桥梁下部结构施工方法进展比较少，传统的工法一直延续到新世纪。其中气压沉箱几乎绝迹，20世纪兴起的工法有地下连续墙、沉入管柱、钻孔灌注桩，在特殊环境中人工冻土也有采用。本节只介绍地下连续墙和人工冻土，其他工法可以很方便的找到技术资料。
20世纪60年代钻孔灌注桩工法在中国掀起高潮，几乎完全替代了打入桩、沉井，占领了百米以内的所有的桥梁深基础，和双曲拱桥一起为中国交通建设立下了汗马功劳。
1、地下连续墙工法
深水基础气压沉箱工法也很少使用，沉井使用较多（图17）；钻孔灌注桩是用钻机在地下钻成圆孔成桩，作为基础；地下连续墙是用钻机在地下连续钻孔，削成多边形孔，若干个多边形孔连续起来成墙，几道墙可以围成一个封闭的空间，挖除空间内的土（可能要抽水）浇注桥梁基础。图18是连续墙施工示意图。先把围水结构全部完成再挖土，所以说地下连续墙是逆作围堰，它可以保证挖土工序是有完整支护的；而沉井是挖土同时下沉，工作面是无支护的。
2、人工冻土工法
人工冻土工法是用循环低温盐水冷却地基一直到地基孔隙土结冰，形成冻结帷幕，然后在冻结帷幕内挖土凿岩，浇注基础。
（1）凤台淮河斜拉桥，1984年凤台淮河斜拉桥北岸沉井落床后，井外河水从刃脚涌入，
图19 凤台淮河斜拉桥人工冻土工法
岩层裂隙也与河水连通，无法抽水凿岩。后采用人工冻土工法，连同土岛和基岩冻成一个冰壳——冻结帷幕，成功封水。抽干水后，用风镐在100MPa石灰岩中凿出φ7.6m深7m的孔，浇铸砼成刚性嵌岩基础嵌入基岩中（图19）。此后，还为后面两个工程作了技术咨询，并参与施工方案制定。
（2）潘阳湖大桥，1990年潘阳湖大桥也采用了人工冻土工法成功完成了钻孔灌注桩。
（3）润扬大桥，国内最大的冻土工程是2003年润扬长江大桥南锚的人工冻土基础（图20、21）。作者参与了这两个工程的人工冻土工法决策过程，和施工方案咨询，介绍了凤台桥冻土工程的施工组织。因为润扬铲江大桥南锚靠近长江大堤，若采用沉井工法，挖除井内土壤时，井外大堤下土层可能会‘流入’井内，导致毁堤。而当时地下连续墙设备只有一套，用在北锚。只能选择人工冷冻工法，（1）先在基坑周围钻成一排钻孔桩，（2）桩外打入冷却管，（3）冷冻成壳，（4）逐层挖土，同时在排桩内侧逐层浇注框架，直至达到基底标高，（5）清底浇注基础。在整个挖土过程中冻土帷幕内无液态水，全部干作业，这是其他任何工法都做不到的。
在冻土壳和混凝土结构内埋设传感器，观测分析结构位移和内力，紧急情况动用应急液氮。确有一次分析观测数据发现有冻土蠕动的征兆，随即启动预案，灌入液氮，解除了可能的位移。
图20 润扬长江大桥人工冻土工法——示意图
图21 润扬长江大桥人工冻土工法——冻土帷幕内砼框架和液氮预案
3、 悬索桥锚碇桩式基础展望
摘 要：悬索桥锚碇可以采用群桩基础替代常用的重力式基础，通过对已建成工程实例的分析证明大直径群桩比小直径群桩刚度大，抵抗水平荷载能力更强。对马鞍山长江大桥群桩基础锚碇方案的分析，表明锚碇的水平位移可以满足大跨悬索桥正常工作地需要，桩侧土体应力在弹性范围之内，不至于产生蠕变。为进行以上分析，建立了考虑摩擦滑动的桩土单元用有限单元逐次分析法计算，用编制的计算程序计算得到的结果可信。并建议完善现行设计规范桩基计算参数。
3．1 悬索桥锚碇基础形式
悬索桥锚碇基础形式可归纳于表2。常用的有重力式锚碇和隧道式锚碇，隧道式锚碇实际上将山体作为基础。重力式锚碇多采用沉井或围堰围水开挖再浇筑重力式基础，现代已很少使用沉箱。近代悬索桥开挖时采用的逆作围堰形式有地下连续墙、人工冻土帷幕（润杨大桥南锚），在围堰中明挖基坑，浇注重力式基础。只有在覆盖层不厚的情况下才能用直接明挖基坑。这些工法的水（地）下开挖工作量很大，工作环境恶劣。
实际上还有一种锚碇的轻型基础形式——桩基础，在国外已有采用，由于工程实例少，在国内很少被人注意。以至于这种施工方便的基础形式被认为不适合用于锚碇基础，担心在运营期会产生过量水平位移影响结构安全。基于三维理想弹塑性Mohr—Coulomb模型的有限元分析证明这是可以避免的[4]，但是这种计算模型的参数取用与规范的方法理论基础不同，难以为常规设计接受。本文以马鞍山长江大桥的一个设计方案为对象，尝试用常规方法计算桩式基础锚碇的水平位移、竖向位移和桩侧土体应力所处的力学状态，验证三维理想弹塑性模型的结论，为桩基锚碇常规设计建立一个可供选择的方法。
3．2 打入桩式锚碇基础工程实例
3．2.1 Vincent Thomas桥
桩式锚碇基础工程在美国早有采用，典型的工程是1997年在洛杉矶建成的Vincent Thomas悬索桥锚
碇基础。采用188根桩，其中前3排中有26根直桩，其余都是5：12的斜桩，见图22。
3．2.2 New Carquinez 桥
2002年在加利福利亚建成的三跨悬索桥New Carquinez桥[2]（或称Third Carquinez 桥，官方命名为 Alfred Zampa Memorial桥）。桥跨为147 m+728 m+181 m，桥面宽度25.6 m，6个汽车道加人行和自行车道，见图23。
图23 New Carquinez桥
该桥位于San Francisco海湾，高地震带，水深约27 m，覆盖层约15 m到24 m厚。风化岩（weathered rock）上的覆盖层是软土(soft clay)，松沙(loose sand)。地下水位高，地震时沙土可液化。
因为南锚离原有的2座老桥太近不能过多的扰动地基土，放弃了沉井方案，改用桩基。设计桩基为380×φ0.76 m CISS管桩群（Cast-in-situ-steel Pipe Piles），为抵抗缆索的拉力，其中1:3斜桩占55%，桩中心距为2.63倍桩径（图24）。
设计者EMI(Earth Mechanices Inc.)用三维非线性有限单元法解析桩基支承土层的工作状况。考虑了作用在锚碇基础上的重力、锚索的作用以及地震的周期荷载引起的基础初始位移和永久位移。计算取得的数据，作为桩基底部冲剪（punching shear）设计的依据。
3．3 桩群基础分析
对New Carquinez桥南锚，用常规平面刚架有限元法计算，桩侧土约束采用基于温克尔地基梁理论的三次基样条单元刚度矩阵[3]，不计桩壁摩阻力。分析桩的布置、直径、土体效应对锚碇位移的影响。
3．3.1 结构和布置分析
由图3得到的计算简图示于图25中第1种布置方式，在土层全部液化不能承受水平荷载的极端环境下， 100 000 kN缆索拉力作用，得到散索鞍的位移如表2。同样可以计算图25中第2种布置方式的散索鞍位移，因为打入桩的桩尖很难固结在支承岩层中，全部直桩的水平位移不可接受，必须用斜
设计者EMI(Earth Mechanices Inc.)用三维非线性有限单元法解析桩基支承土层的工作状况。考虑了作用在锚碇基础上的重力、锚索的作用以及地震的周期荷载引起的基础初始位移和永久位移。计算取得的数据，作为桩基底部冲剪（punching shear）设计的依据。
3．3 桩群基础分析
对New Carquinez桥南锚，用常规平面刚架有限元法计算，桩侧土约束采用基于温克尔地基梁理论的三次基样条单元刚度矩阵[3]，不计桩壁摩阻力。分析桩的布置、直径、土体效应对锚碇位移的影响。
3．3.1 结构和布置分析
由图3得到的计算简图示于图25中第1种布置方式，在土层全部液化不能承受水平荷载的极端环境下， 100 000 kN缆索拉力作用，得到散索鞍的位移如表2。同样可以计算图25中第2种布置方式的散索鞍位移，因为打入桩的桩尖很难固结在支承岩层中，全部直桩的水平位移不可接受，必须用斜桩群。
图25 桩群基础结构和布置（单位：m）
如果按图25第3种图示，在同样的基底面积中布置42×φ3 m大直径钻孔灌注桩群，桩中心距取2倍桩径，散索鞍位移计算结果也列在表3中。其水平位移大大小于斜桩基础；其竖向位移也比较小。可见，大直径桩群的刚度比小直径斜桩群还要大，抵抗缆索拉力的效果更好。如果采用可凿岩钻机或采用沉管工法，还可以达到桩尖固结的效果。辅助优质泥浆薄沉淀工艺和桩底压浆工艺也可以有效提高桩尖支承能力。所以从抵抗水平位移的角度来说大直径桩群应该是首选方案，可能是由于设备周转原因该桥选用了打入斜桩群锚碇基础，而在塔柱基础采用了φ3 m大直径钻孔灌注桩群。因此，后面叙述的马鞍山长江大桥锚碇基础采用大直径管柱的方案是有理论基础的。
3．3.2 土层作用分析
当计入土体的水平抗力，即使是全部直桩的情况下，在比较差的土层中，不计桩壁摩阻力，其散索鞍位移也是可以接受的，计算结果见表4。可见土体水平抗力对抵抗桩式锚碇水平位移是有效的，但是该桥土体可液化，所以采用了斜桩群，用群桩结构承受水平索力，把土体的水平抵抗作用降到最低。
3．4 沉入管柱
在马鞍山长江公路大桥的设计中曾对沉入管柱用于悬索桥锚碇基础进行了开发研究工作，方案之一是采用18×φ6 m的管柱呈梅花形排列，结构和布置见图264]。
3．4.1 基本参数
地基土层基本参数见表5，依据现行《中国公路桥涵地基与基础设计规范》[1]（简称《中路规》）并参考《日本道路橋示方書》[5]（简称《日桥规》）的取值方法。
（1）桩侧水平约束弹性地基系数按《中路规》推荐的“非岩石地基水平向抗力系数的比例系数”m的最大值取用kH=ym，y为埋置深度。对于kH中、日规范有一定出入，《中路规》取值在稍软土层中偏小，硬土层中偏大；（2）桩底竖向约束弹性地基系数按规范推荐的“非岩石地基桩端处竖向抗力系数的比例系数”m0的最大值取用kV=ym0。中、日规范二者的kV相差较大，《中路规》几乎是《日桥规》的3倍，如果m0取最小值kV=1 731(103kN/m3)才与日规接近。（3）对桩侧竖向约束弹性地基系数kSVB《中路规》无推荐值，按《日桥规》取用kSVB =0.3kH。
此外，中规对比例系数m和m0的推荐值的条件是在地面处位移不大于6 mm，而锚碇的水平位移可以达到100 mm，随着水平位移增加比例系数呈双曲线形减小，因此需要现场测定，找到与水平位移相关的比例系数或比例系数的折减系数。不失一般，可以认为《中路规》推荐比例系数m对应的是试桩地表水平位移6 mm，根据‘桩的地表位移×比例系数=常数’的双曲函数取用比例系数的计算值。
3．4.2计算方法
采用平面杆系有限单元分级逐次加载法，桩土单元刚阵记为[K]，
[K]=[K0]+[KH]+[KV]
式中，[K0]是桩身弯曲和压缩平面刚架单元刚阵。[KH]桩侧土法向约束刚阵，采用基于温克尔地基梁理论的三次基样条单元刚度矩阵[3]。[KV]桩侧土沿桩长切向约束刚阵（摩擦元），6×6的[KV]元素kVij=δ（i=j =1 or 4），其余kVij=0；δ是单元摩阻刚度的一半，当计算摩阻力大于或等于容许值时下一计算阶段δ=0，容许摩阻力和容许承载力见表6，作用机理见图27。
为便于计入桩底与弹性地基之间的作用，在桩底水平设置一根大刚度的弹性地基梁，梁与地基接触面积与桩底面积等效。
根据这个计算模型用Matlab7.0编制了专用计算机程序，计算时需要用逐次迭加法，并累计各阶段、各节点摩阻力和位移，用图形输出。
3．4.3位移和反力分析
将所有荷载转换到承台顶面中心处，水平荷载H=53 760 kN，竖向荷载N=1289 660 kN，力矩M=-1389 560 kN·m。并将M折算为偏心矩为e=M/N=-1.078 m的N，以简化加载信息，计算3个工况列入表7。
（1）工况1，取《中路规》第i层m(i)按深度修正，并按《日桥规》计入桩侧竖向约束弹性地基系数kSVB(i)；结果桩头（地面附近）水平位移达到12.70 mm大于6 mm，按《中路规》需要适当降低m的取值。
（2）工况2，在工况1的基础上，按“桩的地表位移×比例系数=常数”的双曲函数，对m折减，预计实际水平位移在30 mm左右，相对于水平位移6 mm时比例系数m折减到20%，计算结果为32.55 mm与假设相当。考虑到随着深度增加水平抗力贡献减小，所以不再对不同深度的土层选用与该深度水平位移相应的折减系数，而偏于保守的统一使用了较大的地表折减系数。图28中给出了工况2，竖向荷载和力矩分5×10个阶段、水平荷载分5个阶段加载的计算位移。
图29中计算桩壁对土层的水平压力（□）基本上在地基承载力基本容许值（○）范围之内，可见该压应力在弹性范畴，不至于由土层蠕变产生水平位移增量。
图30中分别为桩壁摩阻力控制在上、下限（○）以内的图式。其中（*）和（Δ）分别是首先施加竖的向荷载和后续施加的水平荷载产生的各阶段摩阻反力。由于局部滑动，土层的摩阻效应并不能处处充分发挥，而且各土层摩阻反力的增长也是不均衡的。kSVB高的土层增长速度快，摩阻力很快达到限值，滑动；刚性约束附近或kSVB突变的土层附近增长速度慢，甚至达不到限值，不能充分发挥摩阻作用。
与图9相对应的桩底承载应力图画在图31中，两侧柱状图是桩底土层的容许承载力下限和上限，中间为5排桩底的土层应力。图31中柱状图的各种灰度代表着不同加载阶段的应力，中间最亮的细条是最终累计结果。以容许摩阻力上限为控制目标的桩底应力是可以接受的，以容许摩阻力下限为控制目标的桩底应力尚嫌偏大，需要采用改善桩壁容许摩阻力的措施，所以在[4]中提出了桩壁顶出根键的新工艺。
图31 桩底土层的应力
（3）工况3，不计桩侧竖向约束弹性地基系数，检验其对水平位移的影响。由工况3与工况2计算的水平位移结果对比可以看到，桩基的竖向约束与水平位移的耦合效应很弱，基础的竖向承载力可以与横向承载能力分离计算。
3．5 结 论
（1）桩（柱）基锚碇在很多情况下比沉井施工方便，几乎不需要水（地）下作业而且价格低廉，应该予以重视。
（2）通过摩擦滑动桩土单元计算分析，管柱基础的锚碇在缆索水平力的作用下水平位移小于100 mm，对于大跨径悬索桥是可以接受的；桩壁对土的压应力在地基承载力基本容许值的控制范围之中，仍处在弹性状态，不至于产生后期土体蠕变导致锚碇水平位移的增加，这种结构是安全的。
（3）《中路规》需要增列桩基础前方水平向、桩底竖向、桩侧竖向地基反力系数取值方法，完善实用计算的基本参数。
