濱海地區地基沉降對橋梁結構的影響及處治方法

向中富，劉祥宇,徐禮閣

(1.重慶交通大學 土木建筑學院，重慶 400074；2.浙江大學 濱海和城市巖土工程研究中心，浙江 杭州 310058)

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濱海地區地基沉降對橋梁結構的影響及處治方法

向中富1，劉祥宇1,徐禮閣2

(1.重慶交通大學 土木建筑學院，重慶 400074；2.浙江大學 濱海和城市巖土工程研究中心，浙江 杭州 310058)

跨越河口及沿海海域的橋梁在施工及使用過程中，經常由于地基不均勻沉降，引起橋梁上部結構產生應力集中和開裂。采用ABAQUS分析了原設計工況，改變樁徑，各樁徑下增加錨索，樁徑基礎上增加鋼圍堰，改變0#臺布樁數量、布樁形式6種工況下地基沉降作用中樁基的側向位移情況。針對不同工況下樁基位移情況，提出上部結構保持橋梁跨徑不變，但上部調整為簡支結構，采用空心板。下部結構樁基直徑仍采用1.2 m，并通過設置大直徑鋼護筒圍堰減小土體對樁基的推擠作用，設置空箱橋臺及增加錨拉結構，應力消散孔等輔助措施的處理方案。這套處理方法在實際運用中取得了良好的效果。

橋梁工程；跨海大橋；地基沉降；影響分析；處理方案

0 引 言

近年來，隨著交通工程的迅速發展及橋梁工程技術的不斷成熟，越來越多的跨海大橋投入了建設。在橋梁工程的建設過程中，由于沿海地區工程的地質條件惡劣，在施工過程中常常會遇到許多由地質條件引起的工程難題，地基沉降問題就是海積軟土區域較為突出的一個問題。

沿海地區多分布有深厚海積軟土地基,由于濱海軟土地基具有含水量高、孔隙比大、壓縮性高、滲透性低、強度低、結構性強、蠕變等工程特性[1-2]，實際工程案例中因軟土地基的沉降、失穩等引起的工程事故較為常見。一些由地基沉降引起的工程病害嚴重影響工程使用，甚至導致結構功能喪失[3-4]，這對濱海地區工程建設造成了十分不利的影響。

針對濱海地區地基沉降問題，我國開展了大量的課題研究[5-6]，目前國內外研究地基不均勻沉降主要集中在如下幾個方面:結構物沉降過程的預測、最終沉降的計算和防止不均勻沉降的具體措施等。為了防止不均勻沉降的不利影響,目前地基沉降問題的處理大部分集中在對沉降區域地基進行加固和采用加強基礎等方面[7-8]，而對上部結構的優化處理關注較少。筆者以浙江東部海灣一座在建的跨海大橋為例，針對在工程建設前期所遇到的地基沉降問題，分析了地基沉降對橋梁樁基側向位移的影響。通過有限元分析，選擇了合理的橋梁結構形式，并配套相關輔助措施，提出了一套地基沉降問題的處理方案。該方案為后期橋梁施工及運營提供了保障，同時為今后橋梁工程遇到地基沉降問題提供了借鑒。

1 工程概況

1.1 某橋原設計方案

橋址位于某在建跨海大橋橋頭段，該跨海大橋路線全長2.545 km。原設計文件中，剛架橋作為橋頭引橋段，該區段全長176 m，橋跨布置為[4×(2×16)+3×16] m剛架橋。

1.1.1 下部結構

剛架橋各墩均采用鉆孔灌注樁基礎。0～10 #橋墩均采用3根Φ120 cm鉆孔樁，樁長80 m，持力層為粉質黏土。鉆孔順橋向為單排布置，橫橋向在3個立柱的對應位置各設1根。

承臺為矩形，縱向及橫向尺寸為2.2 m×9.51 m，承臺高1.8 m，承臺4個角設半徑R=0.5 m的圓倒角。

剛架橋橋墩為矩形截面實心墩，橫橋向設3個立柱梁固結。邊墩立柱截面尺寸(縱向×橫向)為0.8 m×1.0 m，中墩立柱截面尺寸為1.0 m×1.0 m。

1.1.2 上部結構

剛架橋上部結構與墩柱固結。2×16 m主梁采用預應力混凝土等截面連續箱梁，梁高1.0 m，高跨比1/16，3×16 m跨主梁靠近50 m梁處設置支座，為適應高壓電纜管線孔的要求，箱梁向下加高至1.6 m。主梁截面為單箱四室直腹板箱型截面，箱梁頂板寬11.8 m，設置2%雙向橫坡；箱梁底寬8.31 m，底面橫向為平坡，墩頂設置橫梁。原設計方案總體布置如圖1。

圖1 某橋原設計總體布置示意(單位：cm)

1.2 工程地質情況

項目所處海域平均潮位為0.27 m，平均高潮位為3.15 m，極端高潮位為5.63 m(p=1/100)。地基主要為淤泥、淤泥質黏土及粉質黏土，具有含水量大、壓縮性高、滲透性小的特點，物理、力學性質差，采用塑料排水板處理，深度30 m，預壓期12個月。

K6+914 處涂面標高為-4.5 m，與橋梁順接，路堤頂標高為9.36 m，路堤總高度為13.86 m。路堤采用組合式斷面，在3.0 m標高以下采用斜坡拋石堤，單側鎮壓層總寬度約35 m；以上采用陡墻式，墻背采用宕渣填筑，墻頂設置1.1 m高度防浪墻。鎮壓層采用理拋大塊石護面，陡墻腳采用扭王塊消浪處理。

路基從2010年8月開始填筑，并設置了沉降板進行觀測，至2011年6月填筑至3.0 m標高，度過7—9月主汛期后，于2011年10月開始埋設深層測斜管及孔隙水壓力計，然后從2012年2月繼續開始填筑，至2012年12月填筑至預壓標高，進行等載預壓至今。目前理拋大塊石、扭王塊、擋土墻均已施工完成，墻頂防浪墻及基座尚未施工。自開工以來，K6+900斷面沉降較大，近期的沉降情況見表1。

表1 K6+900斷面近期的沉降情況

(續表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

由此可見，豎向沉降有3 cm/月，側向位移有1 cm/月，速率均較大，對樁基安全的不利影響不容忽視。為保證跨海大橋總體施工進度，根據項目總體安排及橋梁工程施工組織計劃，剛架橋需要盡快施工，但根據監測資料，地基沉降仍在不斷發展，由此引起的側向位移對橋梁樁基的不利影響是樁基安全最大的風險因素，直接影響到工程的質量與進度。因此必須結合目前依據的沉降觀測資料對原設計方案進行進一步優化調整。

2 解決方案的提出與分析

由于地基沉降對橋梁結構的影響，原橋設計方案已經不能適應施工過程中的地形條件，這時我們就需要選擇合理的橋梁結構形式。針對地基沉降的問題，提出一個可靠合理的處理方案是十分必要。

2.1 不同工況下有限元模擬及分析

結合以往的工程實例及類比其他海工工程中所遇到的地基沉降問題，提出了幾種常見的工況，并對幾種工況進行了有限元模擬。在模擬計算中均采用沉降仍有1.2 m，側向位移仍有0.45 m的反演參數。

分別對6個工況進行有限元模擬，通過有限元計算得到各工況在沉降作用下的側向位移情況[9-11]。

工況1：樁徑1.2 m(橋梁原設計方案)。

樁基側向及土體周圍位移云圖見圖2。樁徑1.2 m時各樁側向位移見表2。

圖2 樁徑1.2 m時三排樁側向位移云圖

表2 樁徑1.2 m時側向位移

1 # 樁產生的側向位移最大，達到了33.01 cm，位置為-13.7 m，這與土體側向位移最大處對應，2號樁側向位移次之，達到了30.33 cm，0 # 樁最大側向位移相對較小，但也達到了26.46 cm。0 # 樁到2 # 樁樁頂位移逐漸增大，2 # 樁樁頂位移較大，位移達到了27.93 cm。

工況2：橋梁樁徑由1.2 m增大到1.5，1.8 m。

樁基側向及周圍位移云圖見圖3～圖4。

圖3 樁徑1.5 m時三排樁側向位移云圖

圖4 樁徑1.8 m時三排樁側向位移云圖

不同樁徑下各樁側向位移見表3。由表3分析可知樁徑增加對減小樁的側向位移總體有利。

表3 不同樁徑下側向位移

對于0 # 樁，樁徑由1.2 m增加到1.5 m，1.8 m 后，樁頂側向位移變化很小，但樁體最大側向位移先增大后減小，由26.46 cm先增大到 30.28 cm 后減小到26.98 cm。這主要是由于樁徑1.5 m時，0 # 樁阻礙了大量土體側向位移的發展，但將大量土體集中到了0 # 樁附近，造成0 # 樁最不利，當樁徑繼續增大到1.8 m時，由于其整體性將更強，大部分土體在0 # 樁之前就發生繞流，以至其位移比樁徑1.5 m時較小。對于1 # 樁，樁徑由1.2 m 增加到1.5 m，1.8 m后，樁體側向位移變化較大，樁頂側向位移變化較小。樁體最大位移由33.01 cm分別減小到24.06，24.13 cm，減小了8.95，8.78 cm，位置也由樁身-13.7 m處變到樁頂。對于2 # 樁，樁徑由1.2 m增加到1.5 m 后，樁頂側向位移由27.93 cm 減小到25.01 cm，減小了2.82 cm，最大位移也由 30.33 cm 減小到25.01 cm，減小了5.32 cm，位置也由樁身-9.7 m 處變到樁頂。當樁徑增加到1.8 m后，2 # 樁體側向位移很小，幾乎為0，但經進一步調整計算模型，計算結論受模型邊界條件影響較大。

工況3：各樁徑下增加錨索方案。

樁徑為1.2 m時，每根樁施加30 t的力，樁頂位移約減少3.15 cm；樁徑為1.5 m 時，每根樁施加30 t的力，樁頂位移約減少2.65 cm。

隨著樁頂位移逐漸被拉回，樁體最大側向位移變化很小，因此，會造成隨著樁頂被往回拉，最大位移與樁頂位移之差將會增大，即“鼓肚子”現象將更加明顯。

工況4：樁徑1.5 m 基礎上加鋼圍堰。

圖5為樁徑1.5 m三排樁基礎上施加鋼圍堰后樁基側向及周圍土體位移云圖。樁徑1.5 m基礎上加鋼圍堰后樁基側向位移結果見表4。

圖5 樁徑1.5 m時基礎上加鋼圍堰三排樁側向位移云圖

表4 樁徑1.5 m基礎上加鋼圍堰樁基側向位移

0 # 樁加鋼圍堰后(預留15 cm)，樁體位移不僅不減小，反而有所增大，云圖顯示在樁深-4.5 m 左右，鋼圍堰已經將樁體頂牢，因此，鋼圍堰僅預留15 cm的距離是不能滿足需要的。

工況5：0 # 臺設雙排總計6 根直徑1.5 m 的樁。

將0 # 臺的單排樁擴成雙排樁，兩排樁間距4 m，0 # 橫梁相應擴大為9.52 m×6.2 m×1.8 m，其余不變。0 # 臺采用雙排樁時樁基側向及周圍土體位移云圖如圖6。0 # 臺采用單排樁與雙排樁側向位移結果對比見表5。

圖6 0 # 臺采用雙排樁時樁基側向位移云圖

表5 0 # 臺采用單排樁與雙排樁時樁基側向位移

工況6：0 # 臺直樁+斜樁。

0 # 臺(直樁+斜樁)側向位移云圖如圖7。0 # 臺采用雙排直樁與直樁+斜樁時樁基側向位移對比見表6。

圖7 0 # 臺(直樁+斜樁)側向位移云圖

表6 0 # 臺采用雙排直樁與直樁+斜樁時樁基側向位移

將0 # 臺雙排直樁換成直樁+斜樁后，對于0 # 樁的側向位移改善比較明顯，樁頂位移減小了11.03 cm，最大側向位移減小了 3.68 cm，但直樁的“鼓肚子”現象變得更加明顯，雙排直樁時樁體最大側向位移與樁頂位移之差為 1.65 cm，而換成直樁+斜樁后直樁的該差值增大到了9.00 cm。

通過以上的有限元模擬可以看出，采用單一工況是難以解決工程面臨的難題的。因此筆者將工況進行合理的組合，再增加一些輔助措施得到了改善后的方案。

2.2 優化后的設計方案

2.2.1 橋梁上部結構形式

保持橋梁跨徑不變，但上部調整為簡支結構，采用空心板，以更能很好地適應可能發生的大變形。為抵抗在極端不利的情況下產生的浮托力，空心板端部采用不銹鋼錨釘固定。

2.2.2 橋梁下部結構形式

根據計算結果，增大樁徑雖然能夠減少樁基側向變形，但效果并不明顯，仍不能滿足樁基的容許變形。故樁基直徑仍采用1.2 m，并通過設置大直徑鋼護筒圍堰減小土體對樁基的推擠作用。

2.2.3 橋臺形式

為進一步減少橋臺臺背的重量，以改善地基的沉降與側向變形的發展，橋臺臺背設置8.0 m×6.0 m 的空箱結構，采用鋼筋混凝土現澆，壁厚0.5 m，橋梁第1跨梁板直接擱置于空箱牛腿上?？障浣Y構下采用了雙排直徑1.5 m的鉆孔灌注樁，正三角形布置，樁底標高-65.0 m，樁基與空箱底部自由接觸，允許發生一定的相對位移，即樁基礎對空箱既提供足夠的豎向承載力，同時對1號、2號等后續樁基提供一定的抵抗土體變形的抗滑作用。

2.2.4 其它輔助措施

1)樁基外側設置鋼護筒圍堰

為保護土體側向位移影響深度范圍內的樁基礎不直接受到淤泥的推擠作用，1～5 # 樁基外側仍設置了鋼護筒圍堰，直徑1.8 m，深度28 m，壁厚15 mm。鋼護筒圍堰與樁基偏心15 cm布置，預留空間為45 cm。

2)錨拉結構

在預計側向位移較大的1～3 # 樁基礎前設置錨墩，底部 3.0 m×3.0 m，頂部2.0×2.0 m，并在鋼護筒圍堰上設置拉環，且持續施加一定的拉力，以減少鋼護筒圍堰的位移，保護橋梁樁基礎。

3)應力消散孔

在1～3 # 樁基前設置位應力散孔，孔徑80 cm，深度28 m。鉆孔完成后，孔內采用毛竹籠及灌注海水防治塌孔。這樣一旦有位移發生，由于毛竹籠剛度小，現行被壓扁變形，消耗了原本作用于樁基上的側向位移，改善了樁基的受力狀況。

圖8為優化后的設計方案。

圖8 優化后的設計方案(局部)(單位：cm)

3 結 論

由于濱海地區地質條件復雜，跨海大橋工程在受到波流力及風荷載的同時，地基沉降問題對橋梁結構影響非常大，甚至直接影響到橋梁結構在后期的運營能力。在地基處理過程中應注意以下幾點：

1)加強對路基沉降的監測，及時掌握不均勻沉降情況。

2)通過沉降監測發現地基不均勻沉降問題時，及時預測地基沉降的發展，分析沉降作用對上部結構的影響。

3)在施工過程中增加附屬措施或者在設計過程中選擇合理的橋梁結構形式以減小地基沉降問題對結構的影響。

筆者結合某在建跨海大橋施工前期沉降觀測發現的地基不均勻沉降問題，及時對沉降趨勢進行了預測，地基不均勻沉降對橋梁樁基豎向及側向位移影響較大，直接影響了工程的質量和進度。通過調查及類比海工工程后提出了幾種處理工況，通過有限元分析得到了不同工況下樁基的受力及位移情況。最后選擇了改變橋梁上、下部結構形式及配套附屬措施的新設計方案。

為配合施工的順利進行，在施工過程中布置了一系列測試元件來觀測結構物的反應。從反饋的動態監測數據看，目前地基不均勻沉降對橋梁結構的影響已經減小，處理方法取得了良好的效果。該橋梁結構地基沉降問題的處理過程及方法為同類濱海地區橋梁建設中對類似地基沉降問題的處理具有重要的參考價值。

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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，四川蒼溪人，教授，博士生導師，主要從事橋梁技術理論與施工技術方面的研究。E-msail:xzf6058@126.com。

10.3969/j.issn.1674-0696.2015.04.01

U445.6

A

1674-0696(2015)04-001-06