達7.65 MPa，均大幅超出了橋梁樁基常規設計允許值； 當框架海堤長度增加至100 m 后，樁頂三向位移和最大拉應力迅速下降，縱向位移為2.3 cm，橫向位移為2.1 cm，沉降為3.2 cm，最大拉應力為1.54 MPa，其結果見圖5；隨著框架段長度進一步增加，位移和應力緩慢下降，增加至250 m 時，樁身拉應力消失，最大位移為4 mm，變化趨于穩定。

圖5 100 m 長框架海堤時樁基位移、應力

表1 海堤與橋梁距離對橋梁樁基的影響

針對背景工程的計算情況， 可以認為框架海堤長度超過250 m 后，對后建橋梁的影響基本可以不予考慮；在充分考慮橋梁受力富裕度及增加施工間隔期的前提下， 框架海堤長度可以進一步縮短。

5 海堤沉降的影響因素分析

5.1 施工順序影響

本文對橋梁樁基先施工， 半年后再施工框架-土石組合海堤進行了分析，框架海堤長度取250 m。 計算結果見圖6，橋梁跨徑為40 m 時，橋梁樁基的最大位移為113.5 mm，最大拉應力為3.03 MPa；橋梁跨徑增大到160 m 時，樁基的最大位移仍有39 mm， 均超出加拿大基礎工程手冊規范和日本道橋示方書不超過1%D（即18 mm）的要求。綜上所述，建議海堤應先期施工。

圖6 后建框架海堤樁基位移（單位：m）

5.2 堤頂車輛荷載對橋樁的影響

交叉段海堤和橋梁建成后， 由于圍墾區的開發、 管理營運，框架-土石組合海堤堤頂需通行施工和管理車輛。 本文采用總重60 t 的標準重車進行驗算，采用兩種形式施加荷載，分別為車輛荷載間距30 m 以及車輛荷載間距100 m 兩種加載方式，汽車沖擊系數取1.1，加載方式見圖7～圖9。

圖7 加載標準車輛（單位：m）

圖9 車輛間距100 m 加載衛視圖（單位：m）

計算結果見表2。計算表明，兩個行車工況下，對海堤和樁基的影響均可以忽略。

表2 行車對海堤、橋樁的影響

6 橋樁沉降位移監測

圖8 車輛間距30 m 加載衛視圖（單位：m）

三山涂圍墾工程框架-土石組合海堤段已施工完畢，為節約工程造價，最終橋軸兩側各采用了150 m 的框架段，并設置了約30 m 的框架-土石過渡段。交叉段海堤施工周期約12 個月，間隔3 個月后橋梁樁基施工，1 個月完成樁基、承臺施工。橋梁下部結構施工完成后，對海堤兩側的橋墩進行了測量，測量成果表明橋梁承臺中心處最大沉降4 mm，順橋向位移6.3 mm，橫橋向位移3.1 mm，結構位移滿足要求，與理論計算相符性較好。

7 結語

本文結合寧波三山涂圍墾海堤和三門灣大橋交叉的實際工程， 介紹了有獨創性的適用于深厚淤泥地基上的雙排長短密排樁基礎的框架肋板結構海堤結構， 框架海堤與常規土石海堤結合，為兩個項目的成功奠定了基礎。 研究了框架海堤不同長度的取值對橋樁的不同影響，分析了變換海堤、橋梁樁基施工順序的可行性及后期營運荷載對海堤和橋梁的影響，實測結果表明框架-土石海堤控制住了同期建設橋梁的擠土效應，有限元分析成果與實測基本一致，證明了理論分析的可行性，主要的結論如下：

1）當采用常規土石海堤情況下，跨徑40 m 的橋梁樁基樁頂的三向位移均達到了10 cm 以上， 僅海堤引起的最大拉應力達到7.65 MPa，大幅超出了橋梁樁基常規設計允許值。

2）在施工順序方案選擇上，如果橋梁樁基先行施工，即使采用兩側各250 m 的框架海堤，樁基變形仍不滿足要求，故應先施工框架海堤。

3）框架-土石組合海堤先施工，后建橋梁，框架海堤長度越長，橋梁樁基的三向位移越小。 當框架海堤長度超過150 m后，樁頂水平位移可以控制在1 cm 左右，豎向位移為2 cm 左右，滿足水平位移不超過1%D 的控制標準，豎向位移也可以采用工程措施加以控制。 本項目結合安全性和經濟性，最終按橋軸兩側各設置150 m 框架海堤實施。

4）對堤頂后期營運荷載影響進行了分析，標準車重按60 t，間距分別按30 m 及100 m 滿布考慮，結果表明，不同間距下海堤沉降量、橋梁的水平位移和沉降均滿足要求，堤頂道路的行車荷載對海堤、橋梁的影響較小。