铁路重力式桥墩桥梁抗震性能及抗震措施研究

铁路重力式桥墩桥梁抗震性能及抗震措施研究

马　坤　全

(上海铁道大学土木建筑学院,上海　200331)

摘　要:首先进行了重力式桥墩模型振动台模拟地震试验,试验与理论分析结果基本一致;然后建立了采用铅芯

橡胶支座的重力式桥墩桥梁全桥体系动力分析模型,计算分析了铅芯橡胶支座对桥梁的减、隔震作用及重力式桥

墩的抗震性能,提出了重力式桥墩桥梁的抗震措施。

关键词:重力式桥墩;铅芯橡胶隔震支座;模型试验;抗震措施

中图分类号:U442.55　　文献标识码:B

Research on se is m ic character and earthquake resistance m easures

for ra ilway br idge w ith grav ity p iers

M A Kun2quan

(Co llege of C ivil Engineering and A rch itectural,Shanghai T iedao U niversity,Shanghai200331,Ch ina)

Abstract:A t first,the shak ing tab le test of a gravity p ier m odel w as done.T he com p arison betw een the test data and the theo retical analysis resu lts of the m odel show ed that they are iden tical to each o ther.T he dynam ic m odel of a w ho le b ridge w ith gravity p iers and lead2rubber bearings w as set up.T he po sitive ro le of lead2 rubber bearings on low ering the seis m ic respon ses of rail w ay b ridge and the seis m ic character of gravity p iers w ere analysed.Som e earthquake resistance m easu res of rail w ay b ridge w ith gravity p iers w ere p u t fo rw ard. Keywords:gravity p ier;lead2rubber bearing;m odel test;earthquake resistance m easu re

　　我国现行《铁路工程抗震设计规范》[1]中,是通过对设计烈度地震作用下的抗震强度验算进行抗震设计的,而在体现延性抗震和减、隔震方面却存在着不足之处。针对目前大量桥梁在强震作用下倒塌毁坏的情况,必须开展对抗震支座及各种型式桥墩的延性研究,以提高桥梁抗强震能力。美国、日本、新西兰及最新欧洲抗震设计规范[2～4]都强调这方面的内容。

目前各国学者对空心墩、钢筋混凝土双柱墩、柔性墩等刚度、质量较小的桥墩结构均进行了大量理论和试验研究[5～7];而作为铁路桥梁过去所普遍采用的重力式混凝土桥墩,应用现代抗震性能分析方法研究其抗震尤其是抗强震能力还开展得不多。然而,重力式桥墩在我国铁路桥梁中仍占相当比例,其中不乏位于地震区甚至高烈度区,我国西北某新线铁路桥梁在九度地震区仍采用重力式桥墩。由于铁路重力式桥墩结构平面尺寸大、刚度大、自重大、地震力亦大,按照现代抗收稿日期:1999207230;修回日期:1999210225

基金项目:铁道部科技发展计划项目(97G282A)

作者简介:马坤全(19—),男,江苏扬中人,副教授,硕士震设计理论,该类结构具有显著的缺点。因此,为确保重力式桥墩安全、经济实用,必须采用现代抗震分析方法,对其进行系统的试验和理论研究,并采取合理的抗震措施。

本文首先按动力相似理论设计了重力式桥墩模型,对其进行振动台模拟试验,并采用现代抗震分析方法,进行动态时程分析,试验与理论研究结果取得良好一致。在此基础上,针对高烈度地震区的我国西北某铁路新线大桥的抗震设计,建立了结构2桩基2土全桥体系动力相互作用分析模型,计算分析了重力式桥墩桥梁非线性地震反应,着重阐述了铅芯橡胶支座对桥梁的减、隔震作用;并对重力式桥墩桥梁抗震措施进行探讨。

1　重力式桥墩模拟地震试验

1.1　模型设计

根据相似原理及结构抗震试验的五个相似条件[8],推导了模型和原型之间的相似关系表达式,并计

第22卷增刊铁　　道　　学　　报V o l.22　Supp le. 2000年5月JOU RNAL O F TH E CH I NA RA I LW A Y SOC IET Y M ay　　　2000

算了试验中的相似系数,一些主要相似系数列于表1,其中,几何相似系数1 16是根据振动台的要求选定的。

表1　振动台试验模型相似系数

物理量相似系数物理量相似系数物理量相似系数墩高C H 1 16泊松比C Μ1阻尼比C Ν1墩底面积C PA 1 256应力C Ρ1时间C t 1 4墩身钢筋C SA 1 256质量密度C Θ16线位移C x 1 16应变C Ε1质量C m 1 256速度C v 1 4弹性模量C E 1刚度C k 1 16加速度C a 1

　　由于试验的研究对象是桥墩,因此对桥墩严格按

相似理论进行设计,而顶帽、托盘及底座均进行保守设计。图1是桥墩模型的整体图,其中凹槽是为堆放集中质量而设置的,底座是为了使桥墩与振动台固结。

桥墩的几何尺寸及配筋均按相似系数严格设计,墩底截面配筋设计如图2所示。模型墩身主筋采用10<6光圆钢筋,箍筋采用<0.9铁丝,箍筋间距根据约束应力相等的原则进行设计,墩底部为@50mm ,中间为@100mm

。

图1　模型整体图　　(单位:mm )

图2　模型墩底截面配筋图

(单位:mm )模型墩身的混凝土设计标号与原型相同,为150号。在浇筑过程中,分别制作了三组15c m ×15c m ×

15c m 的试块,28天强度均满足设计要求。

为了考虑主梁对桥墩反应的影响,在墩顶堆放了1.2t 铅块。1.2　振动台试验

试验共选用了四条地震波(EL 2Cen tro 波、T aft 波、O lym p ia 波和Parkfield 波)对桥墩模型的纵向进行加载,为了达到相似的要求,波形在时间上按相似系数1 4进行压缩;此外,为测定模型的频率和阻尼,在模型加载前,还采用了频率f =8～11H z 的正弦波对模型纵向进行扫描。

表2表示桥墩模型纵向自振频率与阻尼比系数,图3为激振频率f =9.62H z 正弦波作用下墩顶位移响应时程。从图3可以明显看出:当激振频率f =9.62

H z 时,模型墩顶位移响应出现拍的现象。这表明外部

输入荷载的频率与结构的固有频率接近。从表2中亦

可看到模型纵向基频的试验值和理论值吻合得很好。

表2　模型动力特性

基频 H z

阻尼

放大系数

误差 %

试验值

9.620.0513

9.74

理论值

9.59

0.

31

图3　桥墩模型墩顶位移响应时程曲线

(f =9.62H z 正弦波激振)

　　表3列出了输入不同强度地震波时墩顶绝对位移极值以及理论计算值,从表3中可以看出,墩顶位移极值的实测值与理论值吻合较好。

表3　墩顶位移极值

地震波

台面加速度峰

值 9.8m ・s -2实测位移极值 mm

计算位移极值 mm

误差 %O ly mp ia 波0.065 -0.0732.221 -1.9372.072 -1.8436.71 4.85Taft 波

0.11 -0.084.718 -5.3504.762 -5.3220.93 0.52Parkfield 波0.20 -0.135.167 -2.5884.941 -2.3544.37 9.04Taft 波

0.25 -0.2210.51 -12.6310.19 -11.393.05 9.84O ly mp ia 波0.23 -0.2111.38 -10.8711.60 -10.321.93 5.06Taft 波

0.40 -0.3015.58 -17.9616.25 -18.1.32 1.10EL 2Centro 波0.54 -0.3218.07 -16.94

17.39 -15.17

3.75 10.5

　　理论位移时程曲线和试验位移时程曲线也吻合得

较好。图4为输入T aft 波(a m ax =0.40g )墩顶位移时程曲线对比图

。

图4　输入T aft 波(a m ax =0.40g )

27　铁　　道　　学　　报第22卷

重力式桥墩模型振动台模拟地震试验结果表明,

模型基频理论计算结果和试验结果相吻合,说明所选取的计算模式及参数是正确的;根据此计算模式,桥墩模型地震响应理论分析结果和试验结果吻合较好,表明试验结果和计算工具是可靠的。2　结构2桩基2土全桥体系非线性地震反应分

析

2.1　结构2桩基2土全桥体系动力计算模型

由于重力式桥墩结构刚度大、质量大,地基与结构相互作用亦大,因此,必须建立结构2基础2土动力相互作用分析模型,对其进行非线性地震反应分析,根据结构抗震能力设计思想对其进行抗震设计或检算。某新线大桥全桥体系动力计算图式如图5。梁、墩、桩均划

分成杆单元,由于墩底在强震作用下可能出现塑性区,因此,墩底单元划分适当加密,桥墩屈服面如图6。按照桥梁抗震能力设计思想,桩基中不允许出现塑性铰,因此,桩基构件在各种强度地震作用下均处于线弹性

状态,桥梁横向按《铁路工程抗震设计规范》[1]

计及一半列车活载;铅芯橡胶支座用非线性弹簧单元来模拟,其滞回模型如图7。为确保列车正常运营,铅芯橡胶支座的屈服载荷应大于列车纵向制动力和横向摇摆力。而且,其初始刚度不宜太小。本文中,每个墩顶隔震支座总屈服载荷取为380kN ,大于列车制动力341.8kN 和列车横向摇摆力179.9kN ,铅芯橡胶支座初始

刚度取为15kN mm ,根据计算,该支座刚度值满足列

车正常运行时的刚度和限位要求

。

图5

　全桥体系动力计算图式

图6　桥墩屈服面　　　　　图7　铅芯橡胶支座滞回模型

2.2　采用隔震支座桥梁抗震性能分析

为确保桥墩“小震不坏”,即在多遇地震作用时始终处于弹性工作状态,拟定墩身护面钢筋为70<25。采用钢筋和混凝土的实际应力2应变关系即可计算桥墩各截面纵、横向力学性能。

分别取用天津宁河波、EL 2Cen tro 波和T aft 波,并按照“小震不坏、中震可修、大震不倒”分类设防的抗震设防思想,将地震强度分别调整到多遇地震(a m ax =0.14g )、设防烈度(a m ax =0.4g )、罕遇地震(a m ax =0.8

g )的水准,分别计算该桥纵向、

横向地震响应。图8和图9分别表示9度天津宁河波作用下6号墩纵、横向位移及内力沿墩高包络图,图10表示单桩弯矩沿桩深包络图,图中实线表示有隔震支座情况,虚线表示无隔震支座情况。表4～表6

分别表示该桥各桥墩在配置

图8　6

号墩纵向位移及内力沿墩高包络图

图9　6号墩横向位移及内力沿墩高包络图

护面钢筋后的纵向非线性地震反应及延性特征。表7

3

7增　刊铁路重力式桥墩桥梁抗震性能及抗震措施研究　

图10　单桩弯矩包络图

表示该桥6号墩横向非线性地震响应及延性特征。表中Ηp m ax 表示最大塑性转角,ΛΗ=Ηu Ηy =1+Ηp m ax Ηy (Ηy 为首次屈服时转角),Λ=∃u ∃y ,∃u 为墩顶最大位移,∃y 为墩顶屈服位移。其中Λ=1+1.5(ΛΗ-1)(1-0.5

L p L )[9]

。　　从图8～图10可明显看出,采用铅芯橡胶支座后,该桥各桥墩、桩基所承受的地震力均得到较大幅度

的降低。铅芯橡胶支座由于铅屈服变形,其阻尼明显大

于普通板式橡胶支座或嵌入弹性材料的橡胶支座,有效地耗散了地震能量,因而大幅度减小了桥梁所承受的地震力。综合表4～表7可知:①不同地震波作用,该桥非线性地震反应计算结果也不同。其中天津宁河波引起该桥动力反应最大,对该桥抗强震延性要求明显高于EL 2Cen tro 波和T aft 波的作用。②采用70<25墩身护面钢筋方案,在多遇地震作用下桥墩均处于弹性工作状态,而在设防烈度作用下纵向最大位移延性系数为2.0,横向最大位移延性系数为1.90,未超过国外文献建议值2[10];在罕遇地震作用下纵向最大位移延性系数为5.41,横向最大位移延性系数为4.70,亦未超过允许值6[10]。③在强震作用下,桥墩下部出现塑性区。参考国外抗震规范,塑性铰区应配置足够的横向约束钢筋,以对塑性铰区提供足够的约束。④设防烈度地震作用下,单桩最大弯矩为135.6kN ・m ,桩基开裂弯矩安全系数为1.15,极限弯矩安全系数为2.17。

表4　纵向非线性地震响应(天津宁河波)

墩　　　　　　　　　　　号

1号2号4号5号6号墩高H m

9.914.916.417.417.9墩顶位移设防烈度(9度)

3.678.019.7810.9910.80∆m ax

c m 罕遇地震(10度)15.7628.0528.9330.0931.04桥墩设防烈度(9度)

4.94×10

-49.33×10

-48.79×10

-48.87×10

-48.20×10-4Ηp m ax

rad 罕遇地震(10度)3.27×10-

3

3.15×10-3

3.06×10-3

2.76×10-

3

2.62×10-3

转角延性设防烈度(9度)1.471.701.1.631.58系数ΛΗ罕遇地震(10度)4.093.383.232.972.85位移延性设防烈度(9度)1.672.01.921.901.83系数Λ罕遇地震(10度)5.414.414.203.823.66单桩弯矩设防烈度(9度)

119.8128.6135.6132.7135.0M m ax kN ・m

罕遇地震(10度)206.4

242.6

258.5

261.5

275.0

表5　纵向非线性地震响应(EL 2Cen tro 波)

墩　　　　　　　　　号1号2号4号5号6号墩高H m

9.914.916.417.417.9墩顶位移设防烈度(9度)

1.95

2.84

3.203.533.61∆m ax

c m 罕遇地震(10度)3.01

5.37

6.18

7.567.15桥墩设防烈度(9度)

4.73×10-61.82×10-5Ηp m ax

rad 罕遇地震(10度)4.67×10-4

5.31×10-4

7.21×10-

4

7.0×10-4

转角延性设防烈度(9度)1.0031.013系数ΛΗ罕遇地震(10度)1.351.391.511.50位移延性设防烈度(9度)1.0041.019系数Λ罕遇地震(10度)1.50

1.561.731.72单桩弯矩设防烈度(9度)

84.8123.1131.5139.3140.3M m ax kN ・m

罕遇地震(10度)161.4

216.4

244.5

259.8

266.2

47　铁　　道　　学　　报第22卷

墩　　　　　　　　　号1号2号4号5号6号墩高H m9.914.916.417.417.9墩顶位移设防烈度(9度)2.243.553.754.414.31

∆m ax c m罕遇地震(10度)3.938.268.348.798.60桥墩设防烈度(9度)5.88×10-54.67×10-51.10×10-41.25×10-4Ηp m ax rad罕遇地震(10度)2.69×10-48.40×10-47.35×10-48.65×10-48.58×10-4转角延性设防烈度(9度)1.0441.0341.0791.088系数ΛΗ罕遇地震(10度)1.251.631.541.621.61位移延性设防烈度(9度)1.0631.0491.1131.126系数Λ罕遇地震(10度)1.361.901.771.1.87单桩弯矩设防烈度(9度)80.6112.4122.8122.3122.9

M m ax kN・m罕遇地震(10度)158.6226.2227.4227.0237.8

表7　6号墩横向非线性地震响应

地震波天津宁河波EL2Centro波T aft波墩顶位移设防烈度(9度)8.672.983.73

∆m ax c m罕遇地震(10度)27.306.507.84

桥　墩设防烈度(9度)5.142×10-4

Ηp m ax rad罕遇地震(10度)2.110×10-31.944×10-44.314×10-4

转角延性设防烈度(9度)1.63

系数ΛΗ罕遇地震(10度)3.581.241.53

位移延性设防烈度(9度)1.90

系数Λ罕遇地震(10度)4.701.341.76

单桩弯矩设防烈度(9度)132.6121.3101.7

M m ax kN・m罕遇地震(10度)243.8230.8209.6

3　结论与建议

通过重力式桥墩模型振动台模拟地震试验及对采用铅芯橡胶支座重力式桥墩桥梁的非线性地震反应分析和抗震性能分析,可得到如下初步结论与建议:

(1)桥墩模型地震响应理论分析结果和试验结果吻合较好,表明试验结果和计算工具是可靠的。

(2)铅芯橡胶支座的应用,大幅度降低了桥梁所承受的地震力,从而大大减小了桥梁纵、横向地震响应。因此,地震区尤其是高烈度地震区重力式桥墩桥梁宜优先考虑采用隔震支座。

(3)如墩身护面钢筋为70<25,并采用初始刚度K0=15kN mm屈服后刚度K d=1.5kN mm的铅芯橡胶支座,该桥能满足“小震不坏、中震可修、大震不倒”的分类设防要求。

(4)在强震作用下,墩底出现塑性区,尤其是在天津宁河波作用下,桥墩下部塑性转角较大。为确保桥墩在强震作用下具有足够的抗震能力,潜在的塑性铰区应设置足够的横向约束钢筋。

(5)采用隔震支座并考虑桥墩弹塑性,在9度地震作用下,该桥桩基开裂弯矩安全系数及极限弯矩安全系数略低于<550mm预应力混凝土管桩标准设计推荐值。

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