滨海地区地基沉降对桥梁结构的影响及处治方法

向中富，刘祥宇,徐礼阁

(1.重庆交通大学 土木建筑学院，重庆 400074；2.浙江大学 滨海和城市岩土工程研究中心，浙江 杭州 310058)



滨海地区地基沉降对桥梁结构的影响及处治方法

向中富1，刘祥宇1,徐礼阁2

(1.重庆交通大学 土木建筑学院，重庆 400074；2.浙江大学 滨海和城市岩土工程研究中心，浙江 杭州 310058)

跨越河口及沿海海域的桥梁在施工及使用过程中，经常由于地基不均匀沉降，引起桥梁上部结构产生应力集中和开裂。采用ABAQUS分析了原设计工况，改变桩径，各桩径下增加锚索，桩径基础上增加钢围堰，改变0#台布桩数量、布桩形式6种工况下地基沉降作用中桩基的侧向位移情况。针对不同工况下桩基位移情况，提出上部结构保持桥梁跨径不变，但上部调整为简支结构，采用空心板。下部结构桩基直径仍采用1.2 m，并通过设置大直径钢护筒围堰减小土体对桩基的推挤作用，设置空箱桥台及增加锚拉结构，应力消散孔等辅助措施的处理方案。这套处理方法在实际运用中取得了良好的效果。

桥梁工程；跨海大桥；地基沉降；影响分析；处理方案

0 引 言

近年来，随着交通工程的迅速发展及桥梁工程技术的不断成熟，越来越多的跨海大桥投入了建设。在桥梁工程的建设过程中，由于沿海地区工程的地质条件恶劣，在施工过程中常常会遇到许多由地质条件引起的工程难题，地基沉降问题就是海积软土区域较为突出的一个问题。

沿海地区多分布有深厚海积软土地基,由于滨海软土地基具有含水量高、孔隙比大、压缩性高、渗透性低、强度低、结构性强、蠕变等工程特性[1-2]，实际工程案例中因软土地基的沉降、失稳等引起的工程事故较为常见。一些由地基沉降引起的工程病害严重影响工程使用，甚至导致结构功能丧失[3-4]，这对滨海地区工程建设造成了十分不利的影响。

针对滨海地区地基沉降问题，我国开展了大量的课题研究[5-6]，目前国内外研究地基不均匀沉降主要集中在如下几个方面:结构物沉降过程的预测、最终沉降的计算和防止不均匀沉降的具体措施等。为了防止不均匀沉降的不利影响,目前地基沉降问题的处理大部分集中在对沉降区域地基进行加固和采用加强基础等方面[7-8]，而对上部结构的优化处理关注较少。笔者以浙江东部海湾一座在建的跨海大桥为例，针对在工程建设前期所遇到的地基沉降问题，分析了地基沉降对桥梁桩基侧向位移的影响。通过有限元分析，选择了合理的桥梁结构形式，并配套相关辅助措施，提出了一套地基沉降问题的处理方案。该方案为后期桥梁施工及运营提供了保障，同时为今后桥梁工程遇到地基沉降问题提供了借鉴。

1 工程概况

1.1 某桥原设计方案

桥址位于某在建跨海大桥桥头段，该跨海大桥路线全长2.545 km。原设计文件中，刚架桥作为桥头引桥段，该区段全长176 m，桥跨布置为[4×(2×16)+3×16] m刚架桥。

1.1.1 下部结构

刚架桥各墩均采用钻孔灌注桩基础。0～10 #桥墩均采用3根Φ120 cm钻孔桩，桩长80 m，持力层为粉质黏土。钻孔顺桥向为单排布置，横桥向在3个立柱的对应位置各设1根。

承台为矩形，纵向及横向尺寸为2.2 m×9.51 m，承台高1.8 m，承台4个角设半径R=0.5 m的圆倒角。

刚架桥桥墩为矩形截面实心墩，横桥向设3个立柱梁固结。边墩立柱截面尺寸(纵向×横向)为0.8 m×1.0 m，中墩立柱截面尺寸为1.0 m×1.0 m。

1.1.2 上部结构

刚架桥上部结构与墩柱固结。2×16 m主梁采用预应力混凝土等截面连续箱梁，梁高1.0 m，高跨比1/16，3×16 m跨主梁靠近50 m梁处设置支座，为适应高压电缆管线孔的要求，箱梁向下加高至1.6 m。主梁截面为单箱四室直腹板箱型截面，箱梁顶板宽11.8 m，设置2%双向横坡；箱梁底宽8.31 m，底面横向为平坡，墩顶设置横梁。原设计方案总体布置如图1。

图1 某桥原设计总体布置示意(单位：cm)

1.2 工程地质情况

项目所处海域平均潮位为0.27 m，平均高潮位为3.15 m，极端高潮位为5.63 m(p=1/100)。地基主要为淤泥、淤泥质黏土及粉质黏土，具有含水量大、压缩性高、渗透性小的特点，物理、力学性质差，采用塑料排水板处理，深度30 m，预压期12个月。

K6+914 处涂面标高为-4.5 m，与桥梁顺接，路堤顶标高为9.36 m，路堤总高度为13.86 m。路堤采用组合式断面，在3.0 m标高以下采用斜坡抛石堤，单侧镇压层总宽度约35 m；以上采用陡墙式，墙背采用宕渣填筑，墙顶设置1.1 m高度防浪墙。镇压层采用理抛大块石护面，陡墙脚采用扭王块消浪处理。

路基从2010年8月开始填筑，并设置了沉降板进行观测，至2011年6月填筑至3.0 m标高，度过7—9月主汛期后，于2011年10月开始埋设深层测斜管及孔隙水压力计，然后从2012年2月继续开始填筑，至2012年12月填筑至预压标高，进行等载预压至今。目前理抛大块石、扭王块、挡土墙均已施工完成，墙顶防浪墙及基座尚未施工。自开工以来，K6+900断面沉降较大，近期的沉降情况见表1。

表1 K6+900断面近期的沉降情况

(续表1)

年⁃月2013⁃012013⁃022013⁃032013⁃042013⁃052013⁃062013⁃07位移/mm617．96641．67661．63678．93695．24706．84714．26位移速率/(cm·月-1)2．9172．2182．1101．4931．8321．5931．084

由此可见，竖向沉降有3 cm/月，侧向位移有1 cm/月，速率均较大，对桩基安全的不利影响不容忽视。为保证跨海大桥总体施工进度，根据项目总体安排及桥梁工程施工组织计划，刚架桥需要尽快施工，但根据监测资料，地基沉降仍在不断发展，由此引起的侧向位移对桥梁桩基的不利影响是桩基安全最大的风险因素，直接影响到工程的质量与进度。因此必须结合目前依据的沉降观测资料对原设计方案进行进一步优化调整。

2 解决方案的提出与分析

由于地基沉降对桥梁结构的影响，原桥设计方案已经不能适应施工过程中的地形条件，这时我们就需要选择合理的桥梁结构形式。针对地基沉降的问题，提出一个可靠合理的处理方案是十分必要。

2.1 不同工况下有限元模拟及分析

结合以往的工程实例及类比其他海工工程中所遇到的地基沉降问题，提出了几种常见的工况，并对几种工况进行了有限元模拟。在模拟计算中均采用沉降仍有1.2 m，侧向位移仍有0.45 m的反演参数。

分别对6个工况进行有限元模拟，通过有限元计算得到各工况在沉降作用下的侧向位移情况[9-11]。

工况1：桩径1.2 m(桥梁原设计方案)。

桩基侧向及土体周围位移云图见图2。桩径1.2 m时各桩侧向位移见表2。

图2 桩径1.2 m时三排桩侧向位移云图

表2 桩径1.2 m时侧向位移

1 # 桩产生的侧向位移最大，达到了33.01 cm，位置为-13.7 m，这与土体侧向位移最大处对应，2号桩侧向位移次之，达到了30.33 cm，0 # 桩最大侧向位移相对较小，但也达到了26.46 cm。0 # 桩到2 # 桩桩顶位移逐渐增大，2 # 桩桩顶位移较大，位移达到了27.93 cm。

工况2：桥梁桩径由1.2 m增大到1.5，1.8 m。

桩基侧向及周围位移云图见图3～图4。

图3 桩径1.5 m时三排桩侧向位移云图

图4 桩径1.8 m时三排桩侧向位移云图

不同桩径下各桩侧向位移见表3。由表3分析可知桩径增加对减小桩的侧向位移总体有利。

表3 不同桩径下侧向位移

对于0 # 桩，桩径由1.2 m增加到1.5 m，1.8 m 后，桩顶侧向位移变化很小，但桩体最大侧向位移先增大后减小，由26.46 cm先增大到 30.28 cm 后减小到26.98 cm。这主要是由于桩径1.5 m时，0 # 桩阻碍了大量土体侧向位移的发展，但将大量土体集中到了0 # 桩附近，造成0 # 桩最不利，当桩径继续增大到1.8 m时，由于其整体性将更强，大部分土体在0 # 桩之前就发生绕流，以至其位移比桩径1.5 m时较小。对于1 # 桩，桩径由1.2 m 增加到1.5 m，1.8 m后，桩体侧向位移变化较大，桩顶侧向位移变化较小。桩体最大位移由33.01 cm分别减小到24.06，24.13 cm，减小了8.95，8.78 cm，位置也由桩身-13.7 m处变到桩顶。对于2 # 桩，桩径由1.2 m增加到1.5 m 后，桩顶侧向位移由27.93 cm 减小到25.01 cm，减小了2.82 cm，最大位移也由 30.33 cm 减小到25.01 cm，减小了5.32 cm，位置也由桩身-9.7 m 处变到桩顶。当桩径增加到1.8 m后，2 # 桩体侧向位移很小，几乎为0，但经进一步调整计算模型，计算结论受模型边界条件影响较大。

工况3：各桩径下增加锚索方案。

桩径为1.2 m时，每根桩施加30 t的力，桩顶位移约减少3.15 cm；桩径为1.5 m 时，每根桩施加30 t的力，桩顶位移约减少2.65 cm。

随着桩顶位移逐渐被拉回，桩体最大侧向位移变化很小，因此，会造成随着桩顶被往回拉，最大位移与桩顶位移之差将会增大，即“鼓肚子”现象将更加明显。

工况4：桩径1.5 m 基础上加钢围堰。

图5为桩径1.5 m三排桩基础上施加钢围堰后桩基侧向及周围土体位移云图。桩径1.5 m基础上加钢围堰后桩基侧向位移结果见表4。

图5 桩径1.5 m时基础上加钢围堰三排桩侧向位移云图

表4 桩径1.5 m基础上加钢围堰桩基侧向位移

0 # 桩加钢围堰后(预留15 cm)，桩体位移不仅不减小，反而有所增大，云图显示在桩深-4.5 m 左右，钢围堰已经将桩体顶牢，因此，钢围堰仅预留15 cm的距离是不能满足需要的。

工况5：0 # 台设双排总计6 根直径1.5 m 的桩。

将0 # 台的单排桩扩成双排桩，两排桩间距4 m，0 # 横梁相应扩大为9.52 m×6.2 m×1.8 m，其余不变。0 # 台采用双排桩时桩基侧向及周围土体位移云图如图6。0 # 台采用单排桩与双排桩侧向位移结果对比见表5。

图6 0 # 台采用双排桩时桩基侧向位移云图

表5 0 # 台采用单排桩与双排桩时桩基侧向位移

工况6：0 # 台直桩+斜桩。

0 # 台(直桩+斜桩)侧向位移云图如图7。0 # 台采用双排直桩与直桩+斜桩时桩基侧向位移对比见表6。

图7 0 # 台(直桩+斜桩)侧向位移云图

表6 0 # 台采用双排直桩与直桩+斜桩时桩基侧向位移

将0 # 台双排直桩换成直桩+斜桩后，对于0 # 桩的侧向位移改善比较明显，桩顶位移减小了11.03 cm，最大侧向位移减小了 3.68 cm，但直桩的“鼓肚子”现象变得更加明显，双排直桩时桩体最大侧向位移与桩顶位移之差为 1.65 cm，而换成直桩+斜桩后直桩的该差值增大到了9.00 cm。

通过以上的有限元模拟可以看出，采用单一工况是难以解决工程面临的难题的。因此笔者将工况进行合理的组合，再增加一些辅助措施得到了改善后的方案。

2.2 优化后的设计方案

2.2.1 桥梁上部结构形式

保持桥梁跨径不变，但上部调整为简支结构，采用空心板，以更能很好地适应可能发生的大变形。为抵抗在极端不利的情况下产生的浮托力，空心板端部采用不锈钢锚钉固定。

2.2.2 桥梁下部结构形式

根据计算结果，增大桩径虽然能够减少桩基侧向变形，但效果并不明显，仍不能满足桩基的容许变形。故桩基直径仍采用1.2 m，并通过设置大直径钢护筒围堰减小土体对桩基的推挤作用。

2.2.3 桥台形式

为进一步减少桥台台背的重量，以改善地基的沉降与侧向变形的发展，桥台台背设置8.0 m×6.0 m 的空箱结构，采用钢筋混凝土现浇，壁厚0.5 m，桥梁第1跨梁板直接搁置于空箱牛腿上。空箱结构下采用了双排直径1.5 m的钻孔灌注桩，正三角形布置，桩底标高-65.0 m，桩基与空箱底部自由接触，允许发生一定的相对位移，即桩基础对空箱既提供足够的竖向承载力，同时对1号、2号等后续桩基提供一定的抵抗土体变形的抗滑作用。

2.2.4 其它辅助措施

1)桩基外侧设置钢护筒围堰

为保护土体侧向位移影响深度范围内的桩基础不直接受到淤泥的推挤作用，1～5 # 桩基外侧仍设置了钢护筒围堰，直径1.8 m，深度28 m，壁厚15 mm。钢护筒围堰与桩基偏心15 cm布置，预留空间为45 cm。

2)锚拉结构

在预计侧向位移较大的1～3 # 桩基础前设置锚墩，底部 3.0 m×3.0 m，顶部2.0×2.0 m，并在钢护筒围堰上设置拉环，且持续施加一定的拉力，以减少钢护筒围堰的位移，保护桥梁桩基础。

3)应力消散孔

在1～3 # 桩基前设置位应力散孔，孔径80 cm，深度28 m。钻孔完成后，孔内采用毛竹笼及灌注海水防治塌孔。这样一旦有位移发生，由于毛竹笼刚度小，现行被压扁变形，消耗了原本作用于桩基上的侧向位移，改善了桩基的受力状况。

图8为优化后的设计方案。

图8 优化后的设计方案(局部)(单位：cm)

3 结 论

由于滨海地区地质条件复杂，跨海大桥工程在受到波流力及风荷载的同时，地基沉降问题对桥梁结构影响非常大，甚至直接影响到桥梁结构在后期的运营能力。在地基处理过程中应注意以下几点：

1)加强对路基沉降的监测，及时掌握不均匀沉降情况。

2)通过沉降监测发现地基不均匀沉降问题时，及时预测地基沉降的发展，分析沉降作用对上部结构的影响。

3)在施工过程中增加附属措施或者在设计过程中选择合理的桥梁结构形式以减小地基沉降问题对结构的影响。

笔者结合某在建跨海大桥施工前期沉降观测发现的地基不均匀沉降问题，及时对沉降趋势进行了预测，地基不均匀沉降对桥梁桩基竖向及侧向位移影响较大，直接影响了工程的质量和进度。通过调查及类比海工工程后提出了几种处理工况，通过有限元分析得到了不同工况下桩基的受力及位移情况。最后选择了改变桥梁上、下部结构形式及配套附属措施的新设计方案。

为配合施工的顺利进行，在施工过程中布置了一系列测试元件来观测结构物的反应。从反馈的动态监测数据看，目前地基不均匀沉降对桥梁结构的影响已经减小，处理方法取得了良好的效果。该桥梁结构地基沉降问题的处理过程及方法为同类滨海地区桥梁建设中对类似地基沉降问题的处理具有重要的参考价值。

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Influence of Foundation Settlement on Bridge Structure inCoastal Area and Processing Method

Xiang Zhongfu1, Liu Xiangyu1, Xu Lige2

(1. School of Civil Engineering & Architecture, Chongqing Jiaotong University, Chongqing 400074, China; 2. Research Center of Coastal & Urban Geotechnical Engineering, Zhejiang University, Hangzhou 310058, Zhejiang, China)

Superstructure stress concentration and cracking were often caused by the uneven foundation settlement during the design and construction of bridge across the estuary and in coastal area. ABAQUS was adopted to analyze the lateral displacement of the pile in the role of foundation settlement under six conditions, including the original design condition, the change the pile diameter, the increase of the anchor with various pile diameters, the increase of steel on the basis of cofferdam pile diameter as well as the change of the quantity and form of 0# cloth pile. In view of the pile foundation displacement under different conditions, the idea that the upper structure kept the bridge span unchanged was put forward, but the upper part was adjusted to the simply supported structure, and the hollow slab was used. The pile diameter of the lower part structure was still 1.2 m, and the soil on the pile pushing role was decreased through the setting of large diameter steel casing cofferdam. Treatment options were proposed, such as setting empty abutment, increasing tensile anchor structure, and the auxiliary measures of force dissipation hole. This method has achieved good results in practical application.

bridge engineering; bay bridge; foundation settlement; influence analysis; treatment method

2014-02-25；

2014-10-13

向中富(1960—)，男，四川苍溪人，教授，博士生导师，主要从事桥梁技术理论与施工技术方面的研究。E-msail:xzf6058@126.com。

10.3969/j.issn.1674-0696.2015.04.01

U445.6

A

1674-0696(2015)04-001-06