东非裂谷区简支梁桥圆端型桥墩抗震性能研究

都 晓 严 敏 孟晓鹏 曾 险

(1.中国路桥工程有限责任公司,北京 100010; 2.中交铁道设计研究总院有限公司,北京 100088)

1 概述

新建肯尼亚内罗毕至纳瓦沙标轨铁路项目(简称内纳铁路)横跨东非大裂谷东支,为蒙内铁路的延长线,该铁路是完全采用中国标准设计建造的单线标轨铁路。本线为中国国铁Ⅰ级,设计速度为客运120 km/h,货运80km/h,桥涵设计活载为“中-活载”;本项目桥梁主要以32m单线标准简支T梁为主,其长度约占全线桥梁总长度的98%。该地区火山地震频发,采用裂谷区地震参数计算得出的桥墩地震力较采用国内标准地震参数大10%～30%。

铁路桥墩安全是铁路建设必须面对的问题[1],已有许多学者开展相关研究,鞠彦忠等通过伪静力试验研究低配筋铁路桥墩的延性抗震性能[2];蒋丽忠等按正交试验设计方法分析纵筋率、配箍率等对桥墩延性性能的影响[3];陈兴冲等研究少筋混凝土桥墩在罕遇地震下的抗震性能[4]。同时,也有学者通过实验研究铁路桥墩的滞回模式规律,对提高和改善桥墩的抗震性能提供思路和方法[5-6],早在青藏铁路建设期,董义等采用“回归法”对青藏铁路九度地震区简支梁桥进行抗震设计[7]。然而,对于东非大裂谷区这一独特地区桥墩抗震性能鲜有研究,如何提高和改善这类桥墩的抗震性能,进行合理的延性抗震设计,是设计中迫切需要解决的问题。

2 地震动参数

以20m高单线圆端墩为对象,采用Midas Civil建立桥墩有限元模型,根据GB 50111—2006《铁路工程抗震设计规范》(以下简称抗震规范),桥墩的抗震设计按多遇地震及罕遇地震分别进行偏心、强度及延性验算[8]。

根据当地地震动区划,内纳铁路位于8度地震区,地震动峰值加速度Ag=0.20g,其Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ类三种场地地震动反应谱特征周期分别为0.40s、0.50s、0.75s,较GB18306—2015《中国地震动参数区划图》有所提高,对桥墩的受力更加不利。根据现场试验数据,东非裂谷区动力放大系数取值如下:当0

式中,若β(T)≤0.2βm,则β(T)=0.2βm。相较于抗震规范,动力放大系数提高了1.11倍,会产生更大的地震作用。

根据抗震规范,将采用反应谱法对位于三种不同场地类型下的桥墩进行地震力计算,基岩场地与Ⅲ类场地地震动峰值加速度建议值由Ⅱ类场地地震动峰值加速度转换得到[9],其调整系数分别为0.85和1.0。地震动参数按照多遇及罕遇地震动分别取值,其反应谱曲线如图1、图2所示。在多遇地震作用下,Ⅰ类场地的地震动峰值加速度为0.595m/s2,Ⅱ、Ⅲ类场地为0.7m/s2;Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ类场地特征周期分别为0.4s、0.5s、0.75s。在罕遇地震作用下,Ⅰ类场地地震动峰值加速度为3.23m/s2,Ⅱ、Ⅲ类场地为3.8m/s2;Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ类场地特征周期分别为0.45s、0.55s、0.8s。可以看出,Ⅰ类场地最大动力放大系数及场地特征周期均小于Ⅱ、Ⅲ类场地,场地特征周期越大,意味着会更加接近桥墩的自振周期,甚至发生共振反应。

图1 多遇地震反应谱曲线

图2 罕遇地震反应谱曲线

3 计算模型

以Kiserian特大桥20m墩高为例,简述通桥-4103-Ⅲ(2012)在内纳铁路建设中的适用性。本桥中心里程为DK119+727,桥跨形式为16-32m预应力混凝土简支T梁,全长547.4m,位于东非大裂谷谷底,Suswa火山西侧,地势起伏较大,地表植被主要为稀疏的灌木丛,植被发育一般,桥址区地面高程为1730～1800m,桥址区沟谷内,雨季瞬时水量较大,旱季枯水,设计流量为183.0m3/s。拟定桥墩尺寸:顶帽6 m×2.5m、厚0.6m;墩颈3.6m×2.1m;墩身坡度为35∶1;托盘顺桥向为3.6m,横桥向为2.1m,如图3所示。地基土主要由粉质黏土、粉砂、细角砾土等构成,如图4所示。基础设计采用5根φ1m的摩擦桩[10]。

图3 墩身构造(单位:cm)

图4 地质纵断面(单位:m)

对于Ⅰ类场地,由于场址主要为基岩,场地条件较好,桥梁基础_一般按明挖基础设计,在有限元模拟中,通常采用一般支撑节点模拟;Ⅱ类为一般地区场地,多为中密-稍密碎石类土,桥墩基础通常按_照桩基础进行设计;Ⅲ类场地以软弱土为主,桥墩基础按桩基础设计[11];明挖基础采用一般支撑节点模拟,如图5所示。

图5 桥墩计算模型

桩基础采用“m”法模拟桩-土相互作用[12],其中,墩身按1m一个节段,均匀划分为20个单元;而桩基则根据地层情况进行划分,一共划分为7层。地震作用下,地基系数m动=2m静,桩的上部土层划分要密,下部土层划分可以稀疏,但应保证每一层土中间有一个对应的节点,各土层的计算刚度如表1所示。地基土刚度随着土层深度的增加而增加。地震输入分为顺桥向与横向桥,振型组合采用SRSS法,特征值计算采用多重Ritz向量法。

表1 土层计算刚度

4 多遇地震作用下地震响应

4.1 偏心验算

对线性动力计算模型进行反应谱地震反应分析,采用多遇地震作用下水准反应谱,荷载组合按无车、单孔布载、双孔布载三种情况进行考虑。取墩底截面作为验算截面,截面偏心需满足e≤0.8S(S为沿截面重心与合力作用点连线方向至截面外包轮廓线交点的距离)[13]。最不利荷载组合下偏心计算结果如表2所示,偏心验算中,最不利荷载组合为无车荷载组合,场地土类别越差,对截面偏心验算越不利。纵桥向I、Ⅱ、Ⅲ类场地偏心距分别超过规范值1.1、1.28、1.92倍,横桥向I、Ⅱ、Ⅲ类场地偏心距分别超过规范值1.08倍、1.15倍、1.45倍;3种场地条件下,截面偏心均不满足规范要求。因此,需对该圆端型实体桥墩按钢筋混凝土桥墩进行设计验算。

表2 截面偏心验算 m

4.2 强度验算

通桥4103系列20m高桥墩墩底截面配筋为:Ⅰ类场地和Ⅱ类场地墩身主筋采用的相同布置,墩底主筋直径为16mm,共83根,配筋率为0.14%,Ⅲ类场地墩底主筋直径为22mm,配筋率为0.27%。墩底截面强度验算结果如表3所示,在Ⅰ、Ⅱ类场地条件下,桥墩最不利荷载工况为纵向无车荷载,混凝土应力最大值为8.43MPa,远小于允许值17.7MPa,钢筋最大应力为216MPa,小于允许值315MPa,因此,在Ⅰ、Ⅱ类场地条件下,桥墩的混凝土及钢筋应力均满足规范要求;在Ⅲ类场地条件下,桥墩最不利荷载工况为纵向无车荷载,混凝土最大应力为11.8MPa,小于允许值,钢筋最大应力为349MPa,超过了规范允许值。因此,在Ⅲ类场地条件下混凝土强度能够满足规范要求,但主筋应力超限,需要对墩身截面加强配筋设计。

表3 墩底截面强度验算结果 MPa

5 罕遇地震作用下桥墩延性验算

5.1 简化计算方法

采用抗震规范里桥墩延性设计的简化计算方法,建立由线弹性动力分析结果估算桥墩的位移响应,根据桥墩的非线性位移延性比与线性弯矩比的比例关系,有

式中:μu为非线性位移延性比,需满足μu<4.8;λm为非线性位移延性比与线性弯矩比的比例系数;μm为线性弯矩比。

5.2 延性验算

(1)比例系数计算

根据抗震规范,比例系数λm可根据桥墩的线性自振周期以及场地类别、水平地震基本加速度进行计算,表4给出了Ⅰ类～Ⅳ类场地类型的比例系数计算结果。

表4 比例系数求解

(2)非线性位移比μu的计算

地震下截面最大弯矩可根据Midas Civil有限元模型计算得出,而屈服弯矩则需要根据M-φ线获得,表5给出桥墩延性的计算结果,纵桥向及横桥向桥墩的屈服弯矩分别为21050kN·m、29183kN·m;场地类别对桥墩在罕遇地震作用下的响应影响巨大(Ⅲ类场地下的响应甚至是Ⅰ类场地的2倍);Ⅰ类场地由于地质条件较好,横桥向位移比最小,仅为2.28,Ⅱ类场地次之,横桥向位移比为3.47,Ⅲ类场地位移比最大,横桥向位移比为4.31(几乎接近规范规定的允许值4.8),但无论哪种场地条件,墩底截面的非线性位移比均满足抗震规范的要求。因此,“通桥(2012)4103-Ⅲ”可满足东非大裂谷地区桥墩的延性要求。

表5 非线性位移比计算结果

6 结论

肯尼亚东非裂谷区特征周期及动力放大系数均突破了国内规范,其中地基土特征周期比国内规范规定的要长,而动力系数较国内规范提高1.11倍,对桥墩的抗震设计更加不利;对于I、Ⅱ类场地,混凝土最大应力为8.43MPa,钢筋最大应力为216MPa,均小于材料设计允许值,位移延性比分别为2.28和3.47,小于规范设计值,说明桥墩强度及延性均能够满足抗震性能要求;对于Ⅲ类场地,位移延性比为4.31,桥墩延性能满足设计要求,但钢筋应力为349MPa,超过材料设计允许应力,故应提高“通桥4103”系列桥墩的配筋率,并加强结构的抗震措施。