柱式桥墩指的是墩身由一个或几个立柱所组成的桥墩。柱式桥墩一般根据桥梁的所在环境确定，一般采用柱式桥墩的结构方便与泄洪作用，工程中桥墩立柱一般采用圆柱形，采用矩形立柱的桥墩一般少见，多用于沿河流走向的高架桥。

随着我国西部大开发，西部高速公路建设迅猛发展。西部山区的地形、地貌、地质条件十分复杂，有些地段生态环境特别脆弱。为了保护西部自然生态环境和山区有限的耕地资源，尽量少挖少填，多架桥梁，故西部山区高速公路桥梁往往架在陡坡上，其桥墩和基础常采用桩柱一体式。赵明华等研究表明，桩柱式高桥墩桩基可能存在使柱、桩、土三者共同作用体系最为协调的最优柱桩刚度比；对高陡边坡桥梁基桩内力及位移计算的有限差分法和幂级数解是合理的，并提出了高陡横坡段桥梁双桩结构内力位移计算方法；通过室内试验研究不同组合荷载及加载方式条件下高陡边坡基桩弯矩及桩顶水平位移的情况。高陡边坡双桩柱基础既具有普通桩基的承荷作用，又具有抗滑桩的阻滑作用，且其高墩会对桩顶水平荷载的作用效果起到放大的作用，中间横梁又影响了前后排桩的桩身位移，荷载在前后排桩间会重新分配。

陡坡段桥梁基础的复杂性表现在基桩受荷系统、基础与桥墩承载机理及陡坡与桥梁的相互作用上：高墩双桩具有上、中横梁联系，且位于高陡边坡上，各基桩不仅要承受侧向岩土体的水平抗力，同时须承受来自上部的轴向与水平荷载作用，属于典型的轴、横向共同受荷桩；由于受力环境的特殊及桩岩土体系相互作用的复杂性，陡坡桩基的承载及桩柱式桥墩承载机理十分复杂。中间横梁的受力机理、荷载在前后桩间的分配都有待更深入的研究，因此，对高陡边坡高墩双桩的研究具有十分重要的意义。

随着计算机技术的发展，有限单元法不仅应用到边坡稳定性的分析中，而且在工程各领域得到普及，基于有限元理论的多种大型有限元计算软件也为人们用有限元法进行计算分析提供了便利的途径。作者根据湖南西部山区某高速公路陡坡工程地质条件和高陡横坡桥梁的高墩双桩基础工程实例，采用美国大型有限元计算软件 ADINA，从加载顺序、桩周岩（土）体弹性模量、墩高变化、桩径变化、桩间距变化、混凝土等级变化等多种因素对桩基承载特性的变化进行了有限元分析，以便为高陡边坡高墩双桩的设计和施工提供参考。

几何与物理力学参数

根据湖南西部山区张（家界）花（垣）高速公路某陡坡双桩柱式桥墩的工程实际情况，建立三维有限元模型。模型桩周岩（土）体分简化为3层，模拟厚度分别为22m、18m、20m，从上至下依次为强风化岩层、中风化岩层、微风化岩层；整个模型长60m（Y方向），宽40m（X方向）；桩柱所在陡坡坡度为45°。桩柱直径为1．5m，桩柱长44m，桩间距为7．0m。在墩顶和桩身中段各有一根联系梁；嵌岩深度4m。

结合桥墩实际受力情况，分别在墩顶加竖向荷载120MN和在坡顶施加120kPa，用来模拟桩柱式桥墩的沉降特性。在计算机模拟过程中分为10步逐渐将荷载等步长进行施加，在模型四周设立垂直模型表面的约束，但是定义坡顶和坡面为自由面。对岩体采用长度为4m的4节点三棱锥单元划分，桩身采用长0．5m的三棱锥单元划分，对桩土接触面的岩体用0．5m的长度进行加密划分，对桩端和墩顶用0．1m的长度进行加密划分。岩体采用 Mohr－coulomb模型，桩身材料定义为各向同性材料。

2．1 墩顶竖向荷载

在墩顶荷载120MN时，双桩柱桥墩墩顶的沉降变化情况。前、后桩柱墩顶（靠近坡底的为前桩柱墩、靠近坡顶的为后桩柱墩）的沉降都随桩顶荷载的增加而增加，并且基本呈线性关系，这基本符合理论计算的结果。但是，前墩顶的沉降量要比后墩顶的沉降量大些，这是由于后桩柱的入土深度较前桩柱的大，桩周土体所能提供的桩侧摩阻力也较前排桩的大。随着墩顶荷载的增加，前、后桩柱墩顶的沉降的差值越来越大，这因为桩周摩阻力的发挥在竖向荷载的激发下是沿深度逐渐发挥的。

2．2 坡顶荷载

坡顶荷载不同于墩顶的集中荷载，它是通过传力板施加到坡的顶面，因此是属于均布的面荷载。仅在坡顶荷载作用下墩顶沉降变化情况。虽然墩顶没有荷载直接作用，但是在坡顶荷载的作用下桩柱也受到影响，这是因为坡顶荷载使桩周（岩）土体产生压缩变形，桩与桩周（岩）土体就会发生相对位移，桩身就受到负摩阻力的作用而产生竖向位移，从而在墩顶发生相应的沉降。随着坡顶荷载的增大，前、后桩柱的墩顶沉降都增加，后桩柱墩顶的沉降量较前桩墩的大，这是由于坡顶荷载优先传递到后桩；但是随着坡顶荷载的增加，前、后桩柱墩顶的沉降差值越来越小，只是由于荷载增加，应力扩散的范围与深度都在增大，使得两桩之间的应力差值逐渐缩小。

2．3 桩柱混凝土等级

随着桩柱桥墩混凝土强度等级的提高，两桩柱墩顶的沉降量都减小，这是由于随着混凝土强度的提高，其弹性模量也在相应增大，则桩柱的弹性变形量减少；但是前桩柱的墩顶沉降量要比后桩柱的墩顶的沉降大，这是因为墩顶沉降主要由墩身弹性压缩变形和墩底即桩端（岩）土压缩变形构成，前桩柱入土深度小，桩周侧摩擦阻力小，则桩端附加应力较大，则桩端以下（岩）土层的压缩变形量就相应较大。

2．4 桩间距

在竖向荷载150MN作用时，在桩间距分别为5m、6m、7m、8m、9m时双桩柱墩顶顶的沉降变化情况。由图6可知，墩顶沉降随着桩间距的增加而增加，但是前桩柱墩顶沉降的增加幅度较后桩柱墩顶的沉降明显。保持后桩柱的入土深度不变和桩长不变时，随着桩间距的增加，前桩柱的入土深度减小，这时桩周土体对前桩柱提供的桩侧摩阻力和桩周（岩）土体抗力都有所减小，而后桩柱的桩侧摩阻力和桩（岩）土体抗力基本不变。故前桩柱墩顶的沉降增加明显。

2．5 桩径

在竖向荷载150MN作用下桩径的增大对墩顶沉降的影响。随着桩径的增加桩顶的沉降明显的减小。当桩径增加时，桩侧的侧摩阻力增加，则桩端附加应力就相应减少。

2．6 桩周岩（土）弹性模量的影响

桩基的承载变形性状与桩周（岩）土的刚度密切相关，而弹性模量是衡量（岩）土的刚度特征的关键参数之一。在竖向荷载150MN作用下桩周（岩）土的弹性模量的增大对墩顶沉降的影响。桩柱墩顶的沉降随着桩周（岩）土体弹性模量的增大而减小。桩周土体的弹性模量越高，桩端以下压缩（岩）土层的变形量就越小，前桩柱墩顶的沉降量大表示墩身的弹性变形量与桩端以下（岩）土压缩变形量之和较后桩柱的要大。

a．在陡坡双桩柱式桥墩墩顶总沉降量与墩顶竖向荷载、坡顶荷载、桩周（岩）土的弹性模量、桩间距、桩径、桩柱混凝土强度等级等因素都有关。

b．在一定的墩顶竖向荷载作用下，不论桩周（岩）土的弹性模量、桩间距、桩径、桩柱混凝土强度等级如何变化，前桩柱墩顶的总沉降量总是比后桩柱墩顶的要大；但是，在坡顶荷载作用下，其墩顶沉降变化规律则相反。

c．随着墩顶竖向荷载、坡顶荷载、桩间距的增加，双桩柱墩顶总沉降量相应增大，但是其增量不同；且不论是在墩顶竖向荷载作用，还是坡顶荷载单独作用，前桩柱墩顶的沉降增量总比后桩柱墩顶的要大。

d．在一定的墩顶竖向荷载作用下，随着墩周（岩）土的弹性模量、桩径、桩柱混凝土强度等级的增加，双桩柱墩顶的总沉降量都减少，且其减幅基本相同。

近年来,随着交通运输业的快速发展,桥梁数量不断增加, 水上航运日益繁忙。由于船舶交通量的持续增长, 船舶撞击桥墩事件时有发生。我国对桥梁受船舶撞击作用的研究一般重点关注于大跨径桥梁的主墩防撞、船舶撞击概率和撞击力等方面, 但对于大量的跨越较低等级航道的桥梁中普遍使用的桩柱式下部结构能否满足船舶撞击要求亦是桥梁设计人员必须考虑的问题。本文以浙江省某8 车道高速公路中跨越6 级航道的1 座桥梁为研究对象。该桥处于浙江省杭嘉湖冲湖积平原区, 地形平坦开阔,地质表部为冲湖积粉质粘土层,下卧层为海积流塑状淤泥质粉质粘土、软塑状粉质粘土层。桥梁上部结构采用30 m 跨径的先简支后连续小箱梁结构,桥面宽20.5 m;下部结构采用4柱式桩柱结构桥墩, 桥墩横向轴线沿水流方向设置。桩径1.5 m, 桩间距5 .25 m ,桩基长约40 .0 m ,桩顶设置横系梁(120 cm×100 cm), 柱径1.3 m, 柱顶设置盖梁(160 cm×160 cm)。桩基和横系梁采用C25混凝土, Ec=2.8×10M Pa,立柱采用C30混凝土, Ec= 3 .0×10M Pa 。

按《公路桥梁设计通用规范》中规定的船撞力,采用有限元软件ANS YS对桥墩进行船撞分析。分别建立1 个4 柱式桥墩的三维实体有限元模型和一联三跨的全桥空间杆系有限元模型。全桥空间杆系有限元模型的作用, 一是考察船撞击作用下立柱、横系梁、桩基等下部构造的弯矩和内力, 二是得到盖梁各支座处的位移或支反力, 并将此位移或支反力作为边界条件施加给桥墩三维实体有限元模型。在满足计算需要的基础上,对空间杆系模型的上部结构进行了适当简化。桥墩三维实体模型单元总数为9 620 ,节点总数为11 456 ,桩基、立柱、横系梁、盖梁采用8 节点六面体单元Solid45 ,在个别衔接处和形状复杂部位采用20节点六面体高次单元Solid95 ,这2 种单元的节点均为3 个自由度(U x,U y,U z)。全桥空间杆系模型单元总数为1 365 ,节点总数为1 290 ,上部结构和下部结构均采用2 节点空间梁单元Beam4 ,每节点6 个自由度(U x,U y,U z,R x,Ry,Rz)。采用1 个空间梁单元Beam4 与1 个单向受压接触单元Contac52串联的形式来近似模拟每块板式橡胶支座,这种方法既可以模拟出支座的竖向刚度和水平刚度,又可以模拟支座的单向受力特性。桥位处地质以粘土为主,桩土效应比较明显,在空间杆系模型和三维实体模型中, 桩与土之间均采用单向受压的接触单元Contac52 ,接触单元的弹簧刚度按桩周土的模量来换算,桩基底部则施加固端约束。

船舶对桩基的撞击力按《公路桥梁设计通用规范》第4 .4.2条表4 .4.2-1 中的规定来考虑。对6 级内河航道,代表的船舶吨级为100 t ,横桥向撞击作用取250 kN ,顺桥向撞击作用取200 kN(折减50%,最终取100 kN)。撞击点假定为计算通航水位以上2 m 处,撞击力按集中力作用在1 号桥墩立柱上。为研究船舶横桥向撞击和顺桥向撞击下的桥墩受力以及桩顶设置横系梁与否对桥墩受力的影响 ,共考虑 4 个工况 。工况 1 :桩顶设置横系梁 ,横桥向撞击 ;工况 2 :桩顶不设置横系梁, 横桥向撞击;工况3 :桩顶设置横系梁, 顺桥向撞击;工况 4 :桩顶不设置横系梁, 顺桥向撞击。在对桩顶不设置横系梁的工况进行计算时 ,依然采用上述模型,只需将模型中横系梁部分的单元去掉即可。各模型和计算结果中, 应力以拉为正 ,压为负。

在工况 1 、工况 2 下桥墩的弯矩分布可知 ,工况 2 下,被直接撞击的 1 号桥墩的柱顶和盖梁衔接处的负弯矩达到 -482 .68kN ·m ,撞击点处的柱身正弯矩达到 422 kN ·m 。而 2 ～ 4 号桥墩的立柱和桩基的弯矩均很小, 且分布规律及弯矩值近乎相等 , 都在 ±100 kN ·m 以内 。可见船舶的撞击力基本全部被直接撞击的桥墩(即1 号桥墩)承担。在工况 1 下 ,1 号桥墩中的弯矩明显减小, 且弯矩沿标高方向的整体形态发生显著变化。柱顶处的负弯矩减小为 -202 .54 kN ·m , 为工况 2 时的42 %,撞击点处的柱身弯矩减小为 290 .23 kN ·m ,为工况 2 时的 60 %。与此同时, 2～ 4 号桥墩的立柱中的弯矩依然较小 ,但各根桩桩顶处的弯矩却显著增大 ,达到 170 ～ 221 kN ·m 。可见 ,在横桥向的船舶撞击作用下 ,横系梁起到了对桥墩的立柱和桩基的弯矩重分配作用, 被直接撞击的桥墩的立柱和桩基的弯矩大幅降低, 其他桩基中的弯矩则显著增加 , 横系梁把各桥墩的立柱和桩基连接成一个框架, 共同受力 ,横桥向的撞击力通过横系梁传递给其他桩基来共同承担。工况 1 、工况 2 下桥墩三维实体模型。工况 1 、工况 2 下,在立柱和桩基范围内的最大应力均为 13 .3 M Pa ,都发生在撞击力作用部位, 但这个高应力区域在墩身横截面上的分布范围有限,仅为 5 ～ 10 cm ,超出此范围后应力值即衰减至正常水平。可见横系梁设置与否对撞击处的墩身横截面的应力最大幅值无明显影响 。但设置横系梁后, 1号桥墩除撞击点以外的其他区域的应力均有所降低 ,高应力区域明显减少,墩身最大位移也大幅降低,而其他几根桥墩的应力略有增加 。4 顺桥向撞击分析工况 3 、工况 4 下桥墩的弯矩分布见图 6 。由图6 可知 ,工况 4 下,被直接撞击的 1 号桥墩的柱顶和盖梁衔接处的负弯矩为-103 .33 kN·m ,撞击点处的柱身正弯矩为217 .12 kN ·m 。2 ～4 号桥墩的立柱和桩基的弯矩基本很小, 在±100 kN·m以内依次减小。可船舶的撞击力主要被直接撞击的1 号桥墩所承担, 而2～4号桥墩受到的影响依次减小。

在工况3 下,1 ～4 号桥墩中的弯矩有些变化,但变化不大。被直接撞击的1 号桥墩的墩顶处负弯矩为-64.92 kN·m,为工况4时的63%, 撞击点处的柱身弯矩为198 .73 kN ·m ,为工况4 时的92 %,墩身在横系梁处的弯矩出现一个小台阶。2 ～4 号桥墩的立柱和桩基中的弯矩基本没变化, 仅邻近的2 号桥墩的墩身在工况3 下的弯矩比工况4 下的略微增大,且弯矩分布规律有少许变化。可见,在顺桥向的船舶撞击作用下,横系梁起到的作用有限,设置横系梁与否,对各桥墩的弯矩影响不大。虽然横系梁把各桥墩的立柱和桩基连接成框架,但这个框架平面与顺桥向的船舶作用力相垂直, 所以框架未能起到显著的内力重分配的作用。相比之下,横桥向撞击时,这个框架平面与撞击力在同一个平面上,所以框架的内力重分配效应显著。

工况3 、工况4 下桥墩三维实体模型沿着被撞击的1 号桥墩顺桥向中心面的剖面竖向正应力 。工况3 、工况4 下,在立柱和桩基范围内的最大应力均为5 .3 MPa ,都发生在撞击力作用部位,但这个高应力区域在墩身横截面上的分布范围有限, 仅为3 ～5 cm ,超出此范围后应力值即衰减至正常水平。此外,在设置横系梁后,各桥墩的立柱和桩基中的应力幅值和分布规律与不设置横系梁时相比, 无显著变化。但1 号桥墩的最大位移略有降低,但降低的幅度有限, 仅为8.7%。可见在顺桥向撞击作用下,横系梁起到的作用很小,与空间杆系分析得出的结论相一致。

(1)从计算的情况来看,桩基尺寸拟定比较合理,能满足现行规范中所规定船撞力的撞击要求。但在设计中,为避免桥墩受撞击后局部受损,在撞击范围内建议局部配筋加强。

(2)桥墩横系梁的设置对下部结构提高横向抗撞能力很有必要。在横桥向船舶撞击作用下,设置横系梁可使桥墩的立柱和桩基组成框架, 共同受力,对各桥墩的立柱和桩基的弯矩起到重分配作用。被直接撞击的桥墩的立柱和桩基弯矩大幅减小,其他桩基中的弯矩则显著增加。横桥向撞击力通过横系梁传递给其他桩基来共同承担。横系梁设置对撞击处的墩身横截面的应力最大幅值无明显影响。但设置横系梁后, 被直接撞击的桥墩除撞击点以外的其他区域的应力均有所降低,高应力区域明显减少, 墩身最大位移也大幅降低,而其他几根桥墩的应力略有增加。

在顺桥向的船舶撞击作用下, 横系梁起到的作用有限,设置横系梁与否,对各桥墩的立柱和桩基中的弯矩、应力影响不大,仅位移略有降低。横系梁和桥墩的立柱及桩基组成的框架体系与船舶作用力相垂直,框架未能起到显著的内力重分配的作用。

钢管混凝土结构属于钢—混凝土组合结构中的一种, 愈来愈被国内外土木建筑界所重视, 一致公认是一种具有优异性能的结构, 也自然地被广泛应用于工程实际。文中通过在临汾—侯马高速公路赵康枢纽中K46+596 .5 处跨线桥中2 号桥墩墩身采用圆形钢管混凝土结构, 就钢管混凝土结构在柱式墩中的应用进行介绍。

1)借助内填普通混凝土以增强钢管的稳定性;

2)钢管对核心混凝土的“ 约束” 作用或国内称之为“ 套箍” 作用, 使核心混凝土处于三向受压状态, 从而使核心混凝土具有更高的抗压强度和变形能力。 故钢管混凝土本质上属于套箍混凝土。它除了具有一般套箍混凝土的强度高优点外, 尚具有重量轻、塑性好、耐疲劳、耐冲击和施工简便、技术经济效益好等许多独特的优点。

2.1桥型方案回顾

大运高速公路临汾—侯马段赵康枢纽为河津—晋城高速公路与其“ 十字” 交叉而设置, 该跨线桥是为河津—晋城高速公路于M K 1+469 .097(临汾—侯马高速公路K46 +549 .719)处上跨主线而设置的一座桥梁。本桥上部采用4 m ～30 m 装配式预应力混凝土连续箱梁;下部结构1号, 3号桥墩采用柱径为1.3 m的圆柱式墩身, 2号桥墩采用柱径为1.04 m钢管混凝土圆柱式墩身,肋板式桥台, 钻孔灌注桩基础, 桥梁全长为126 m。

2 .2 下部结构的确定

桥梁在拟定桥跨形式和上部结构形式后, 就要进行下部结构的几何设计。通过计算, 墩身采用柱径为1.3 m的圆柱式墩身,从强度、配筋以及变形上均比较合理。由于2 号桥墩位于主线的中央分隔带内(中央分隔带宽1.5 m), 若柱径采用1.3 m, 则不能满足JT J 001-97 公路工程技术标准中2 .0.4 公路建筑限界中关于中央分隔带的相关规定, 因此2号桥墩柱径不应大于1.0 m。

若2 号桥墩墩身柱径采用1.0 m ,通过对墩身计算,由于其刚度较小, 变形较大;配筋计算后, 纵向受拉钢筋需36Υ28, 主筋净距为4.8 cm ,不能满足JT J 023-85 公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范, 第6.4.1条关于纵向受拉钢筋的净距不小于5 cm 的规定。因此2 号桥墩的墩身必须进行特殊设计。

综合以上计算分析, 2号桥墩既要满足公路建筑限界的要求,还要确保结构的安全可靠, 同时要兼顾经济和美观。由于钢管本身就是钢筋, 它兼有纵向钢筋(受拉和受压)和横向箍筋的作用,可有效地减少纵筋的使用量, 配置纵筋的目的是结构构造或连接等方面的要求。

1)钢管混凝土宜采用泵送顶升或连续抛落振捣浇灌, 宜采用内部插入式振捣器振捣, 一次浇灌高度不应超过振捣器工作的有效范围, 同时可辅以附着式振捣器。

2)钢管内的混凝土浇筑工作宜连续进行, 必须停歇时, 间歇时间不应超过混凝土的终凝时间。 一般不应预留施工缝, 必要时, 应将管口封闭。 再次浇筑时, 应灌一层强度等级不低于混凝土的水泥砂浆找平层, 厚度为 10 cm ～ 20 cm 。

3)钢管内混凝土的浇灌质量, 可用敲击钢管的方法进行初步检查, 如有异常, 则采用超声波检测, 对不密实的部位, 应采用钻孔压浆法进行补强, 然后将钻孔补焊封固。

赵康枢纽跨线桥在跨越主线高速公路时, 由于受诸多客观因素的影响, 2 号桥墩需要特殊设计。 在 2 号桥墩(双柱式桥墩)的墩身设计中采用了钢管混凝土结构, 充分利用了钢管混凝土结构承载力高, 塑性和抗震性能优越的优点, 有效地减小了墩身的构造尺寸, 在满足建筑限界要求的同时, 满足结构设计的合理、安全、可靠和美观的要求。钢管混凝土结构作为一种新型的组合结构, 不仅使用于高层建筑、大跨径桥梁等一些特殊的大型土木工程, 还可以解决一些有特殊要求的构件, 可供工程技术人员参考。