重力式橋墩

1研究背景

我國高速鐵路建設正在飛速發(fā)展，總里程已超過了 1． 6 萬公里，同時我國又是地震最活躍的國家之一，因此高鐵橋梁的抗震安全性引起了廣大學者與工程師的密切關注。我國四縱四橫高速鐵路網大多位于高烈度地震區(qū)，因而地震作用往往控制高速鐵路橋梁下部結構的設計。與西歐國家( 德國、法國等) 以及日本高速鐵路的結構形式不同，我國高速鐵路廣泛采用配筋率低于 0． 5% 的少筋混凝土重力式橋墩 。由于混凝土重力式橋墩墩身橫截面尺寸較大，導致結構剛度較大，相應的地震力亦大，同時配筋率又較低，如不進行合理的抗震設計，在強震作用下就較易遭到破壞。

僅要求鋼筋混凝土橋墩( 配筋現行的鐵路震規(guī)率ρ≥0． 5% ) 在罕遇地震下進行延性驗算，但對配筋率ρ < 0． 5% 的少筋混凝土橋墩，在罕遇地震下不要求進行驗算。對于少筋混凝土橋墩，規(guī)范實際上僅進行了多遇地震下的一階段強度設計，這將導致這種結構的抗震性能與規(guī)范提出的“小震不壞、中震可修、大震不倒”的多級抗震設防理念不符。關于少筋混凝土橋墩的抗震性能，鞠彥忠等對 10 根低配筋 ( 配筋率為0． 1% ～ 0． 2% ) 縮尺模型橋墩進行了擬靜力試驗，研究了橋墩的延性能力與配筋率的關系 劉慶華等對配筋率為 0． 4% 的混凝土橋墩進行了抗震性能試驗研究 蔣麗忠等通過對圓端形少筋實體墩進行擬靜力試驗研究，認為縱筋率較低的圓端形實體橋墩的滯回曲線呈顯著的捏縮狀 。以上研究主要針對某一配筋率范圍的少筋混凝土橋墩的耗能能力及變形能力進行，均未涉及罕遇地震作用下少筋混凝土橋墩的驗算方法。實際上使用延性概念設計抗震結構時，根據結構延性能力大小可分為完全延性結構、有限延性結構和完全彈性結構 。如何合理利用少筋混凝土的有限延性能力，對抗震設計至關重要。為此，本文首先探討了少筋混凝土橋墩的抗震性能與縱筋配筋率的關系，然后針對該結構提出了罕遇地震作用下抗震驗算指標及驗算方法。

2少筋混凝土橋墩抗震性能試驗

2． 1 試驗模型

為了研究少筋混凝土橋墩的抗震性能與縱筋配筋率之間的關系，采用擬靜力模型試驗分析鐵路重力式橋墩的承載能力、破壞模式、滯回曲線及耗能能力等指標。以高速鐵路常用跨度32 m 簡支梁橋墩為原型，制作了5 個1 ∶8 比例的縮尺模型，縮尺后模型高度為2．5 m，橫截面為64 cm × 45 cm，C30 混凝土，模型橋墩配筋率ρ 分別為0．1%、0．2%、0．3%、0．4%、0．5%，配箍率采用0．3% 。模型主筋、箍筋采用6 鋼筋。模型試驗加載系統由豎向及橫向加載系統組成。豎向加載系統由立柱、反力梁及輥軸支座和液壓千斤頂組成，豎向力主要模擬橋跨結構對橋墩的恒載作用效應。橫向加載系統主要由加力架、反力墻及電液伺服式加載系統組成。模型墩加載制度采用力－位移混合加載，先按力進行加載，墩身出現裂縫后按位移加載。

2．2 試驗結果及分析

模型墩的裂縫開展情況及混凝土保護層剝落現象模型墩的具體試驗破壞現象可以得出如下結論:一是，配筋率為0．1% 的橋墩僅在墩底截面產生一條裂縫，配筋率為0．2% ～0．5% 的橋墩在墩底及其他截面同時產生多條裂縫; 二是，當配筋率大于0．4% 時，模型墩表層混凝土壓碎脫落，鋼筋向外彎曲，與鋼筋混凝土橋墩塑性區(qū)的破壞現象基本一致; 三是，隨著墩身配筋率的增加，塑性區(qū)域范圍逐漸增大，模型橋墩塑性區(qū)域的范圍在30 ～90 cm 之間，約為截面高度的0．7 ～2 倍。一是，配筋率為0．1% 時，滯回曲線形狀較狹窄，滯回環(huán)接近直線，耗能能力較差; 二是，隨著墩身配筋率的增加，滯回曲線形狀逐漸趨于飽滿，耗能能力增加。當配筋率大于0．4% 時，已接近鋼筋混凝土橋墩的特性。(注:ρ = 0．5%模型墩試驗過程中鋼筋從基礎中拔出，故滯回曲線呈捏攏狀)

3 地震下少筋混凝土橋墩的驗算

3．1 驗算指標

少筋混凝土橋墩的試驗研究結果表明，配筋率低于0．1% 的橋墩，其破壞特征是脆性的，僅在墩底截面產生單一裂縫，在墩底并未形成塑性區(qū)域。為安全計，配筋率低于0．1% 的橋墩不適宜進行延性抗震設計。當配筋率為0．5% 時，墩底截面形成了顯著的塑性區(qū)域，橋墩具有較好的延性變形能力。因此建議配筋率為0．5% 的橋墩按延性設計時，按現行《鐵路工程抗震設計規(guī)范》取值，即位移延性系數限值μ_e= 4．8;配筋率為0．1% 時，按彈性設計，位移延性系數限值μ_e= 1．0。配筋率在0．1% ～0．5% 之間的橋墩進行延性抗震設計時，其位移延性系數限值可在1．0 ～4．8 之間線性內插。不同配筋率下，

4算例分析

以高速鐵路32 m 雙線簡支箱梁橋圓端形實體重力式墩為研究對象，墩高取10 m，墩身橫截面尺寸(直坡)為2．6 m × 6．0 m。主筋HRB335，基礎為8 根樁徑為1．25 m 的鉆孔灌注樁，樁長為40 m。計算模型采用單墩計算模型?？紤]地基土的柔性效應作用，在承臺底施加平動及轉動彈簧，橋跨結構的總質量為1 430 t。分別采用非線性時程反應分析法及簡化分析法重點對橋墩順橋向抗震性能進行了分析。采用簡化分析法時，罕遇地震下結構的彈性地震反應采用反應譜法分析，輸入的譜曲線采用《鐵路工程抗震設計規(guī)范》中規(guī)定的 類2 區(qū)(T_g= 0．4 s)β曲線。采用非線性時程反應分析法時，輸入的地震動波形采用通過規(guī)范譜曲線反演生成的人工波，地震波的峰值加速度分別取0．11g、0．21g、0．32g、0．38g、0．57g，分別對應規(guī)范中的6度、7 度、7．5 度、8 度、8．5 度的罕遇地震動。一是，對于中低墩，在6 度區(qū)罕遇地震作用下，配筋率為0．1% 的橋墩基本保持在彈性狀態(tài);在7 度區(qū)罕遇地震作用下，配筋率為0．2% ～0．3% 的橋墩已進入塑性，但考慮墩身有限延性下的耗能作用，橋墩可滿足“大震不倒”的設防要求。二是，在8 度區(qū)罕遇地震作用下，配筋率為0．4% ～0．5% 的橋墩已進入塑性，但考慮墩身有限延性下的耗能作用，橋墩也可滿足“大震不倒”的設防要求。三是，兩種分析方法盡管數值略有差異，但結構總體反映的趨勢基本一致。

5結論

本文系統研究了少筋混凝土橋墩的抗震性能及罕遇地震下的抗震設計方法，通過分析可得出如下主要結論:

(1)配筋率為0．1% 的橋墩，僅在墩底截面產生一條裂縫，與素混凝土橋墩的破壞現象一致; 配筋率為0．2% ～0．5% 的橋墩，在墩底及其他截面同時產生多條裂縫。當配筋率大于0．4% 時，模型墩表層混凝土壓碎脫落，鋼筋向外彎曲，與鋼筋混凝土橋墩塑性區(qū)的破壞現象基本一致。

(2)配筋率為0．1% 時，模型墩的滯回曲線形狀較狹窄，耗能能力較差，抗震設計時建議按素混凝土進行設計，位移延性系數限值取1．0。隨著墩身配筋率的增加，滯回曲線形狀逐漸趨于飽滿，耗能能力增加。對于配筋率在0．1% ～0．5% 之間的少筋混凝土橋墩，抗震設計中應合理考慮其耗能能力，位移延性系數限值建議在1．0 ～4．8 之間線性內插。

(3)本文提出了罕遇地震下少筋混凝土橋墩的單墩非線性時程反應分析模型及簡化分析法，為便于設計人員使用，建議采用簡化分析法。

1 工程概況

“中委合資廣東石化 2 000 萬 t/a 重質原油加工工程”是中國石油天然氣股份有限公司與委內瑞拉國家石油公司的合資項目，也是國內乃至世界一次性建設加工能力最大的煉油項目。煉廠建在廣東省揭陽市惠來縣新龍江河出?？谖靼丁Ｅc煉廠配套的 30 萬噸級原油碼頭工程建在東部沿海石碑山燈塔東側開敞海域，接卸的原油通過海上大跨度鋼引橋 （管線橋） 輸送至陸域的原油中轉庫，再通過陸上管道輸送到相距 26 km 的煉廠。30 萬噸級原油碼頭采用離岸式總平面布置，碼頭前沿離岸約 1.8 km，通過一條長度約 2.3 km、寬 8.5 m 的折拐形鋼引橋與陸域相連。鋼引橋沿線海床水深為-10.0~-21.5 m （近岸第一個橋墩位于-10.0 m 水深處），原油碼頭位于水深-21.5 m處。鋼引橋沿線橋墩基礎結構因海床地質的不同，采用了不同的結構形式：與陸域相連的約 1.6 km鋼引橋段海床巖石裸露 （或覆蓋層很?。?2 個橋墩基礎采用新型重力墩式結構，其余巖石埋深較深段，橋墩基礎結構采用常規(guī)鋼管樁結構。鋼引橋標準段凈跨 108 m，橋墩之間的中心距 123 m。

2引橋橋墩設計的主要條件

2.1 水位

極端高水位 3.12 m；設計高水位 1.87 m；設計低水位 0.30 m；極端低水位-0.16 m （均從當地理論深度基準面起算）。

2.2 地 條件

工程海域為巖石海岸，海床坡度較陡，鋼引橋沿線約1.6 km 范圍海床基巖裸露或覆蓋層很薄，自陸側至海側覆蓋層呈缺失到逐步加厚趨勢。作為引橋橋墩基礎持力層的強風化花崗巖 （或中風化花崗巖或微風化花崗巖） 的地基允許承載力分別為600 kPa、2 000 kPa、3 000 kPa。

2.3 地震

根據GB18306—2001 《中國地震動參數區(qū)劃圖》，本區(qū)域地震基本烈度為VII 度，地震水平動峰值加速度為0.15 g。

3引橋橋墩結構方案比選

工程海域水深浪大，且全年海況條件惡劣，引橋橋墩基礎結構設計首先需從施工可行性的角度，提出具備施工條件、施工設備、能確保施工工期的方案。就鋼引橋沿線的地質條件而言，巖石裸露或覆蓋層很薄，宜采用重力墩式結構，但必須對巖基進行炸礁、整平處理；就海況條件而言，則宜采用透空式高樁墩式結構，但必須考慮設置人造地基，以滿足穩(wěn)樁需求。綜合考慮海況條件因素、地質條件因素，橋墩基礎結構設計首先考慮了4 種常規(guī)結構方案進行比選。

3.1 置永久人造地基的高 墩式 構方案（方案 1）

該方案的設計思路：在設置橋墩區(qū)域，通過大量拋填碎石形成永久人造地基，一方面創(chuàng)造施工期的穩(wěn)樁條件，另一方面在使用期為基樁提供可靠約束，使得基樁嵌固點位置上移，減少基樁嵌固點處的彎矩，以滿足使用期基樁的強度要求，使方案成立。該方案最大的優(yōu)點是通過人造永久地層，實現了基樁嵌固點位置上移，較大幅度地降低了鋼管樁芯柱嵌巖樁的彎矩，使芯柱嵌巖樁的方案成為可能。最大的缺點是人造地基造價太高，海上工作量大。

3.2 置 構的高 墩式 構方案（方案 2）

考慮將基樁的穩(wěn)樁結構改為臨時的袋裝砂結構，采用打樁平臺進行第一次沉樁之后，通過在鋼管樁內鉆孔、進行海上接樁和對鋼管樁進行二次打樁，將鋼管樁植入巖層中，最后在鋼管樁內澆筑混凝土，以滿足引橋墩臺基礎結構使用期的強度要求，最終形成鋼管混凝土復合樁的高樁墩式結構方案。該方案最大的優(yōu)點是將鋼管樁植入基巖中，結構可靠度更高，抗震適應性更好。最大的缺點是需進行海上接樁、二次沉樁，且當植入的巖體為微風化或新鮮巖時，由于樁底部鉆孔的孔徑小于鋼管樁的內徑，第二次沉樁將十分困難，同時還需增加海上平臺搭卸次數，水上工作量也較大。

3.3 定 體的 管架 構方案（方案 3）

不采用大量拋填碎石和袋裝砂的穩(wěn)樁結構，而是將基樁結構優(yōu)化為可在預制廠整體制作的帶穩(wěn)定塊體的鋼管導管架結構，將該結構用浮吊安裝在整平好的基床上，再搭設平臺，進行導管架各立柱下的嵌巖樁施工，最后，將穩(wěn)定塊體與導管架結構分離，最終形成帶穩(wěn)定塊體的導管架結構方案。

與方案1、2 相比，該方案最大的優(yōu)點是不需要設置海上穩(wěn)樁結構，實現將立柱結構通過芯柱嵌巖將基礎結構與基巖連成整體，同時，導管架結構還可通過設置多層橫撐，降低立柱彎矩，使芯柱嵌巖的導管架結構方案成立。其缺點是該結構方案的實施，需要采用重力式結構的安裝工藝和海上鉆孔嵌巖樁施工工藝，海上將穩(wěn)定塊體與導管架本體脫離有難度。

3.4 新型重力式 墩 構方案（方案 4）

該方案將重力墩式結構與高樁墩式結構分別對地質條件和海況條件適應性的特點結合起來，形成帶導管架的異形潛式厚底沉箱重力墩式結構。該結構最大的優(yōu)點是能充分發(fā)揮兩種結構的優(yōu)勢，墩體結構上部為帶多層橫撐的立柱，透浪性能好，受浪面積小，對波浪的適應性好，施工期海上安裝相對容易，同時，墩體結構底部為異形潛式厚底沉箱，結構主體仍是重力墩式，能提供引橋橋墩在施工期和使用期的穩(wěn)定性能，同時滿足結構本體的強度要求。

由于新型帶導管架的異形潛式厚底沉箱重力墩式結構重量較大，因此，安裝施工時需大型的船機設備。該方案海上工作量相對較少，施工工期相對有保證，施工期的風險小，且造價最低。

新型重力式橋墩結構方案每個橋墩由1 個帶導管架的異形潛式厚底沉箱組成，分上部結構和基礎結構兩部分，基礎結構為潛式厚底沉箱結構，與普通沉箱不同，該結構中沉箱底板需加厚，以滿足底板的抗沖切要求和為立柱提供可靠的嵌固連接。上部結構為鋼管立柱、鋼管橫撐和頂部鋼筋混凝土平臺結構，立柱由若干根豎向鋼管組成，立柱底部預埋于底部沉箱基礎中，形成嵌固點；為增強結構的整體剛度以及降低立柱彎矩，立柱之間用水平和斜向鋼管連接，構成水平橫撐結構；立柱頂部設置鋼筋混凝土平臺，用于滿足使用要求。其中，立柱和橫撐鋼管的直徑與壁厚均根據結構的強度要求確定；為增強立柱的強度，可以在立柱中灌注混凝土。

底部異形潛式厚底沉箱采用鋼筋混凝土結構，平面尺寸為18.2 m （沿引橋軸線方向）× 17.5 m （垂直于引橋軸線方向）× 9.5 m （高度），沉箱底部四周均設置1.5 m 長的外趾，用于增加結構的抗傾穩(wěn)定性；沉箱外壁厚0.35 m，內隔板壁厚為0.2 m，底板厚2.5 m；沉箱內設置9 個倉格。導管架由立柱和橫撐兩部分組成。立柱為6 根準1.2 m 的鋼管，材質為Q390B，底部5 m 壁厚δ= 24 mm，5 m 以上壁厚δ= 20 mm；立柱之間用準1.0 m 的鋼管 （材質為Q390B，壁厚δ= 22 mm）連接，構成橫撐結構，沿導管架高度方向，間隔4.5～5.0 m 設置1 層橫撐。上部導管架與下部厚底沉箱結構在陸上預制廠整體制作，單件浮重約為2 450 t，采用5 000 t 半潛駁運至現場，采用2 500 t 浮吊進行安裝。

4新型重力式橋墩結構設計與試驗

4.1 荷 （ 準跨，-21.0 m水深 ）

1） 鋼引橋自重：每個引橋墩上對稱設4 個鋼引橋支座，各支座承受的自重荷載1 385 kN。

2） 管線荷載：鋼引橋通過各支座傳遞的管線荷載為1 265 kN。

3） 風荷載：鋼引橋通過4 個支座傳遞的風荷載 （水平向、豎向） 分別為1 038 kN、519 kN，0 kN、-519 kN，1 038 kN、519 kN，0 kN、-519 kN。

4） 波浪荷載：經過對比，控制工況為設計高水位。

作用在橫撐上的波浪荷載：波浪浮托力，取相同高程處作用在立柱上的波浪荷載，只考慮最上面兩層橫撐承受浮托力。波浪側壓力，考慮外側橫撐對內側橫撐的遮擋作用，取相同高程處作用在立柱上的波浪荷載的兩倍大小施加在最外側橫撐上。作用在墩臺上的波浪荷載：波浪作用不到墩臺底面，墩臺波浪荷載為零。

4.2 立柱與橫撐內力 算

1） 計算方法

采用國際通用有限元軟件ANSYS 建立有限元模型，對結構進行內力分析。

2） 計算模型

立柱和橫撐采用Beam188 單元模擬，立柱的材料屬性按鋼管與內部混凝土的剛度等效折算，頂部墩臺采用Solid45 單元模擬。立柱與底部沉箱交接點按固結處理。結構所受的荷載，已相應的等效荷載施加在模型上，荷載的分項系數根據 JTS 167-1—2010 《高樁碼頭設計和施工規(guī)范》確定。

3）荷載組合

（控制水位，設計高水位 1.87 m）荷載組合1：自重 管線荷載 風荷載 波浪荷載。荷載組合2：自重 風荷載 波浪荷載。

4） 立柱與沉箱連接處抗沖剪驗算

立柱埋入沉箱底板1 倍直徑，即1.2 m，考慮在立柱外側設置剪切鍵，剪切鍵能發(fā)揮的摩擦力為4 370 kN，此時作用在立柱底部的豎向集中力為19 490-4 370=15 120 kN。底部1 300 mm 厚混凝土受沖剪承載力。

4.3 新型重力式 墩波浪斷面物模

1） 斷面試驗內容

使用期：采用各設計水位與50 a 一遇設計波浪組合，驗證結構穩(wěn)定性；同時量測結構總波浪力、指定位置的波壓力。

施工期 （墩體上部鋼筋混凝土平臺澆筑之前，僅沉箱和上部立柱、橫撐組合，沉箱和立柱內均不填充）：采用設計高水位與10 a 一遇設計波浪組合，驗證結構穩(wěn)定性；同時量測結構總波浪力。

2） 試驗結論

使用期結構穩(wěn)定性：量測的總波浪力和指定位置的波壓力與計算值比較偏小，結構安全。施工期結構穩(wěn)定性：量測的總波浪力與計算值比較偏小，結構安全。

5結語

新型帶導管架的異形潛式厚底沉箱重力式橋墩結構對水深、浪大、基巖裸露 （或覆蓋層很?。┑暮r條件具有良好的適應性，其最大的優(yōu)點是將重力墩式結構與高樁墩式結構分別對地質條件和海況條件適應性的特點結合起來，充分發(fā)揮兩種結構的優(yōu)勢，墩體結構上部為帶多層橫撐的立柱，透浪性能好，受浪面積小，對波浪的適應性好，施工期海上安裝相對容易。同時，墩體結構底部為異性潛式厚底沉箱，結構主體仍是重力墩式，能提供引橋橋墩在施工期和使用期的穩(wěn)定性能，同時滿足結構本體的強度要求。該結構主體制作在陸上預制廠完成，不僅海上工作量較小，而且具備短期突擊安裝施工的特性，在確保工期、降低和控制工程造價等方面更具優(yōu)勢，經綜合技術經濟比較，為最優(yōu)結構方案，該結構方案可供類似工程借鑒之用。