高地震区多跨长联桥梁抗震设计

2012-01-27康炜

铁道标准设计 2012年9期

康炜

(中铁第一勘察设计院集团有限公司,西安 710043)

1 工程概况

郑州—西安客运专线是我国“四纵四横”快速客运网中徐州—兰州客运专线的重要组成部分,其中陕西省境内段落线路全长165.8 km,桥梁累计长度145.96 km(含联络线桥梁长度12.46 km),约占线路总长的88%,桥梁最大跨度120 m,最大墩高40.5 m[1]。线路于咸阳、渭南两地共3次跨越渭河,该段范围内渭河属于游荡性向弯曲性过渡的河段,由于受三门峡水库的影响,潼关高程不断抬高,使得渭河泥沙淤积严重,造成小水大灾,泄洪能力不断降低；同时渭河南岸支流入渭困难,经常决口泛滥；加之桥址上、下游7 km范围有4座桥梁,更加恶化了行洪条件,因此防洪形势十分严峻。鉴于渭河下游河道淤积严重、河势游荡多变,防洪形势严峻,根据水利部门所做防洪评价报告对桥跨结构设计提出以下要求： (1)滩地净跨度不小于40 m；(2)主河槽跨度：一跨渭河不小于64 m,且连续梁长度不小于800 m；二跨渭河不小于80 m,且渭河大提内应全部布置连续梁(>2 900 m)；三跨渭河桥主跨不小于120 m,且渭河大堤内应全部布置连续梁(>1 300 m)。三跨渭河特大桥桥位示意见图1。

2 三跨渭河桥梁设计概况[2]

2.1 场地概况

根据场地地震安全性评价报告三跨渭河特大桥桥址场地特征值见表1。

图1 三跨渭河特大桥桥位示意

表1 三跨渭河特大桥桥址场地特征值

2.2 桥梁设计概况

二跨渭河特大桥立面见图2,桥梁设计概况见表2。

三跨渭河桥梁部均采用单箱单室截面,梁底均采用二次抛物线,箱梁外轮廓尺寸见图3,桥墩采用圆端形实体桥墩,基础采用桩基础。

图2 二跨渭河特大桥立面(单位：cm)

表2 桥梁设计概况

图3 箱梁断面(单位：cm)

3 抗震设计原则

(1) 抗震设计采用“三水准两阶段”设计原则[3]。

(2)地震力分析方法的确定,在设计过程中,针对二跨渭河桥分别进行了反应谱法和非线性时程法对比分析[4],分析结果见表3。

表3 地震力作用下固定墩纵向墩底弯矩分析对比 kN·m

从分析结果看,多遇地震情况下非线性时程分析法所得结果(与反应谱法相比)约小25%,设计地震二者基本相等。客运专线桥墩刚度要求高,截面尺寸大,三跨渭河桥墩普遍较低,这就使得难以在墩底形成塑性铰,达不到延性分析条件。考虑到非线性时程分析过程中,采用了具有双线性的非线性弹簧单元模拟活动墩滑动支座,摩擦系数取2%,同时考虑到实际工作的可操作性,设计采用反应谱法计算结构的动力响应。

(3)地震力计算时不考虑支座螺栓剪断以及支座摩阻等产生的耗能作用,只在计算地震力时扣除活动墩支座摩阻力及固定支座螺栓剪断后的支座摩阻力的影响。

(4)桥墩及基础按多遇地震进行设计,连接构件按设计地震设计[3]。

4 多遇地震作用下桥墩及基础抗震设计

4.1 地震力的计算条件

桥梁结构动力特性分析采用离散结构的有限元方法计算,有限元模型中以顺桥向为X轴,横桥向为Y轴,竖向为Z轴,梁与桥墩均离散为空间梁单元,主梁与墩顶在Z、Y方向建立全主从约束,制动墩与梁在X方向建立主从约束,其他墩与梁在X方向为自由滑动。基础按桩土相互作用,按一般冲刷情况进行计算桩基础的刚度,并考虑承台的质量。地震力计算分别按纵、横向两种方式计算,取前200阶模态,按SRSS法进行组合[5]。

4.2 地震力的计算结果(表4)

表4 地震力计算结果

根据计算结果可知,在多遇地震下,固定墩支座可承担纵向地震水平力,可起到传递水平力的功能,同时可满足抗震性能Ⅰ的要求。

4.3 桥墩及基础设计情况[6，7]

桥墩基础检算结果见表5。

表5 桥墩基础检算结果

检算结果表明：(1)客运专线桥墩刚度较大,活动墩地震力不控制桥墩设计,仅需按构造配筋即可；(2)客运专线对桥梁梁部刚度要求高,梁部自重大,给固定墩的设计带来较大困难,特别是长联大跨结构,墩身配筋已非常控制；(3)固定墩桩基出现受拉桩,受拉桩在满足抗拉承载力的前提下,其配筋率已达到了极限2.1%；(4)在地震力作用下,桩基最大桩顶反力已达14 000 kN,承台配筋亦达到极限。

5 设计地震作用下连接构件—抗震榫的设计

5.1 设计原则

(1)在设计地震作用下,固定支座已无法承担水平地震力,按照震规,桥梁上、下部连接构件的抗震设防目标采用抗震性能要求Ⅱ,设计地震作用时,允许支座发生一定破坏,但必须能够修复。具体而言,对盆式支座,其薄弱部位是上下盆与桥梁结构连接的锚固螺栓,而梁部锚固螺栓一旦破坏,修复将十分困难,因此将地震中允许破坏的部位设定为下部锚固螺栓处,其退出工作,抗震榫进入受力状态,发挥抵抗地震水平力的作用。

(2)抗震榫完全按弹性设计时,所需结构尺寸较大,设置困难,故抗震榫按弹塑性进行设计。

(3)抗震榫锚固按极限状态平衡法进行计算。

(4)由于纵向水平地震力巨大,仅靠固定墩设置抗震榫难以抵抗其作用,故在其相邻活动墩墩顶设置抗震榫,通过限位设计,使3个桥墩上的抗震榫共同参与结构受力,即按抗震榫先后受力顺序分配地震水平力。

5.2 抗震榫受力机理分析

抗震榫在弯矩作用下,当外缘应力达到屈服强度时,开始进入塑性变形状态,截面最外缘应力达到屈服应力,当弯矩继续增大时,截面最外缘应变继续增大,而最大应力保持不变,即截面边缘成为塑性,中间核心保持为弹性,体现在构件的应力应变曲线(图4),可以近似地取εB=2εA,这是进行水平力分配的基本假定[8、9]。

图4 钢材σ-ε曲线

5.3 抗震榫设计(以一跨渭河为例)

不同截面最大弯矩与屈服弯矩比值见表6。

表6 不同截面最大弯矩与屈服弯矩比值k

从制造工艺、工程经济、结构受力等多方面综合考虑,选用上小下大的钢混组合截面钢箱混凝土(Q420q钢箱内填充C40混凝土)。在固定墩及两相邻活动墩设置抗震榫,根据计算,结合桥墩及主梁构造,固定墩设置6根,相邻两活动墩各设4根,抗震榫具体尺寸详见图5。

图5 抗震榫结构(单位：cm)

5.4 抗震榫的计算

5.4.1 地震力求解

求解思路：固定墩支座下锚栓剪断退出工作,3个桥墩抗震榫开始受力。按照此工作原理,将抗震榫代入计算模型,与桥墩形成合成刚度,应用反应谱理论进行地震响应分析。计算结果为：(1)周期T=0.831 s；(2)地震总水平力∑P=70 190 kN；(3)墩顶梁位移量Si(i=1～8号墩)：S1=5.19 cm；S2=5.16 cm；S3=5.22 cm；S4=5.73 cm；S5=6.36 cm；S6=6.81 cm；S7=7.05 cm；S8=7.08 cm。

5.4.2 支座摩阻力计算

活动支座摩阻系数取0.05,固定支座被剪断后摩阻系数取0.3,扣除上述两项摩阻力后剩余水平地震力为：∑P1=∑P-∑f=50 247 kN。

5.4.3 抗震榫考虑塑性变形时水平力分配

(1)抗震榫与箱梁预留钢盒缝隙的设定

为保证箱梁在正常使用状态下的自由伸缩,活动墩抗震榫与箱梁预留钢盒间预留2 cm间隙,固定墩预留5 mm。地震力作用下考虑升温15 ℃,此时固定墩相邻活动墩温度位移量0.96 cm,在此工况下3个桥墩抗震榫距抗震锚盒边缘的距离如图6所示。