成都沱江大桥主桥下部结构设计

蒋仕持

[同济大学建筑设计研究院（集团）有限公司，上海市200092]

1 工程概况

金简仁快速路二期沱江大桥段位于成都市简阳市及东部新区，起点桩号K 26+100，止点桩号K 30+400，长4.3 km。道路等级为一级公路兼城市快速路，双向10 车道，主线设计时速80 km/h,辅道设计时速40 km/h；城镇段标准路基宽度64 m，非城镇段标准路基宽度48 m。

跨沱江特大桥是全线的景观亮点工程，承载着成都“东进第一桥”的重要使命，建成后的沱江大桥将是东部新城的重要地标建筑。主桥起点桩号K 27+322，终点桩号K 28+285，主桥、引桥全长963 m。主桥为（45+185+238+45）m=513 m 空间非对称曲线形独塔扭索面斜拉桥，标准桥宽64 m，桥面以上主塔高140 m，桥面以下主塔高33.2 m。主桥采用塔梁全固结体系，主塔及主梁均采用钢结构，主塔基础、辅助墩、过渡墩均采用钢筋混凝土结构，基础形式为钻孔灌注桩基础。引桥上部采用预制预应力小箱梁结构，下部采用盖梁+立柱+桩基础形式。主桥立面布置见图1，三维空间模型示意见图2。

图1 主桥立面布置（单位：m）

图2 主桥三维空间模型示意

2 建设条件

2.1 地形与水文

桥位处于简阳市长江一级支流沱江中游，地貌属沱江一级阶地河流冲积平坝、丘陵地貌，地层主要为新生界第四系全新统冲洪积层。桥位处沱江左岸（东侧）为凸岸，受淤积岸坡较缓，为大片的农田；右岸为凹岸，受冲刷岸坡较陡。

沱江属非闭合流域，流域内径流主要来自降水。桥址处河段枯水期河面宽在160～400 m，平均宽度为230 m，测量时水面宽度约275 m，水流较缓，水深最大约16.0 m，汛期为每年的5—9月。主桥设计采用300 a 一遇洪水位为399.94 m，施工水位采用20 a 一遇洪水位398.13 m，常水位为392.3 m。

2.2 地质条件

桥位处地层主要有第四系人工填土（Qml4），第四系全新统冲洪积（Qal+pl4）成因的粉质黏土、粉土、卵石及侏罗系上统蓬莱镇组（J3P）强风化砂质泥岩、粉砂岩及中风化砂质泥岩、粉砂岩。

河槽处顶层部分区域为卵石薄层，部分区域为裸露的中分化砂质泥岩或粉砂岩，下卧层中风化砂质泥岩和粉砂岩竖向间隔分布（见图3）。中风化砂质泥岩单轴饱和抗压强度标准值为3.0 MPa，地基承载力特征值400 kPa；中风化粉砂岩分别为11 MPa 和1 000 MPa。

图3 主桥地质剖面图

2.3 航道条件与船撞设计值

通航标准规划为内河V 级航道，通航净空105×8 m；最高、最低通航水位分别为396.32 m 与390.54 m。

主通航孔基础防撞能力按500 t船舶的撞击力作为设计值，横桥向撞击力设计值为400 kN，顺桥向撞击力设计值为350 kN。

3 主塔基础设计

3.1 基础荷载计算

通过Midas 建立全桥三维有限元分析模型，施加的荷载包括恒载、汽车荷载、汽车制动力、人群荷载、温度荷载（分别考虑整体升降温、桥面板梯度温度、双塔间温差、索塔温差）、风荷载和船撞荷载。另外，单独建模计算地震荷载。上游侧塔底反力见表1。

表1 上游侧塔底反力

由于独特的索塔构造，导致下部结构受力复杂。从表1 可知塔底反力有如下特点：恒载反力占总荷载的比例大；恒载轴力纵横向偏心大，纵向偏心2.48 m，横向偏心0.79 m；存在可观的扭矩。另外，索力的调整会显著影响塔底纵横向剪力、弯矩，可使剪力和弯矩比表1 中值增大一倍。

按照《公路桥涵设计通用规范》（JTG D 60—2015）[1]进行荷载组合，除承载能力极限状态基本组合和正常使用极限状态外，还包含偶然组合（100 a 风、船撞工况）和地震组合等。每个组合分别按Pmax、Pmin和Mmax为目标得出一组子组合并进行相应验算。

3.2 基础设计方案

3.2.1 基础方案拟定

主塔基础纵向尺寸主要受如下两方面控制：一是锚固架尺寸，钢主塔通过锚固架传递荷载到基础，基础尺寸应大于锚固架尺寸；二是要控制桥梁占用的河道行洪断面以满足防洪要求。

考虑到此处水深较浅，可将基础埋置于河床内，通过塔座将基础与主塔相连，塔座内置锚固架。

由于河床基岩埋深浅，沉井基础下沉困难，不考虑采用沉井基础。若采用扩大基础方案，考虑冲刷深度后基础宜埋入岩面深度4 m 以上。此处上层中风化粉砂岩层仅5 m 多，基础只能置于承载力较差的中风化砂质泥岩上，基础平面尺寸需要40 m×35 m，导致材料用量和开挖方量均比桩基础大，故最后采用桩基础方案，将桩基嵌入中风化粉砂岩中。

3.2.2 基础设计

塔座基本尺寸按照锚固架尺寸适当加大，为方便泄洪，在水流方向设置分水肩，形成了六边形构造。结合主塔外形，塔座设置成类“鹅卵石”的上小下大的六边形带圆弧倒角断面。塔座纵向尺寸28.5 m，横向尺寸12.1～19.7 m，上塔座高5 m，下塔座高5.9 m。

按照承载力需求拟定了两种基础尺寸：20 根直径2.8 m 灌注桩，承台尺寸34.6 m×23 m×5.5 m（长×宽×高）；30 根直径2.2 m 灌注桩,承台尺寸34.6 m×23 m×4.5 m。直径2.8 m 灌注桩方案具有施工周期短、桩抗弯抗剪能力大等优点，因此采用此方案。

另外，主塔横桥向类似于拱结构，上下游侧塔底存在相反的水平推力和弯矩，采用系梁将两塔基础连接来平衡水平推力，系梁尺寸45.4 m×8 m×5.5 m。由于系梁已置于中风化岩层，系梁底部不另设桩基。

主塔基础三维模型、塔基础平面及立面尺寸见图4、图5。

图4 主塔基础三维模型

图5 主塔基础平面及立面尺寸

3.3 基础计算分析

3.3.1 常规荷载计算

按照3.1 节的荷载组合分别按照《公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范》[2]和《公路桥涵地基与基础设计规范》[3]对塔座、承台和桩基进行计算。

塔座截面较大，计算按一排直径32@ 100 的HRB 400 纵筋时即可满足要求且正常使用状态下无裂缝。实际按照偏压构件0.5% 的最小配筋率要求配置钢筋，纵筋主要布置于截面外侧和塔底锚固架周围，部分钢筋与塔底钢结构焊接。

承台按照拉压杆模型进行极限承载力计算，并按规范公式进行冲切计算。承台底部纵、横向均配置3 排直径32@ 150 的HRB 400 纵筋时即可满足要求。

承台系梁通过Midas 建立如图4 所示计算模型，通过线弹簧考虑岩土对桩基的约束作用，求得系梁的设计值并进行验算。

桩基按嵌岩桩计算承载力，桩基嵌入中风化粉砂岩2D。由于岩层倾斜，上游侧承台桩基长18.5 m，下游侧14 m。

3.3.2 桩基扭转荷载计算

由于独特的索塔构造和拉索布置方式，导致拉索水平面合力方向无法通过基础中心，因而必然产生扭矩。但目前并无规范对单轴扭转承载力和群桩扭转计算作出相应的规定。

现假设桩基础在扭转荷载下发生一转角φ，则承台和所有桩基桩顶均产生转角φ，非基础中心桩还会产生水平位移，其值约等于L×φ（L 为桩到扭转中心的距离）（见图6）。因此，桩基扭转荷载T 可以分解为如下三部分：

图6 桩基础扭转示意

式中：kTC为承台的抗扭刚度（为土体约束产生的名义刚度，非承台自身扭转刚度，下同）；kTZi为第i 根桩的桩顶抗扭刚度；kDZi为第i 根桩的桩顶抗推刚度；Li为第i 根桩到基础中心的距离。

从上式可以看出，承受扭转荷载的三部分均为扭转角的函数，具体分配的扭转值则是按刚度进行分配。由于土体的材料非线性和复杂的应力状态，上述两桩基刚度非完全独立的，因此随着荷载的变化，同一桩基上述三部分分配的比例也是不断变化的。

国内外学者对单桩和群桩的扭转问题做了许多理论和试验研究。在单桩扭转方面，Stoll[4]在沙土中对两根圆形钢管桩进行了扭转试验，得到了沙土中桩顶扭矩-转角曲线，曲线存在非线性上升段、平台段和急剧破坏段。Poulos[5]利用弹性理论建立了均质土、剪切模量和黏聚力随深度线性增加的土的桩基扭矩-转角公式，并在高岭土中进行单桩扭转试验，结果表明公式在线性段吻合很好。Misra[6]等通过数值法迭代求解出单桩多层土体的扭转问题。周新军[7-9]给出了非均匀单层地基中单桩处于弹性、部分塑性和完全塑性的解析解，随后通过铝合金管模拟桩基进行小比例尺模型试验，研究了单桩在竖向和扭转荷载共同作用下在多层不同土体的特性，试验表明表层土体对单桩极限承载力贡献最大，存在扭矩时桩的竖向极限承载力会下降，轴力在不同土层分布时对桩扭转承载力有正面或负面的影响。程昊等[8]对扭转荷载下嵌岩桩的扭转特性进行了研究。在群桩扭转方面，刘云云等[10]对8 个小比例尺嵌岩桩基础模型进行了试验，荷载包含轴力、弯矩、剪力和扭矩，结果表明嵌岩桩中单桩转动抗扭承载的扭矩占比较小，建议为16%～20%；孔令刚[11-12]等对1×2、2×2和3×3 的桩基础在松砂和密砂中进行了扭转离心机试验，发现群桩基础扭转承载力无明显的峰值，单桩转动抗扭承载的扭矩占比随着桩基规模变大而变小，在3×3 的桩基中占比25% 以下，桩基扭转也存在“阴影效应”。

结合上述研究和本工程实际情况，考虑到水流冲刷，不计式（1）中的第一项承台的贡献。为研究后两项占比，通过Midas 建立基础扭转分析模型。通过线弹簧考虑岩土对桩基的水平、竖向约束作用，沿桩身施加扭转弹簧考虑岩石对桩身扭转的约束作用，约束桩底的扭转刚度来考虑岩石对桩底扭转的约束作用，建立表2 四种模型（模型1、2 桩长取上游侧承台桩长）。角桩剪力和单桩转动抗扭承载的扭矩占比见表3。

表2 桩基础抗扭分析模型

表3 模型结果

上述结果表明，大规模桩基扭转荷载主要由桩顶水平剪力承载，而单桩转动抗扭承载的比例很小，设计上可直接按式（1）的第3 项计算桩顶剪力[见式（2），假设各桩kDZi一致]，本项目计算出的角桩剪力为925.2 kN，与模型计算结果相差很小。

叠加扭转荷载后，单桩最大剪力和弯矩分别增大了33% 和19%。可见扭矩对桩基受力影响较大，设计上不应忽略。

4 辅助墩、过渡墩设计

为与主塔风格统一，辅助墩和过渡墩墩身均采用V 型构造.辅助墩墩顶设置系梁，过渡墩设置盖梁。基础均为桩基础，设置8 根1.8 m 桩，桩底进入中分化粉砂岩2D 以上。

恒载工况下，辅助墩和过渡墩处均存在较大的水平力，为合理分配水平力，在左右幅桥墩顶均设置低模量弹性体，左右幅桥墩共同承担水平力，从而结构受力更合理。

5 基础施工方案和防船撞措施

水中桩基采用搭设栈桥和施工平台的方法施工，承台围堰采用锁扣钢管桩振动锤下沉方案，围堰高度高于20 a 一遇水位，承台及塔座均现浇。岸上基础采用常规现浇施工方法。

防船撞措施为：在主塔基础和航迹线之间设置两处三桩独立基础防撞墩，防撞系统之间用锚链连接，锚链上挂浮筒和重力锚。

6 结语

本文介绍了沱江大桥主桥这一空间非对称曲线形独塔扭索面斜拉桥的基础设计方案，结合此桥型的受力特点，详细叙述了基础设计的思路与过程，可为类似工程的基础设计提供参考和借鉴。另外，对群桩基础扭转问题进行了研究，结果表明大规模群桩基础扭转荷载主要由桩顶水平力承担，桩顶水平力可按文中公式计算，设计上不应忽略扭矩对桩基受力的影响。