鐵路樁基礎(chǔ)橋臺抗震性能參數(shù)影響分析

楊晨吟，陳興沖，張熙胤，王義

鐵路樁基礎(chǔ)橋臺抗震性能參數(shù)影響分析

楊晨吟，陳興沖，張熙胤，王義

(蘭州交通大學 土木工程學院，甘肅 蘭州 730070)

為了揭示樁基礎(chǔ)橋臺在地震作用下抗震性能的變化規(guī)律，以鐵路重力式橋臺為研究對象，通過數(shù)值模擬的方式分析樁頭軸壓比、樁基配筋率和橋臺高度3種因素對橋臺滯回曲線、骨架曲線、耗能能力的影響。研究結(jié)果表明：橋臺正方向(遠離填土)和負方向(面向填土)滯回曲線呈明顯非對稱分布，這與樁基礎(chǔ)、混凝土柱等結(jié)構(gòu)的軸對稱分布有較大差異；在相同加載位移的情況下，增大樁基配筋率和樁頭軸壓比可以提高結(jié)構(gòu)的承載力但會降低耗能能力；同等條件下，橋臺負方向的剛度是正方向的7倍，承載力是正方向的10倍；橋臺負方向由于加載過程中的脫空、隆起現(xiàn)象耗能能力會有所降低。因此需要考慮橋臺的特殊性，防止出現(xiàn)遠離填土一側(cè)過早破壞引起的經(jīng)濟損失和安全隱患。

鐵路樁基礎(chǔ)橋臺；樁?土?橋臺相互作用；抗震性能；影響因素分析；OSID

橋臺是道路與橋梁的連接點，是地震發(fā)生時整個結(jié)構(gòu)體系中極易發(fā)生破壞的部位。橋臺損壞不僅會導(dǎo)致自身功能喪失，還會引發(fā)落梁等震害，進而影響整體結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定性。在當前的橋梁設(shè)計規(guī)范中，橋臺主要用于支撐上部結(jié)構(gòu)和防止后方填土的塌陷，其在抗震方面所起的作用未給予充分考慮。實際上，樁?土?橋臺相互作用對橋梁結(jié)構(gòu)的抗震性能起著至關(guān)重要的作用。針對橋臺的地震反應(yīng)，已有學者開展了一些研究。林上順等[1?2]開展了整體式橋臺?樁?土相互作用的擬靜力試驗研究，分析了橋臺的受力特點和變形規(guī)律，給出了橋臺內(nèi)力和臺后土壓力計算方法。李悅等[3]采用時程分析方法，論述了在抗震分析中考慮橋臺基礎(chǔ)提離和地基土屈服的必要性。周雨龍等[4]開展了足尺橋臺試驗研究，提出橋臺非線性力?位移關(guān)系的雙曲線簡化計算公式，并通過建立有限元模型，驗證了所提出公式的準確性。Barker等[5?7]研究了臺背土壓力系數(shù)與橋臺頂部位移以及橋臺高度之間的關(guān)系。彭欽幫等[8]通過建立全橋非線性地震反應(yīng)分析模型，對比分析了不同損傷程度橋臺的地震響應(yīng)，指出墩柱線剛度越大，墩身的地震反應(yīng)越強烈，橋臺損壞程度越嚴重。徐略勤等[9]針對橋臺?填土相互作用提出四種簡化的模擬方法，通過不同參數(shù)驗證，綜合考慮模型結(jié)果的精確性、建模過程的簡潔性，得出在抗震分析中彈簧模型是最優(yōu)選擇的結(jié)論。石麗峰等[10]指出現(xiàn)有橋臺規(guī)范中的M-O方法在計算臺背土壓力的大小和分布時的不合理性，并提出可通過在后背填土加筋的方式減小整體式橋臺的地震反應(yīng)。孫治國等[11]對汶川地震中高原大橋橋臺現(xiàn)場數(shù)據(jù)進行分析，通過靜力pushover分析的方式對橋臺的地震機理進行了深入研究，并提出了相應(yīng)的加固方案。LUO等[12]通過對全橋模型的非線性靜力分析，探討了結(jié)構(gòu)體系的傳力機理，并通過非線性動力分析，評價了減隔震橋梁臨界狀態(tài)出現(xiàn)的次序，分析了橋臺屬性對橋梁抗震性能的影響。Shamsabadi等[13]建立了具有傾斜橋面的整體橋臺三維非線性有限元模型，得出在地震作用下，傾斜的橋面在垂直軸上會發(fā)生顯著的旋轉(zhuǎn)，在振動結(jié)束時會發(fā)生永久性的位移的結(jié)論。以上研究表明，國內(nèi)外目前對橋臺的研究主要集中于臺背土壓力的計算方法、分布形式、破壞機理以及地震反應(yīng)。對橋臺結(jié)構(gòu)以及背后填土在不同參數(shù)下抗震性能研究較少涉及。實際工程中不同的橋梁跨度、荷載形式和地形條件均會導(dǎo)致橋臺結(jié)構(gòu)的參數(shù)的變化。針對上述情況，本文以鐵路重力式橋臺為背景，探究了樁頭軸壓比、樁基配筋率、橋臺高度3種因素對橋臺抗震性能的影響。對比分析了結(jié)構(gòu)的滯回性能、骨架曲線和耗能能力。

1 有限元模型的建立

1.1 幾何模型

本項目以我國鐵路樁基礎(chǔ)重力式橋臺為研究對象，為充分考慮實際工程中橋梁不同跨徑、荷載形式以及地形條件的要求，建立了7組有限元模型。分別考慮樁頭軸壓比、樁基配筋率、橋臺高度等因素對橋臺抗震性能的影響，具體模型尺寸如圖1所示。表1中詳細介紹了模型不同參數(shù)：模型1為基準模型，模型2和模型3主要考慮軸壓比的影響；模型4和模型5主要考慮樁基配筋率的影響；模型6和模型7主要考慮橋臺高度的影響。

表1 模型基本參數(shù)

單位：m

1.2 材料本構(gòu)模型的選取

混凝土采用塑性損傷模型，ABAQUS提供的混凝土塑性損傷模型(CDP模型)主要用于模擬低靜水壓力下由損傷引起的不可恢復(fù)的材料退化，這種退化反映在材料上表現(xiàn)為受拉和受壓的本構(gòu)關(guān)系不同，在達到受拉屈服強度后，材料的性質(zhì)表現(xiàn)為軟化，在達到受壓屈服強度后，材料表現(xiàn)為先硬化再軟化，拉壓兩側(cè)可選擇不同的剛度折減和損傷因子，也可以考慮混凝土在循環(huán)荷載作用下的剛度恢復(fù)[14]。混凝土單軸受壓本構(gòu)如圖2所示，混凝土受拉、受壓的應(yīng)力?應(yīng)變曲線示意圖繪于同一坐標系中，但取不同的比例。符號取“受拉為負、受壓為正”。其中cu為應(yīng)力應(yīng)變曲線下降段應(yīng)力等于0.5c,r時的混凝土壓應(yīng)變。鋼筋選用Clough等[15]提出的雙線性滯回模型，如圖3所示。該本構(gòu)在反向再加載時指向在該方向加載歷史上所經(jīng)歷的最大應(yīng)變點(如點)，如果該方向從未屈服，則指向屈服點(如點)。文獻[15?16]指出將宏觀構(gòu)件的承載力退化計入鋼筋的滯回本構(gòu)是行之有效的，需要注意的是這里鋼筋屈服強度的退化是指綜合考慮鋼筋與混凝土之間的滑移以及混凝土剝落的而產(chǎn)生的效果。土體本構(gòu)選用Mohr-Coulomb，基本參數(shù)如表2。

圖2 混凝土單軸應(yīng)力?應(yīng)變曲線

1.3 有限元模型及邊界條件

通過有限元軟件ABAQUS建立了非線性分析模型，如圖4所示。臺身、樁基以及土體3個部分采用實體(C3D8R)單元建模，鋼筋采用Truss單元，鋼筋與混凝土之間通過embed方式結(jié)合，模型共1 064個單元。

圖3 鋼筋Clough模型

表2 土體本構(gòu)參數(shù)

樁基、臺身與土體之間設(shè)置接觸對，剛度較大的樁、臺身設(shè)置為主接觸面，土體設(shè)置為從接觸面。接觸類型為面面接觸。接觸面的切向力學行為設(shè)為罰函數(shù)，摩擦因數(shù)取0.2，法向力學行為設(shè)為硬摩擦，即2個接觸面之間能夠無限制的傳遞壓力，當接觸壓力變?yōu)?或者負值時，兩接觸面相互分離并解除相應(yīng)的約束。樁基底部與土體采用綁定約束。在模型垂直于方向的2個側(cè)面約束其方向平動位移；在垂直于方向的2個側(cè)面設(shè)置方向平動位移為0；在垂直于方向的底面采用固結(jié)的方式處理。

圖4 模型網(wǎng)格劃分圖

圖5 加載歷程

1.4 加載方式

為了避免應(yīng)力集中，在橋臺頂面中心點處設(shè)置參考點，并將參考點與頂面進行耦合，在參考點上施加荷載。荷載在2個分析步中施加。第1個分析步通過集中力的方式在參考點上施加豎向荷載，第2個分析步通過位移控制的方式在參考點上施加低周水平往復(fù)荷載。加載以位移為控制量，采用等幅位移加載的方式，這種方式有利于研究模型在指定位移下的力學性能。加載過程中先控制位移向橋臺正方向移動至0.05 m，然后指向負方向。在加載的最后控制橋臺回到原點初始位置。具體位移按照±0.05，±0.1，±0.15，±0.2，±0.25，±0.3，±0.35 m的幅值逐步施加，如圖5所示。

2 結(jié)果及分析

本文以定義橋臺遠離臺背填土方向移動為正方向，往臺背填土方向移動為負方向。

2.1 滯回曲線

滯回曲線和骨架曲線是評價結(jié)構(gòu)損傷程度、剛度退化以及承載性能的基礎(chǔ)，也是計算延性系數(shù)的主要依據(jù)，結(jié)構(gòu)力?位移所圍成的面積代表結(jié)構(gòu)耗能的能量，反映了結(jié)構(gòu)在地震作用下耗能能力的大小。根據(jù)模擬結(jié)果，得到各組模型滯回曲線如圖6所示。

從圖6可以看出，橋臺向正方向加載時，力?位移曲線比較飽滿，且耗能隨加載位移的增加而增加，表明橋臺結(jié)構(gòu)體系具備較強的耗能能力。向負方向加載時，在開始階段耗能隨加載位移的增加而增加，但加載至0.2 m時滯回環(huán)呈反S形，表明結(jié)構(gòu)吸收地震能量較少。橋臺正負兩方向的滯回曲線均呈明顯的非對稱分布，這與以往研究的樁基、混凝土柱等結(jié)構(gòu)的滯回曲線形狀差異較大。當橋臺在正負兩方向加載相同位移時，負方向的滯回曲線與坐標軸所圍成的面積大于正方向。

(a) 不同軸壓比；(b) 不同配筋率；(c) 不同橋臺高度

從滯回曲線可以看出，模型的受力狀態(tài)經(jīng)歷了3個階段：加載初期，滯回曲線所包圍的面積很小，曲線基本保持線性狀態(tài)，表明耗能和殘余變形都很少，這是彈性階段。隨著加載的繼續(xù)，滯回環(huán)所包圍面積增大，殘余變形逐漸增加，剛度退化現(xiàn)象較為明顯，這是彈塑性階段。當超過結(jié)構(gòu)所能承受的最大荷載后，承載力隨著位移的增加逐漸下降，這是破壞階段。在相同位移量的情況下，橋臺負方向未出現(xiàn)承載力下降的現(xiàn)象，說明結(jié)構(gòu)在負方向未達到極限荷載，仍處于彈塑性階段。

2.2 骨架曲線

從圖7可以看出，在初始加載階段，骨架曲線保持線性增長，結(jié)構(gòu)此時處于彈性狀態(tài)。當正方向加載至0.15 m左右時，曲線出現(xiàn)峰值點，表明結(jié)構(gòu)達到極限荷載，此時結(jié)構(gòu)承載力為1.1×103kN。隨著加載的繼續(xù)，骨架曲線開始平緩地下降，表明結(jié)構(gòu)延性較好。當位移達到0.30～0.35 m時，承載力下降到極限承載力的85%，停止加載。負方向在位移達到0.1 m后，承載力增速開始變緩，繼續(xù)加載至0.35 m，曲線仍未出現(xiàn)峰值點，此時結(jié)構(gòu)的承載力為1.1×104kN，負方向承載力是正方向的10倍。

在線彈性階段，模型正方向的剛度為104kN/m，負方向的剛度為7×104kN/m，兩者剛度相差7倍。這主要是橋臺前后有無填土造成的，有填土一側(cè)結(jié)構(gòu)的移動受樁周土和臺后填土的共同影響，剛度較大。無填土的一側(cè)，只有樁周土體影響結(jié)構(gòu)的受力狀態(tài)，剛度較小。

由圖7(c)可知，隨橋臺高度增大，樁基在土體中正方向位移會減小，從而導(dǎo)致承載力減小；負方向位移雖有所減少，但后臺填土的接觸面積增大，最終表現(xiàn)為承載力增大。由圖7(a)和7(b)可知，一定范圍內(nèi)提高軸壓比，配筋率均可以有效提高橋墩的承載力；隨結(jié)構(gòu)配筋率和軸壓比的提高，結(jié)構(gòu)峰值點處所對應(yīng)位移增大。

2.3 耗能能力

等效黏滯阻尼比表示一個滯回環(huán)黏滯阻尼消耗的能量與彈性應(yīng)變能的比值，等效黏滯阻尼比越大，表明結(jié)構(gòu)物的耗能能力越強，表明結(jié)構(gòu)的抗震性能越好[2]。其計算公式如下：

式中：為滯回環(huán)面積(耗能能量)；12為系統(tǒng)的彈性應(yīng)變能。

(a) 不同軸壓比；(b) 不同配筋率；(c) 不同橋臺高度

圖7 骨架曲線

Fig. 7 Skeleton curve

由圖8(a)，8(b)和8(c)可知，橋臺正方向耗能隨位移增大而增大，負方向耗能在0～0.2 m隨位移增加而增加，當位移達到0.2 m后趨于穩(wěn)定，繼續(xù)加載，耗能反而減小，這是因為橋臺后臺填土產(chǎn)生了殘余變形，再加載時殘余變形階段基本不耗能，這與文獻[2]實驗中出現(xiàn)的臺后填土脫空、隆起現(xiàn)象一致，進一步驗證了建模的正確性。分析圖8(a)可知正負兩方向的阻尼系數(shù)均隨軸壓比的增大而減小。隨著縱筋配筋率的增加阻尼系數(shù)反而減小，這是因為在樁?土?橋臺體系中，對耗能起主要作用的是樁基，增加縱筋配筋率會提高樁基的剛度，在相同位移情況下，剛度大的結(jié)構(gòu)耗能較少。圖8(c)表明：橋臺高度的增加對橋臺負方向耗能能力有較大提升，對橋臺正向影響不大。

(a) 不同軸壓比；(b) 不同配筋率；(c) 不同橋臺高度

3 結(jié)論

1) 鐵路樁基礎(chǔ)橋臺的滯回曲線為非對稱分布，與橋墩、樁基、柱等結(jié)構(gòu)的滯回曲線分布形態(tài)有較大的差異，當橋臺在正負方向發(fā)生相同位移時，負方向的滯回曲線與坐標軸所包圍的面積大于正 方向。

2) 相同條件下，橋臺負方向的剛度是正方向的7倍，承載力是正方向的10倍，這主要是橋臺前后有無填土造成的。

3) 增大軸壓比、配筋率在一定范圍內(nèi)可以提高橋臺的承載力，但會降低耗能能力，橋臺負方向由于后臺填土的脫空、隆起，耗能能力有所降低，因此需要合理控制樁頭軸壓比、樁基配筋率以及臺后填土性質(zhì)的變化，來改善橋臺結(jié)構(gòu)的綜合性能。

4) 在水平荷載作用下，橋臺正負方向強度、剛度、耗能均呈明顯的非對稱分布，故應(yīng)合理進行構(gòu)造設(shè)計。

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Analysis of the influence of seismic performance parameters of railway abutment with pile foundation

YANG Chenyin, CHEN Xingchong, ZHANG Xiyin, WANG Yi

(School of Civil Engineering, Lanzhou Jiaotong University, Lanzhou 730070, China)

In order to reveal the change law of seismic behavior of abutment with pile foundation under earthquake action, taking railway gravity abutment as the research object, and the influences of pile head axial compression ratio, pile reinforcement ratio and abutment height on hysteretic curve, skeleton curve and energy dissipation capacity of abutment were analyzed by numerical simulation. The results show that the hysteretic curves of the abutment in positive direction (away from the filling) and negative direction (towards the filling) exhibit obvious asymmetrical distribution, which is quite different from the axisymmetric distribution of pile foundation and concrete column and other structures. Under the same condition of loading displacement, the increase of the reinforcement ratio and pile head axial compression ratio can improve the bearing capacity of the structure but will decrease the energy dissipation capacity. The stiffness of the abutment in negative direction is 7 times that of positive direction, and the bearing capacity is 10 times that of the positive direction under the same condition. The energy dissipation capacity of abutment in negative direction is reduced due to the abutment disengaging and uplift during loading. Therefore, the particularity of abutment needs to be considered to prevent the economic loss and potential safety hazard caused by premature failure far away from the side of the filling soil.

railway pile foundation abutment; pile-soil-abutment interaction; seismic performance;analysis of influencing factors

U24

A

10.19713/j.cnki.43?1423/u.T20200365

1672 ? 7029(2021)02 ? 0432 ? 08

2020?04?29

國家自然科學基金資助項目(51808273)；中國博士后科學基金面上項目(2018M643767)

張熙胤(1989?)，男，甘肅白銀人，副教授，博士，從事寒區(qū)工程抗震研究；E?mail：zhangxiyin@mail.lzjtu.cn

(編輯 蔣學東)