柱式橋墩

隨著我國西部大開發，西部高速公路建設迅猛發展。西部山區的地形、地貌、地質條件十分複雜，有些地段生態環境特別脆弱。為了保護西部自然生態環境和山區有限的耕地資源，盡量少挖少填，多架橋樑，故西部山區高速公路橋樑往往架在陡坡上，其橋墩和基礎常採用樁柱一體式。趙明華等研究表明，樁柱式高橋墩樁基可能存在使柱、樁、土三者共同作用體系最為協調的最優柱樁剛度比；對高陡邊坡橋樑基樁內力及位移計算的有限差分法和冪級數解是合理的，並提出了高陡橫坡段橋樑雙樁結構內力位移計算方法；通過室內試驗研究不同組合荷載及載入方式條件下高陡邊坡基樁彎矩及樁頂水平位移的情況。高陡邊坡雙樁柱基礎既具有普通樁基的承荷作用，又具有抗滑樁的阻滑作用，且其高墩會對樁頂水平荷載的作用效果起到放大的作用，中間橫樑又影響了前後排樁的樁身位移，荷載在前後排樁間會重新分配。

陡坡段橋樑基礎的複雜性表現在基樁受荷系統、基礎與橋墩承載機理及陡坡與橋樑的相互作用上：高墩雙樁具有上、中橫樑聯繫，且位於高陡邊坡上，各基樁不僅要承受側向岩土體的水平抗力，同時須承受來自上部的軸向與水平荷載作用，屬於典型的軸、橫向共同受荷樁；由於受力環境的特殊及樁岩土體系相互作用的複雜性，陡坡樁基的承載及樁柱式橋墩承載機理十分複雜。中間橫樑的受力機理、荷載在前後樁間的分配都有待更深入的研究，因此，對高陡邊坡高墩雙樁的研究具有十分重要的意義。

隨著計算機技術的發展，有限單元法不僅應用到邊坡穩定性的分析中，而且在工程各領域得到普及，基於有限元理論的多種大型有限元計算軟體也為人們用有限元法進行計算分析提供了便利的途徑。作者根據湖南西部山區某高速公路陡坡工程地質條件和高陡橫坡橋樑的高墩雙樁基礎工程實例，採用美國大型有限元計算軟體 ADINA，從載入順序、樁周岩（土）體彈性模量、墩高變化、樁徑變化、樁間距變化、混凝土等級變化等多種因素對樁基承載特性的變化進行了有限元分析，以便為高陡邊坡高墩雙樁的設計和施工提供參考。

幾何與物理力學參數

根據湖南西部山區張（家界）花（垣）高速公路某陡坡雙樁柱式橋墩的工程實際情況，建立三維有限元模型。模型樁周岩（土）體分簡化為3層，模擬厚度分別為22m、18m、20m，從上至下依次為強風化岩層、中風化岩層、微風化岩層；整個模型長60m（Y方向），寬40m（X方向）；樁柱所在陡坡坡度為45°。樁柱直徑為1．5m，樁柱長44m，樁間距為7．0m。在墩頂和樁身中段各有一根聯繫梁；嵌岩深度4m。

結合橋墩實際受力情況，分別在墩頂加豎向荷載120MN和在坡頂施加120kPa，用來模擬樁柱式橋墩的沉降特性。在計算機模擬過程中分為10步逐漸將荷載等步長進行施加，在模型四周設立垂直模型表面的約束，但是定義坡頂和坡面為自由面。對岩體採用長度為4m的4節點三稜錐單元劃分，樁身採用長0．5m的三稜錐單元劃分，對樁土接觸面的岩體用0．5m的長度進行加密劃分，對樁端和墩頂用0．1m的長度進行加密劃分。岩體採用 Mohr－coulomb模型，樁身材料定義為各向同性材料。

2．1 墩頂豎向荷載

在墩頂荷載120MN時，雙樁柱橋墩墩頂的沉降變化情況。前、后樁柱墩頂（靠近坡底的為前樁柱墩、靠近坡頂的為後樁柱墩）的沉降都隨樁頂荷載的增加而增加，並且基本呈線性關係，這基本符合理論計算的結果。但是，前墩頂的沉降量要比后墩頂的沉降量大些，這是由於后樁柱的入土深度較前樁柱的大，樁周土體所能提供的樁側摩阻力也較前排樁的大。隨著墩頂荷載的增加，前、后樁柱墩頂的沉降的差值越來越大，這因為樁周摩阻力的發揮在豎向荷載的激發下是沿深度逐漸發揮的。

2．2 坡頂荷載

坡頂荷載不同於墩頂的集中荷載，它是通過傳力板施加到坡的頂面，因此是屬於均布的面荷載。僅在坡頂荷載作用下墩頂沉降變化情況。雖然墩頂沒有荷載直接作用，但是在坡頂荷載的作用下樁柱也受到影響，這是因為坡頂荷載使樁周（岩）土體產生壓縮變形，樁與樁周（岩）土體就會發生相對位移，樁身就受到負摩阻力的作用而產生豎向位移，從而在墩頂發生相應的沉降。隨著坡頂荷載的增大，前、后樁柱的墩頂沉降都增加，后樁柱墩頂的沉降量較前樁墩的大，這是由於坡頂荷載優先傳遞到后樁；但是隨著坡頂荷載的增加，前、后樁柱墩頂的沉降差值越來越小，只是由於荷載增加，應力擴散的範圍與深度都在增大，使得兩樁之間的應力差值逐漸縮小。

2．3 樁柱混凝土等級

隨著樁柱橋墩混凝土強度等級的提高，兩樁柱墩頂的沉降量都減小，這是由於隨著混凝土強度的提高，其彈性模量也在相應增大，則樁柱的彈性變形量減少；但是前樁柱的墩頂沉降量要比后樁柱的墩頂的沉降大，這是因為墩頂沉降主要由墩身彈性壓縮變形和墩底即樁端（岩）土壓縮變形構成，前樁柱入土深度小，樁周側摩擦阻力小，則樁端附加應力較大，則樁端以下（岩）土層的壓縮變形量就相應較大。

2．4 樁間距

在豎向荷載150MN作用時，在樁間距分別為5m、6m、7m、8m、9m時雙樁柱墩頂頂的沉降變化情況。由圖6可知，墩頂沉降隨著樁間距的增加而增加，但是前樁柱墩頂沉降的增加幅度較后樁柱墩頂的沉降明顯。保持后樁柱的入土深度不變和樁長不變時，隨著樁間距的增加，前樁柱的入土深度減小，這時樁周土體對前樁柱提供的樁側摩阻力和樁周（岩）土體抗力都有所減小，而後樁柱的樁側摩阻力和樁（岩）土體抗力基本不變。故前樁柱墩頂的沉降增加明顯。

2．5 樁徑

在豎向荷載150MN作用下樁徑的增大對墩頂沉降的影響。隨著樁徑的增加樁頂的沉降明顯的減小。當樁徑增加時，樁側的側摩阻力增加，則樁端附加應力就相應減少。

2．6 樁周岩（土）彈性模量的影響

樁基的承載變形性狀與樁周（岩）土的剛度密切相關，而彈性模量是衡量（岩）土的剛度特徵的關鍵參數之一。在豎向荷載150MN作用下樁周（岩）土的彈性模量的增大對墩頂沉降的影響。樁柱墩頂的沉降隨著樁周（岩）土體彈性模量的增大而減小。樁周土體的彈性模量越高，樁端以下壓縮（岩）土層的變形量就越小，前樁柱墩頂的沉降量大表示墩身的彈性變形量與樁端以下（岩）土壓縮變形量之和較后樁柱的要大。

a．在陡坡雙樁柱式橋墩墩頂總沉降量與墩頂豎向荷載、坡頂荷載、樁周（岩）土的彈性模量、樁間距、樁徑、樁柱混凝土強度等級等因素都有關。

b．在一定的墩頂豎向荷載作用下，不論樁周（岩）土的彈性模量、樁間距、樁徑、樁柱混凝土強度等級如何變化，前樁柱墩頂的總沉降量總是比后樁柱墩頂的要大；但是，在坡頂荷載作用下，其墩頂沉降變化規律則相反。

c．隨著墩頂豎向荷載、坡頂荷載、樁間距的增加，雙樁柱墩頂總沉降量相應增大，但是其增量不同；且不論是在墩頂豎向荷載作用，還是坡頂荷載單獨作用，前樁柱墩頂的沉降增量總比后樁柱墩頂的要大。

d．在一定的墩頂豎向荷載作用下，隨著墩周（岩）土的彈性模量、樁徑、樁柱混凝土強度等級的增加，雙樁柱墩頂的總沉降量都減少，且其減幅基本相同。

近年來，隨著交通運輸業的快速發展，橋樑數量不斷增加, 水上航運日益繁忙。由於船舶交通量的持續增長, 船舶撞擊橋墩事件時有發生。我國對橋樑受船舶撞擊作用的研究一般重點關注於大跨徑橋樑的主墩防撞、船舶撞擊概率和撞擊力等方面, 但對於大量的跨越較低等級航道的橋樑中普遍使用的樁柱式下部結構能否滿足船舶撞擊要求亦是橋樑設計人員必須考慮的問題。本文以浙江省某8 車道高速公路中跨越6 級航道的1 座橋樑為研究對象。該橋處於浙江省杭嘉湖沖湖積平原區, 地形平坦開闊，地質表部為沖湖積粉質粘土層，下卧層為海積流塑狀淤泥質粉質粘土、軟塑狀粉質粘土層。橋樑上部結構採用30 m 跨徑的先簡支后連續小箱梁結構，橋面寬20.5 m;下部結構採用4柱式樁柱結構橋墩, 橋墩橫向軸線沿水流方向設置。樁徑1.5 m, 樁間距5 .25 m ,樁基長約40 .0 m ,樁頂設置橫系梁(120 cm×100 cm), 柱徑1.3 m, 柱頂設置蓋梁(160 cm×160 cm)。樁基和橫系梁採用C25混凝土, Ec=2.8×10M Pa,立柱採用C30混凝土, Ec= 3 .0×10M Pa 。

按《公路橋樑設計通用規範》中規定的船撞力，採用有限元軟體ANS YS對橋墩進行船撞分析。分別建立1 個4 柱式橋墩的三維實體有限元模型和一聯三跨的全橋空間桿系有限元模型。全橋空間桿系有限元模型的作用, 一是考察船撞擊作用下立柱、橫系梁、樁基等下部構造的彎矩和內力, 二是得到蓋梁各支座處的位移或支反力, 並將此位移或支反力作為邊界條件施加給橋墩三維實體有限元模型。在滿足計算需要的基礎上，對空間桿系模型的上部結構進行了適當簡化。橋墩三維實體模型單元總數為9 620 ,節點總數為11 456 ,樁基、立柱、橫系梁、蓋梁採用8 節點六面體單元Solid45 ,在個別銜接處和形狀複雜部位採用20節點六面體高次單元Solid95 ,這2 種單元的節點均為3 個自由度(U x,U y,U z)。全橋空間桿系模型單元總數為1 365 ,節點總數為1 290 ,上部結構和下部結構均採用2 節點空間梁單元Beam4 ,每節點6 個自由度(U x,U y,U z,R x,Ry,Rz)。採用1 個空間梁單元Beam4 與1 個單向受壓接觸單元Contac52串聯的形式來近似模擬每塊板式橡膠支座，這種方法既可以模擬出支座的豎向剛度和水平剛度，又可以模擬支座的單向受力特性。橋位處地質以粘土為主，樁土效應比較明顯，在空間桿系模型和三維實體模型中, 樁與土之間均採用單向受壓的接觸單元Contac52 ,接觸單元的彈簧剛度按樁周土的模量來換算，樁基底部則施加固端約束。

船舶對樁基的撞擊力按《公路橋樑設計通用規範》第4 .4.2條表4 .4.2-1 中的規定來考慮。對6 級內河航道，代表的船舶噸級為100 t ,橫橋向撞擊作用取250 kN ,順橋向撞擊作用取200 kN(折減50%,最終取100 kN)。撞擊點假定為計算通航水位以上2 m 處，撞擊力按集中力作用在1 號橋墩立柱上。為研究船舶橫橋向撞擊和順橋向撞擊下的橋墩受力以及樁頂設置橫系梁與否對橋墩受力的影響 ,共考慮 4 個工況。工況 1 :樁頂設置橫系梁 ,橫橋向撞擊 ;工況 2 :樁頂不設置橫系梁, 橫橋向撞擊；工況3 :樁頂設置橫系梁, 順橋向撞擊；工況 4 :樁頂不設置橫系梁, 順橋向撞擊。在對樁頂不設置橫系梁的工況進行計算時 ,依然採用上述模型，只需將模型中橫系梁部分的單元去掉即可。各模型和計算結果中, 應力以拉為正 ,壓為負。

在工況 1 、工況 2 下橋墩的彎矩分佈可知 ,工況 2 下，被直接撞擊的 1 號橋墩的柱頂和蓋梁銜接處的負彎矩達到 -482 .68kN ·m ,撞擊點處的柱身正彎矩達到 422 kN ·m 。而 2 ～ 4 號橋墩的立柱和樁基的彎矩均很小, 且分佈規律及彎矩值近乎相等 , 都在 ±100 kN ·m 以內。可見船舶的撞擊力基本全部被直接撞擊的橋墩(即1 號橋墩)承擔。在工況 1 下 ,1 號橋墩中的彎矩明顯減小, 且彎矩沿標高方向的整體形態發生顯著變化。柱頂處的負彎矩減小為 -202 .54 kN ·m , 為工況 2 時的42 %,撞擊點處的柱身彎矩減小為 290 .23 kN ·m ,為工況 2 時的 60 %。與此同時, 2～ 4 號橋墩的立柱中的彎矩依然較小 ,但各根樁樁頂處的彎矩卻顯著增大 ,達到 170 ～ 221 kN ·m 。可見 ,在橫橋向的船舶撞擊作用下 ,橫系梁起到了對橋墩的立柱和樁基的彎矩重分配作用, 被直接撞擊的橋墩的立柱和樁基的彎矩大幅降低, 其他樁基中的彎矩則顯著增加 , 橫系梁把各橋墩的立柱和樁基連接成一個框架, 共同受力 ,橫橋向的撞擊力通過橫系梁傳遞給其他樁基來共同承擔。工況 1 、工況 2 下橋墩三維實體模型。工況 1 、工況 2 下，在立柱和樁基範圍內的最大應力均為 13 .3 M Pa ,都發生在撞擊力作用部位, 但這個高應力區域在墩身橫截面上的分佈範圍有限，僅為 5 ～ 10 cm ,超出此範圍后應力值即衰減至正常水平。可見橫系梁設置與否對撞擊處的墩身橫截面的應力最大幅值無明顯影響。但設置橫系梁后, 1號橋墩除撞擊點以外的其他區域的應力均有所降低 ,高應力區域明顯減少，墩身最大位移也大幅降低，而其他幾根橋墩的應力略有增加。4 順橋向撞擊分析工況 3 、工況 4 下橋墩的彎矩分佈見圖 6 。由圖6 可知 ,工況 4 下，被直接撞擊的 1 號橋墩的柱頂和蓋梁銜接處的負彎矩為-103 .33 kN·m ,撞擊點處的柱身正彎矩為217 .12 kN ·m 。2 ～4 號橋墩的立柱和樁基的彎矩基本很小, 在±100 kN·m以內依次減小。可船舶的撞擊力主要被直接撞擊的1 號橋墩所承擔, 而2～4號橋墩受到的影響依次減小。

在工況3 下,1 ～4 號橋墩中的彎矩有些變化，但變化不大。被直接撞擊的1 號橋墩的墩頂處負彎矩為-64.92 kN·m,為工況4時的63%, 撞擊點處的柱身彎矩為198 .73 kN ·m ,為工況4 時的92 %,墩身在橫系梁處的彎矩出現一個小台階。2 ～4 號橋墩的立柱和樁基中的彎矩基本沒變化, 僅鄰近的2 號橋墩的墩身在工況3 下的彎矩比工況4 下的略微增大，且彎矩分佈規律有少許變化。可見，在順橋向的船舶撞擊作用下，橫系梁起到的作用有限，設置橫系梁與否，對各橋墩的彎矩影響不大。雖然橫系梁把各橋墩的立柱和樁基連接成框架，但這個框架平面與順橋向的船舶作用力相垂直, 所以框架未能起到顯著的內力重分配的作用。相比之下，橫橋向撞擊時，這個框架平面與撞擊力在同一個平面上，所以框架的內力重分配效應顯著。

工況3 、工況4 下橋墩三維實體模型沿著被撞擊的1 號橋墩順橋向中心面的剖面豎向正應力。工況3 、工況4 下，在立柱和樁基範圍內的最大應力均為5 .3 MPa ,都發生在撞擊力作用部位，但這個高應力區域在墩身橫截面上的分佈範圍有限, 僅為3 ～5 cm ,超出此範圍后應力值即衰減至正常水平。此外，在設置橫系梁后，各橋墩的立柱和樁基中的應力幅值和分佈規律與不設置橫系梁時相比, 無顯著變化。但1 號橋墩的最大位移略有降低，但降低的幅度有限, 僅為8.7%。可見在順橋向撞擊作用下，橫系梁起到的作用很小，與空間桿系分析得出的結論相一致。

(1)從計算的情況來看，樁基尺寸擬定比較合理，能滿足現行規範中所規定船撞力的撞擊要求。但在設計中，為避免橋墩受撞擊后局部受損，在撞擊範圍內建議局部配筋加強。

(2)橋墩橫系梁的設置對下部結構提高橫向抗撞能力很有必要。在橫橋向船舶撞擊作用下，設置橫系梁可使橋墩的立柱和樁基組成框架, 共同受力，對各橋墩的立柱和樁基的彎矩起到重分配作用。被直接撞擊的橋墩的立柱和樁基彎矩大幅減小，其他樁基中的彎矩則顯著增加。橫橋向撞擊力通過橫系梁傳遞給其他樁基來共同承擔。橫系梁設置對撞擊處的墩身橫截面的應力最大幅值無明顯影響。但設置橫系梁后, 被直接撞擊的橋墩除撞擊點以外的其他區域的應力均有所降低，高應力區域明顯減少, 墩身最大位移也大幅降低，而其他幾根橋墩的應力略有增加。

在順橋向的船舶撞擊作用下, 橫系梁起到的作用有限，設置橫系梁與否，對各橋墩的立柱和樁基中的彎矩、應力影響不大，僅位移略有降低。橫系梁和橋墩的立柱及樁基組成的框架體系與船舶作用力相垂直，框架未能起到顯著的內力重分配的作用。

鋼管混凝土結構屬於鋼—混凝土組合結構中的一種, 愈來愈被國內外土木建築界所重視, 一致公認是一種具有優異性能的結構, 也自然地被廣泛應用於工程實際。文中通過在臨汾—侯馬高速公路趙康樞紐中K46+596 .5 處跨線橋中2 號橋墩墩身採用圓形鋼管混凝土結構, 就鋼管混凝土結構在柱式墩中的應用進行介紹。

1)藉助內填普通混凝土以增強鋼管的穩定性;

2)鋼管對核心混凝土的“約束”作用或國內稱之為“套箍”作用, 使核心混凝土處於三向受壓狀態, 從而使核心混凝土具有更高的抗壓強度和變形能力。故鋼管混凝土本質上屬於套箍混凝土。它除了具有一般套箍混凝土的強度高優點外, 尚具有重量輕、塑性好、耐疲勞、耐衝擊和施工簡便、技術經濟效益好等許多獨特的優點。

2.1橋型方案回顧

大運高速公路臨汾—侯馬段趙康樞紐為河津—晉城高速公路與其“十字”交叉而設置, 該跨線橋是為河津—晉城高速公路於M K 1+469 .097(臨汾—侯馬高速公路K46 +549 .719)處上跨主線而設置的一座橋樑。本橋上部採用4 m ～30 m 裝配式預應力混凝土連續箱梁；下部結構1號, 3號橋墩採用柱徑為1.3 m的圓柱式墩身, 2號橋墩採用柱徑為1.04 m鋼管混凝土圓柱式墩身，肋板式橋台, 鑽孔灌注樁基礎, 橋樑全長為126 m。

2 .2 下部結構的確定

橋樑在擬定橋跨形式和上部結構形式后, 就要進行下部結構的幾何設計。通過計算, 墩身採用柱徑為1.3 m的圓柱式墩身，從強度、配筋以及變形上均比較合理。由於2 號橋墩位於主線的中央分隔帶內(中央分隔帶寬1.5 m), 若柱徑採用1.3 m, 則不能滿足JT J 001-97 公路工程技術標準中2 .0.4 公路建築限界中關於中央分隔帶的相關規定, 因此2號橋墩柱徑不應大於1.0 m。

若2 號橋墩墩身柱徑採用1.0 m ,通過對墩身計算，由於其剛度較小, 變形較大；配筋計算后, 縱向受拉鋼筋需36Υ28, 主筋凈距為4.8 cm ,不能滿足JT J 023-85 公路鋼筋混凝土及預應力混凝土橋涵設計規範, 第6.4.1條關於縱向受拉鋼筋的凈距不小於5 cm 的規定。因此2 號橋墩的墩身必須進行特殊設計。

綜合以上計算分析, 2號橋墩既要滿足公路建築限界的要求，還要確保結構的安全可靠, 同時要兼顧經濟和美觀。由於鋼管本身就是鋼筋, 它兼有縱向鋼筋(受拉和受壓)和橫向箍筋的作用，可有效地減少縱筋的使用量, 配置縱筋的目的是結構構造或連接等方面的要求。

1)鋼管混凝土宜採用泵送頂升或連續拋落振搗澆灌, 宜採用內部插入式振搗器振搗, 一次澆灌高度不應超過振搗器工作的有效範圍, 同時可輔以附著式振搗器。

2)鋼管內的混凝土澆築工作宜連續進行, 必須停歇時, 間歇時間不應超過混凝土的終凝時間。一般不應預留施工縫, 必要時, 應將管口封閉。再次澆築時, 應灌一層強度等級不低於混凝土的水泥砂漿找平層, 厚度為 10 cm ～ 20 cm 。

3)鋼管內混凝土的澆灌質量, 可用敲擊鋼管的方法進行初步檢查, 如有異常, 則採用超聲波檢測, 對不密實的部位, 應採用鑽孔壓漿法進行補強, 然後將鑽孔補焊封固。

趙康樞紐跨線橋在跨越主線高速公路時, 由於受諸多客觀因素的影響, 2 號橋墩需要特殊設計。在 2 號橋墩(雙柱式橋墩)的墩身設計中採用了鋼管混凝土結構, 充分利用了鋼管混凝土結構承載力高, 塑性和抗震性能優越的優點, 有效地減小了墩身的構造尺寸, 在滿足建築限界要求的同時, 滿足結構設計的合理、安全、可靠和美觀的要求。鋼管混凝土結構作為一種新型的組合結構, 不僅使用於高層建築、大跨徑橋樑等一些特殊的大型土木工程, 還可以解決一些有特殊要求的構件, 可供工程技術人員參考。