新建框架-土石组合海堤对跨海桥梁基础影响分析

胡祥森，沈旭东

（浙江数智交院科技股份有限公司，杭州310030）

1 引言

浙江沿海地区土地资源紧张，滩涂区围垦是开发土地面积的有效办法。 随着经济技术的发展，跨海桥梁日益增多，围垦海堤与桥梁交叉的情况时有发生。 沿海滩涂表层的软土力学性质差，软土层深厚，在其上新建的常规土石海堤沉降量大，最终沉降可达2 m 以上，且沉降稳定期长；在沉降尚未完全稳定之前修建公路， 将对桥梁下部结构产生严重的挤推效应，跨海工程的建设需要搁置，进而影响整个区域路网的谋划。

浙江省三门湾大桥在宁海三门湾海域与规划三山涂围垦海塘工程存在两处垂直交叉，建设工程重叠，两个省市重点工程面临“二选一”的局面。

近年来， 针对围垦工程对桥梁桩基的影响国内已开展了一些研究，但国内的研究重点侧重于海堤平行公路的情况，公路垂直上跨海堤的情况鲜有研究[1]。本文以三门湾大桥和三山涂围垦工程交叉段为研究对象，介绍了研究采用的框架-土石组合海堤， 并针对框架海堤的采用长度进行了弹塑性空间有限元参数分析，随后研究了施工顺序、堤顶车辆荷载对桥梁桩基的影响。 本文对建成后的桥梁位移进行了定期观测，将实测结果和理论分析成果进行了对比。

2 工程概况

三门湾大桥非通航孔引桥与三山涂围垦垂直交叉处采用跨径40 m 的整孔预制-梁上运架混凝土箱梁， 围堤两侧单幅桥墩桩基采用六桩群桩基础，摩擦桩，设计桩长为84.5 m，单桩桩顶设计值约为1 000t[2]，桥梁下部构造见图1。三山涂围垦工程位于三门湾海域内侧， 其中三山涂片海堤总长23.6 km，呈“U”形布置，海堤两次下穿三门湾大桥非通航孔桥，其一般土石海堤断面见图2。

图1 桥梁下部设计图（单位:cm）

图2 一般土石海堤典型断面图

考虑到一般土石海堤沉降较大（总沉降量一般在2～3 m），桥梁桩基允许沉降量较小（一般在厘米量级），如果两个工程交叉施工， 土石海堤结构将对跨海大桥桩基产生难以克服的负摩阻力和横向挤推力。 因此，三山涂围垦工程创新性地提出了双排长短密排桩基础的框架海堤结构（其断面见图3），通过框架结构的采用大幅降低了海堤自重， 并将框架结构的竖向力通过密排桩传递至深层土， 同时框架海堤基底土体采用水泥搅拌桩加固，承受闭气土和抛石重量[3]。框架-土石组合海堤由框架海堤段、渐变段、土石海堤段组成，在不大幅增加造价的前提下有效控制了对桥梁的影响。

图3 交叉段框架海堤典型断面

3 基于F L A C 3D 软件有限元分析的关键问题

本文桥梁结构和框架-土石组合海堤的非线性影响，采用有限元软件FLAC 3D 进行模拟。 地基土体和海堤均采用实体单元模拟，桥梁桩基与承台采用各向同性理想弹性模型，地基土体采用摩尔库仑理想弹塑性本构模型， 桩土结构采用接触单元连接，对关键的力学参数进行转换[4]。

3.1 土体体积模量与剪切模量

FLAC 3D 中弹性材料模型须定义两个参数： 体积模量K与剪切模量G。 由于工程地质资料中仅给出土层压缩模量Es、泊松比μ 等参数，因此，要通过一定的换算才能得到数值模型中需要的体积模量K 与剪切模量G 参数值。体积模量K、剪切模量G 与弹性模量E、泊松比μ 之间具有如式（1）和式（2）所示关系[5]：

压缩模量Es、泊松比μ 与弹性模量E 之间满足式（3）关系：

3.2 桩土接触弹簧模拟

桥梁桩基与地基土体之间采用接触单元连接。 模型分析中，接触单元法向弹簧刚度kn与切向弹簧刚度ks取接触面相邻区域“最硬”土层等效刚度的10 倍[6]。

式中，Δzmin为接触面法向方向上连接区域上的最小尺寸。

实际工程中常用的灌注桩桩土接触界面比较粗糙，接触面的摩擦性比较好，因此，对于灌注桩桩土接触面，其摩擦角φj与黏聚力cj可以取与桩基相接处土层摩擦角φ、 黏聚力c的0.8 倍左右。

4 框架-土石组合海堤影响分析

4.1 模型建立

计算中假定海堤一次加载，只考虑海堤的整体作用。 由于结构的对称性，桥梁桩基深84.5 m，断面宽320 m，对框架海堤长度进行参数分析， 流体力学边界条件为四周及底部为不透水边界， 地表面为自由透水面； 力学边界条件为四周滑动支持，底部固结[7]。 计算模型见图4。

图4 垂直段海堤模型

4.2 计算工况

常规土石海堤堤身范围内竖向位移达2 m 以上， 框架式海堤由于自重轻、 断面小， 自重重力能通过桩基础传至深层土，对两侧桥桩的影响小，但其造价高昂。 因此，综合考虑挤压效应和经济性，框架-土石组合海堤中框架段的长度和桥桩力学反应是计算分析的重点。 本文选取了6 种框架段长度分别为距离桥梁中心线0 m、50 m、100 m、150 m、200 m、250 m，研究框架段长度对桥梁桩基变形和受力的影响。 施工时序均按海堤施工完3 个月后施工桥梁桩基考虑。

4.3 计算结果

根据有限元分析， 桩身最大位移和最大拉应力随着框架海堤长度增长急剧下降，如表1 所示。 当采用常规土石海堤情况下，桩顶的三向位移均达到了10 cm 以上，其中纵向位移达27 cm，沉降达10.6 cm，仅海堤引起的最大拉应力达7.65 MPa，均大幅超出了桥梁桩基常规设计允许值； 当框架海堤长度增加至100 m 后，桩顶三向位移和最大拉应力迅速下降，纵向位移为2.3 cm，横向位移为2.1 cm，沉降为3.2 cm，最大拉应力为1.54 MPa，其结果见图5；随着框架段长度进一步增加，位移和应力缓慢下降，增加至250 m 时，桩身拉应力消失，最大位移为4 mm，变化趋于稳定。

图5 100 m 长框架海堤时桩基位移、应力

表1 海堤与桥梁距离对桥梁桩基的影响

针对背景工程的计算情况， 可以认为框架海堤长度超过250 m 后，对后建桥梁的影响基本可以不予考虑；在充分考虑桥梁受力富裕度及增加施工间隔期的前提下， 框架海堤长度可以进一步缩短。

5 海堤沉降的影响因素分析

5.1 施工顺序影响

本文对桥梁桩基先施工， 半年后再施工框架-土石组合海堤进行了分析，框架海堤长度取250 m。 计算结果见图6，桥梁跨径为40 m 时，桥梁桩基的最大位移为113.5 mm，最大拉应力为3.03 MPa；桥梁跨径增大到160 m 时，桩基的最大位移仍有39 mm， 均超出加拿大基础工程手册规范和日本道桥示方书不超过1%D（即18 mm）的要求。综上所述，建议海堤应先期施工。

图6 后建框架海堤桩基位移（单位：m）

5.2 堤顶车辆荷载对桥桩的影响

交叉段海堤和桥梁建成后， 由于围垦区的开发、 管理营运，框架-土石组合海堤堤顶需通行施工和管理车辆。 本文采用总重60 t 的标准重车进行验算，采用两种形式施加荷载，分别为车辆荷载间距30 m 以及车辆荷载间距100 m 两种加载方式，汽车冲击系数取1.1，加载方式见图7～图9。

图7 加载标准车辆（单位：m）

图9 车辆间距100 m 加载卫视图（单位：m）

计算结果见表2。计算表明，两个行车工况下，对海堤和桩基的影响均可以忽略。

表2 行车对海堤、桥桩的影响

6 桥桩沉降位移监测

图8 车辆间距30 m 加载卫视图（单位：m）

三山涂围垦工程框架-土石组合海堤段已施工完毕，为节约工程造价，最终桥轴两侧各采用了150 m 的框架段，并设置了约30 m 的框架-土石过渡段。交叉段海堤施工周期约12 个月，间隔3 个月后桥梁桩基施工，1 个月完成桩基、承台施工。桥梁下部结构施工完成后，对海堤两侧的桥墩进行了测量，测量成果表明桥梁承台中心处最大沉降4 mm，顺桥向位移6.3 mm，横桥向位移3.1 mm，结构位移满足要求，与理论计算相符性较好。

7 结语

本文结合宁波三山涂围垦海堤和三门湾大桥交叉的实际工程， 介绍了有独创性的适用于深厚淤泥地基上的双排长短密排桩基础的框架肋板结构海堤结构， 框架海堤与常规土石海堤结合，为两个项目的成功奠定了基础。 研究了框架海堤不同长度的取值对桥桩的不同影响，分析了变换海堤、桥梁桩基施工顺序的可行性及后期营运荷载对海堤和桥梁的影响，实测结果表明框架-土石海堤控制住了同期建设桥梁的挤土效应，有限元分析成果与实测基本一致，证明了理论分析的可行性，主要的结论如下：

1）当采用常规土石海堤情况下，跨径40 m 的桥梁桩基桩顶的三向位移均达到了10 cm 以上， 仅海堤引起的最大拉应力达到7.65 MPa，大幅超出了桥梁桩基常规设计允许值。

2）在施工顺序方案选择上，如果桥梁桩基先行施工，即使采用两侧各250 m 的框架海堤，桩基变形仍不满足要求，故应先施工框架海堤。

3）框架-土石组合海堤先施工，后建桥梁，框架海堤长度越长，桥梁桩基的三向位移越小。 当框架海堤长度超过150 m后，桩顶水平位移可以控制在1 cm 左右，竖向位移为2 cm 左右，满足水平位移不超过1%D 的控制标准，竖向位移也可以采用工程措施加以控制。 本项目结合安全性和经济性，最终按桥轴两侧各设置150 m 框架海堤实施。

4）对堤顶后期营运荷载影响进行了分析，标准车重按60 t，间距分别按30 m 及100 m 满布考虑，结果表明，不同间距下海堤沉降量、桥梁的水平位移和沉降均满足要求，堤顶道路的行车荷载对海堤、桥梁的影响较小。