成都沱江大橋主橋下部結構設計

蔣仕持

[同濟大學建筑設計研究院（集團）有限公司，上海市200092]

1 工程概況

金簡仁快速路二期沱江大橋段位于成都市簡陽市及東部新區，起點樁號K 26+100，止點樁號K 30+400，長4.3 km。道路等級為一級公路兼城市快速路，雙向10 車道，主線設計時速80 km/h,輔道設計時速40 km/h；城鎮段標準路基寬度64 m，非城鎮段標準路基寬度48 m。

跨沱江特大橋是全線的景觀亮點工程，承載著成都“東進第一橋”的重要使命，建成后的沱江大橋將是東部新城的重要地標建筑。主橋起點樁號K 27+322，終點樁號K 28+285，主橋、引橋全長963 m。主橋為（45+185+238+45）m=513 m 空間非對稱曲線形獨塔扭索面斜拉橋，標準橋寬64 m，橋面以上主塔高140 m，橋面以下主塔高33.2 m。主橋采用塔梁全固結體系，主塔及主梁均采用鋼結構，主塔基礎、輔助墩、過渡墩均采用鋼筋混凝土結構，基礎形式為鉆孔灌注樁基礎。引橋上部采用預制預應力小箱梁結構，下部采用蓋梁+立柱+樁基礎形式。主橋立面布置見圖1，三維空間模型示意見圖2。

圖1 主橋立面布置（單位：m）

圖2 主橋三維空間模型示意

2 建設條件

2.1 地形與水文

橋位處于簡陽市長江一級支流沱江中游，地貌屬沱江一級階地河流沖積平壩、丘陵地貌，地層主要為新生界第四系全新統沖洪積層。橋位處沱江左岸（東側）為凸岸，受淤積岸坡較緩，為大片的農田；右岸為凹岸，受沖刷岸坡較陡。

沱江屬非閉合流域，流域內徑流主要來自降水。橋址處河段枯水期河面寬在160～400 m，平均寬度為230 m，測量時水面寬度約275 m，水流較緩，水深最大約16.0 m，汛期為每年的5—9月。主橋設計采用300 a 一遇洪水位為399.94 m，施工水位采用20 a 一遇洪水位398.13 m，常水位為392.3 m。

2.2 地質條件

橋位處地層主要有第四系人工填土（Qml4），第四系全新統沖洪積（Qal+pl4）成因的粉質黏土、粉土、卵石及侏羅系上統蓬萊鎮組（J3P）強風化砂質泥巖、粉砂巖及中風化砂質泥巖、粉砂巖。

河槽處頂層部分區域為卵石薄層，部分區域為裸露的中分化砂質泥巖或粉砂巖，下臥層中風化砂質泥巖和粉砂巖豎向間隔分布（見圖3）。中風化砂質泥巖單軸飽和抗壓強度標準值為3.0 MPa，地基承載力特征值400 kPa；中風化粉砂巖分別為11 MPa 和1 000 MPa。

圖3 主橋地質剖面圖

2.3 航道條件與船撞設計值

通航標準規劃為內河V 級航道，通航凈空105×8 m；最高、最低通航水位分別為396.32 m 與390.54 m。

主通航孔基礎防撞能力按500 t船舶的撞擊力作為設計值，橫橋向撞擊力設計值為400 kN，順橋向撞擊力設計值為350 kN。

3 主塔基礎設計

3.1 基礎荷載計算

通過Midas 建立全橋三維有限元分析模型，施加的荷載包括恒載、汽車荷載、汽車制動力、人群荷載、溫度荷載（分別考慮整體升降溫、橋面板梯度溫度、雙塔間溫差、索塔溫差）、風荷載和船撞荷載。另外，單獨建模計算地震荷載。上游側塔底反力見表1。

表1 上游側塔底反力

由于獨特的索塔構造，導致下部結構受力復雜。從表1 可知塔底反力有如下特點：恒載反力占總荷載的比例大；恒載軸力縱橫向偏心大，縱向偏心2.48 m，橫向偏心0.79 m；存在可觀的扭矩。另外，索力的調整會顯著影響塔底縱橫向剪力、彎矩，可使剪力和彎矩比表1 中值增大一倍。

按照《公路橋涵設計通用規范》（JTG D 60—2015）[1]進行荷載組合，除承載能力極限狀態基本組合和正常使用極限狀態外，還包含偶然組合（100 a 風、船撞工況）和地震組合等。每個組合分別按Pmax、Pmin和Mmax為目標得出一組子組合并進行相應驗算。

3.2 基礎設計方案

3.2.1 基礎方案擬定

主塔基礎縱向尺寸主要受如下兩方面控制：一是錨固架尺寸，鋼主塔通過錨固架傳遞荷載到基礎，基礎尺寸應大于錨固架尺寸；二是要控制橋梁占用的河道行洪斷面以滿足防洪要求。

考慮到此處水深較淺，可將基礎埋置于河床內，通過塔座將基礎與主塔相連，塔座內置錨固架。

由于河床基巖埋深淺，沉井基礎下沉困難，不考慮采用沉井基礎。若采用擴大基礎方案，考慮沖刷深度后基礎宜埋入巖面深度4 m 以上。此處上層中風化粉砂巖層僅5 m 多，基礎只能置于承載力較差的中風化砂質泥巖上，基礎平面尺寸需要40 m×35 m，導致材料用量和開挖方量均比樁基礎大，故最后采用樁基礎方案，將樁基嵌入中風化粉砂巖中。

3.2.2 基礎設計

塔座基本尺寸按照錨固架尺寸適當加大，為方便泄洪，在水流方向設置分水肩，形成了六邊形構造。結合主塔外形，塔座設置成類“鵝卵石”的上小下大的六邊形帶圓弧倒角斷面。塔座縱向尺寸28.5 m，橫向尺寸12.1～19.7 m，上塔座高5 m，下塔座高5.9 m。

按照承載力需求擬定了兩種基礎尺寸：20 根直徑2.8 m 灌注樁，承臺尺寸34.6 m×23 m×5.5 m（長×寬×高）；30 根直徑2.2 m 灌注樁,承臺尺寸34.6 m×23 m×4.5 m。直徑2.8 m 灌注樁方案具有施工周期短、樁抗彎抗剪能力大等優點，因此采用此方案。

另外，主塔橫橋向類似于拱結構，上下游側塔底存在相反的水平推力和彎矩，采用系梁將兩塔基礎連接來平衡水平推力，系梁尺寸45.4 m×8 m×5.5 m。由于系梁已置于中風化巖層，系梁底部不另設樁基。

主塔基礎三維模型、塔基礎平面及立面尺寸見圖4、圖5。

圖4 主塔基礎三維模型

圖5 主塔基礎平面及立面尺寸

3.3 基礎計算分析

3.3.1 常規荷載計算

按照3.1 節的荷載組合分別按照《公路鋼筋混凝土及預應力混凝土橋涵設計規范》[2]和《公路橋涵地基與基礎設計規范》[3]對塔座、承臺和樁基進行計算。

塔座截面較大，計算按一排直徑32@ 100 的HRB 400 縱筋時即可滿足要求且正常使用狀態下無裂縫。實際按照偏壓構件0.5% 的最小配筋率要求配置鋼筋，縱筋主要布置于截面外側和塔底錨固架周圍，部分鋼筋與塔底鋼結構焊接。

承臺按照拉壓桿模型進行極限承載力計算，并按規范公式進行沖切計算。承臺底部縱、橫向均配置3 排直徑32@ 150 的HRB 400 縱筋時即可滿足要求。

承臺系梁通過Midas 建立如圖4 所示計算模型，通過線彈簧考慮巖土對樁基的約束作用，求得系梁的設計值并進行驗算。

樁基按嵌巖樁計算承載力，樁基嵌入中風化粉砂巖2D。由于巖層傾斜，上游側承臺樁基長18.5 m，下游側14 m。

3.3.2 樁基扭轉荷載計算

由于獨特的索塔構造和拉索布置方式，導致拉索水平面合力方向無法通過基礎中心，因而必然產生扭矩。但目前并無規范對單軸扭轉承載力和群樁扭轉計算作出相應的規定。

現假設樁基礎在扭轉荷載下發生一轉角φ，則承臺和所有樁基樁頂均產生轉角φ，非基礎中心樁還會產生水平位移，其值約等于L×φ（L 為樁到扭轉中心的距離）（見圖6）。因此，樁基扭轉荷載T 可以分解為如下三部分：

圖6 樁基礎扭轉示意

式中：kTC為承臺的抗扭剛度（為土體約束產生的名義剛度，非承臺自身扭轉剛度，下同）；kTZi為第i 根樁的樁頂抗扭剛度；kDZi為第i 根樁的樁頂抗推剛度；Li為第i 根樁到基礎中心的距離。

從上式可以看出，承受扭轉荷載的三部分均為扭轉角的函數，具體分配的扭轉值則是按剛度進行分配。由于土體的材料非線性和復雜的應力狀態，上述兩樁基剛度非完全獨立的，因此隨著荷載的變化，同一樁基上述三部分分配的比例也是不斷變化的。

國內外學者對單樁和群樁的扭轉問題做了許多理論和試驗研究。在單樁扭轉方面，Stoll[4]在沙土中對兩根圓形鋼管樁進行了扭轉試驗，得到了沙土中樁頂扭矩-轉角曲線，曲線存在非線性上升段、平臺段和急劇破壞段。Poulos[5]利用彈性理論建立了均質土、剪切模量和黏聚力隨深度線性增加的土的樁基扭矩-轉角公式，并在高嶺土中進行單樁扭轉試驗，結果表明公式在線性段吻合很好。Misra[6]等通過數值法迭代求解出單樁多層土體的扭轉問題。周新軍[7-9]給出了非均勻單層地基中單樁處于彈性、部分塑性和完全塑性的解析解，隨后通過鋁合金管模擬樁基進行小比例尺模型試驗，研究了單樁在豎向和扭轉荷載共同作用下在多層不同土體的特性，試驗表明表層土體對單樁極限承載力貢獻最大，存在扭矩時樁的豎向極限承載力會下降，軸力在不同土層分布時對樁扭轉承載力有正面或負面的影響。程昊等[8]對扭轉荷載下嵌巖樁的扭轉特性進行了研究。在群樁扭轉方面，劉云云等[10]對8 個小比例尺嵌巖樁基礎模型進行了試驗，荷載包含軸力、彎矩、剪力和扭矩，結果表明嵌巖樁中單樁轉動抗扭承載的扭矩占比較小，建議為16%～20%；孔令剛[11-12]等對1×2、2×2和3×3 的樁基礎在松砂和密砂中進行了扭轉離心機試驗，發現群樁基礎扭轉承載力無明顯的峰值，單樁轉動抗扭承載的扭矩占比隨著樁基規模變大而變小，在3×3 的樁基中占比25% 以下，樁基扭轉也存在“陰影效應”。

結合上述研究和本工程實際情況，考慮到水流沖刷，不計式（1）中的第一項承臺的貢獻。為研究后兩項占比，通過Midas 建立基礎扭轉分析模型。通過線彈簧考慮巖土對樁基的水平、豎向約束作用，沿樁身施加扭轉彈簧考慮巖石對樁身扭轉的約束作用，約束樁底的扭轉剛度來考慮巖石對樁底扭轉的約束作用，建立表2 四種模型（模型1、2 樁長取上游側承臺樁長）。角樁剪力和單樁轉動抗扭承載的扭矩占比見表3。

表2 樁基礎抗扭分析模型

表3 模型結果

上述結果表明，大規模樁基扭轉荷載主要由樁頂水平剪力承載，而單樁轉動抗扭承載的比例很小，設計上可直接按式（1）的第3 項計算樁頂剪力[見式（2），假設各樁kDZi一致]，本項目計算出的角樁剪力為925.2 kN，與模型計算結果相差很小。

疊加扭轉荷載后，單樁最大剪力和彎矩分別增大了33% 和19%。可見扭矩對樁基受力影響較大，設計上不應忽略。

4 輔助墩、過渡墩設計

為與主塔風格統一，輔助墩和過渡墩墩身均采用V 型構造.輔助墩墩頂設置系梁，過渡墩設置蓋梁。基礎均為樁基礎，設置8 根1.8 m 樁，樁底進入中分化粉砂巖2D 以上。

恒載工況下，輔助墩和過渡墩處均存在較大的水平力，為合理分配水平力，在左右幅橋墩頂均設置低模量彈性體，左右幅橋墩共同承擔水平力，從而結構受力更合理。

5 基礎施工方案和防船撞措施

水中樁基采用搭設棧橋和施工平臺的方法施工，承臺圍堰采用鎖扣鋼管樁振動錘下沉方案，圍堰高度高于20 a 一遇水位，承臺及塔座均現澆。岸上基礎采用常規現澆施工方法。

防船撞措施為：在主塔基礎和航跡線之間設置兩處三樁獨立基礎防撞墩，防撞系統之間用錨鏈連接，錨鏈上掛浮筒和重力錨。

6 結語

本文介紹了沱江大橋主橋這一空間非對稱曲線形獨塔扭索面斜拉橋的基礎設計方案，結合此橋型的受力特點，詳細敘述了基礎設計的思路與過程，可為類似工程的基礎設計提供參考和借鑒。另外，對群樁基礎扭轉問題進行了研究，結果表明大規模群樁基礎扭轉荷載主要由樁頂水平力承擔，樁頂水平力可按文中公式計算，設計上不應忽略扭矩對樁基受力的影響。