高地震烈度區30m連續T梁橋下部結構計算分析研究

劉 星

寧夏公路勘察設計院有限責任公司，寧夏銀川 750001

跨徑30m的裝配式預應力混凝土連續T梁橋在我國公路建設中的應用十分廣泛，在很多高速公路中都被大面積使用。T梁橋的下部結構，其墩臺尺寸及配筋一般是根據具體情況經過詳細計算分析后予以確定，各地區尤其是不同地震烈度區內的下部結構尺寸及配筋形式存在很大差別。本文以抗震設防烈度為8度 （0.2g）的某地區高速公路上典型3×30m連續T梁橋為例，通過比較詳細的抗震計算分析，最終確定適合于該地區可廣泛使用的墩柱、樁基截面尺寸及配筋形式，可為今后的工程實際提供一些參考。

1 模型建立

1.1 結構概況

假定橋梁是某地區高速公路上n×30m連續T梁橋其中3×30m的一聯。橋寬為2×12.75，分為左右兩幅。下部結構為蓋梁下樁基接圓柱墩形式，墩高分別為9、9、12、12m，樁頂布置系梁。墩柱直徑為1.4m，樁基直徑為1.6m，蓋梁尺寸 （寬×高） 為1.6m×2.0m，系梁尺寸 （寬×高） 為1.2m×1.4m，橫斷面布置如圖1。

圖1 橋梁橫斷面布置

上部結構T梁及下部結構分別采用C50和C30混凝土，中間兩個連續墩處采用HDR （I） -520×570×237-G1.0高阻尼隔震型橡膠支座，首尾兩個非連續墩處采用LNR （H） -420×420×149水平力分散型橡膠支座。

1.2 地震動參數

抗震設防烈度為8度，設計基本地震動加速度峰值為0.2g，特征周期為0.45s，場地類別為Ⅱ類，由《公路橋梁抗震設計細則》（JTG/TB02-01-2008） （以下簡稱《抗震細則》） 可知抗震設防類別為B類，按高速公路上的大橋，抗震重要性系數E1地震作用下為0.5，E2地震作用下為1.7。由于不是某一座特定位置的實際橋梁，故計算采用多振型反應譜分析法，減隔震支座的剛度采用其等效剛度，不考慮其非線性特性，整個設計思路采用延性設計，即允許墩柱進入塑性狀態，墩柱抗剪及樁基按能力保護構件進行設計。

1.3 建立有限元模型

采用MIDAS CIVIL有限元分析軟件建立3×30m連續T梁全橋模型，上部結構6片T梁按梁格法模擬。對于樁基僅考慮剛度因素，忽略其慣性力的影響，即采用6×6的樁土相互作用彈簧剛度矩陣來模擬每根樁頂處的剛度，剛度計算采用“m”法[1]。

墩柱在地震作用下內力大小與自身剛度及其與相鄰墩柱的相對剛度有關，高度較矮的墩由于相對剛度較大，其承擔的地震力也相應較大，對于研究9m高度的連續墩來說，該聯橋墩柱采用9、9、12、12m的高度時，該9m高度連續墩受力更為不利，故出于保守考慮，按此墩高設置，有限元模型如圖2所示。

圖2 有限元計算模型

2 E1地震作用下的計算

采用E1反應譜分析，所得9m高度的連續墩墩身在地震作用下的內力如表1所示。

表1 E1地震作用下墩柱內力

《抗震細則》規定在E1地震作用下，結構在彈性范圍內工作，基本不損傷[2]。墩柱、樁基的計算結果如表2所示。

表2 E1地震作用下墩柱、樁基強度驗算

墩柱豎向主筋配置為28根Φ28，配筋率1.12%，箍筋采用等級為HPB300、直徑10mm的雙螺旋箍筋并置形式，箍筋加密區間距為7.5cm；樁基采用 （14+14） 根Φ28 （樁身通長鋼筋14根），樁基配筋率0.86%。對比上表可知墩柱、樁基均滿足正截面抗壓承載力的要求。

對于樁頂系梁，同樣應滿足彈性設計要求。系梁截面頂底主筋一般為Φ22，間距按15cm左右布置，即頂底都為9根主筋，則其正截面抗彎承載力為1445kN·m；而E1地震作用下橫橋向系梁端部的負彎矩值達1739kN·m，故目前系梁鋼筋配置不滿抗彎承載力要求。如按主筋間距10cm布置，頂底都為12根主筋，則正截面抗彎承載力可提高至1927kN·m，滿足要求。

3 E2地震作用下的計算

采用E2反應譜分析，可知樁頂系梁在橫橋向地震作用下的梁端負彎矩達5911kN·m，而系梁截面頂底主筋采用Φ22，如按間距10cm布置，則按實配鋼筋材料強度標準值計算所得的正截面抗彎承載力為2335kN·m，故E2地震作用下，系梁作為耗能構件必然最先發生損壞，故計算墩柱及樁基不應考慮系梁的作用。按無系梁模型計算后可得9m高度連續墩墩身在地震作用下的內力如表3所示。

表3 E2地震作用下墩柱內力

3.1 墩柱驗算

根據恒載軸力和E2地震作用下軸力的組合值，通過M-Φ曲線分析，可得墩柱在不同狀況軸力下的等效屈服彎矩如表4所示。

表4 E2地震作用下墩柱等效屈服彎矩

由表3、4可知，E2地震作用下順橋向墩底、橫橋向墩頂的等效屈服彎矩均小于其地震內力值，均進入塑性狀態，發生損傷。此時墩柱的抗剪須按能力保護原則設計，其塑性鉸區域沿順橋向和橫橋向的斜截面抗剪強度要滿足《抗震細則》（ 7.3.4） 條的計算規定。

不難得出9m高度連續墩墩身順橋向超強彎矩為1.2×5873=7047.6（ kN·m），順橋向剪力設計值為7047.6/9=783.1（ kN）。

對于橫橋向，第一迭代計算結果如表5所示。

表5 橫橋向第一次迭代計算結果

建立單獨的蓋梁墩柱計算模型，將上表中蓋梁水平力施加于模型中，得出墩柱軸力和恒載軸力疊加后的第二次迭代計算結果如表6所示。

表6 橫橋向第二次迭代計算結果

由表6可知兩次計算的蓋梁等效水平力相差-2.39%，故墩柱橫橋向剪力設計值可認為是1805.7kN。

根據《抗震細則》 （7.3.4） 條，對于現狀墩柱箍筋配置，可得出墩柱斜截面抗剪強度值為1488kN。所以，墩柱塑性鉸區域橫橋向的斜截面抗剪不滿足規范要求，需增加箍筋的配置。如果采用HRB400的圓環焊接箍筋，加密區間距7.5cm，當箍筋直徑分別為12、14、16mm時，墩柱斜截面抗剪強度值分別為1327、1754、2248kN。由此可知，只有至少采用直徑16mm的箍筋時，才能完全滿足規范要求，而采用直徑14mm的箍筋時，墩柱斜截面抗剪強度與剪力設計值相差不大，考慮到超強系數1.2的存在，基本也可認為是滿足能力保護設計要求的。

3.2 樁基驗算

樁基作為能力保護構件，在E2地震作用下應基本不發生損傷。所以，和E1地震作用下類似，E2地震作用下樁基仍需按照壓彎構件，驗算其承載能力。樁基計算結果如表7所示。

表7 E2地震作用下樁基強度驗算

目前樁基配筋采用 （14+14） 根Φ28，樁基配筋率0.86%不能滿足樁身完全按線彈性計算的承載力要求，而樁基需求配筋率1.7%只有采用像 （14+14+28） 根Φ28的束筋 （在原配筋的基礎上再增加28根鋼筋組成束筋） 才能達到。《抗震細則》中規定：在驗算樁基礎截面抗彎強度時，截面抗彎能力可采用材料強度標準值計算。相應條文說明指出由于地震是偶遇荷載，故可采用標準值計算。所以，這里可以采用材料標準值對樁基重新進行驗算。更為簡便地，可直接根據樁身的M-Φ曲線分析，得出樁身在實配鋼筋下的等效屈服彎矩，與樁身最大彎矩進行比較。

現修改樁基配筋為束筋形式 （14+14+28） 根Φ25，總配筋率為1.37%，即從樁頂到樁頂以下10m左右范圍增加28根鋼筋組成束筋，10m以下按常規一半鋼筋伸至樁頂以下18m左右，另一半通長布置。此時樁基在軸力5125、1854和8396kN下的等效屈服彎矩分別為9314、7989和10412kN·m，均大于對應的樁身最大彎矩，此時可認為樁基滿足承載力要求。

4 關于墩柱箍筋配置

墩柱潛在塑性鉸區域內加密箍筋須滿足《抗震細則》 （8.1.2）條最小體積含箍率的要求，計算公式為：

針對本文的計算模型，對9m高度連續墩的最小體積含箍率進行計算。箍筋分別采用HPB300、HRB400，結果如表8所示。

表8 最小體積含箍率比較

由表8可知，提高箍筋等級可以降低最小體積含箍率的限值要求。當箍筋采用等級為HPB300、直徑10mm的雙螺旋箍筋并置形式，加密區間距為7.5cm時，墩柱的實際箍筋體積含箍率為0.644%；當采用等級為HRB400、直徑分別為12、14、16mm的圓環焊接箍筋，加密區間距為7.5cm時，實際箍筋體積含箍率分別為0.464%、0.631%、0.825%。

所以，當采用等級為HRB400、直徑16mm的圓環焊接箍筋，加密區間距為7.5cm時，滿足對應其鋼筋等級的最小體積含箍率要求。

5 結語

由靜力計算和工程經驗相結合而確定的30m連續T梁橋下部結構配筋形式，在地震作用下，有些環節不滿足延性體系的抗震設計要求。所以，需要經過詳細的抗震計算后對這些環節進行調整和修正。

①對于樁接柱的下部結構形式，工程習慣上采用的樁柱縱向鋼筋等直徑、等根數配置明顯不符合樁基按能力保護原則設計要求。在墩柱采用的縱向鋼筋配置滿足靜力計算、E1地震計算下線彈性要求，最小配筋率要求和工程習慣要求的條件下，應盡可能地增加樁基的縱向配筋率，以保證樁基基本不受損壞，而采用束筋不失為一種很好的方式。

②習慣上墩柱采用的等級為HPB300、直徑10mm的雙螺旋箍筋并置形式很難滿足墩柱的斜截面抗剪和最小體積含箍率要求，應全面改為等級為HRB400，直徑更大的圓環焊接箍筋。

③以往不重視系梁的計算和主筋配置，其實作為耗能構件，雖然容許在E2地震作用下發生破壞，但為了滿足E1地震作用下的線彈性設計要求，應適當增加系梁的主筋配置。

本文只是針對30m連續T梁橋9m高度的下部結構做了一定的抗震計算分析，得出的結論可以給工程實際一定的參考。對于其他墩更矮或墩更高的下部結構，其地震反應會有很多不同，同樣需要全面的計算，才能最終確定出合理的鋼筋配置形式，確保結構的安全。