又叫實體橋墩，是實體的圬工墩，主要靠自身的重力來平衡外力，從而保證橋墩的強度和穩定性。由一個實體結構組成，按其截面尺寸及重量的不同又可分為實體重力式橋墩和實體輕型橋墩。此種橋墩自身剛度大，具有較強的防撞能力，但同時存在阻水面積大的缺陷，比較適合於修建在地基承載力較高，覆蓋層較薄，基岩埋深較淺的地基上。
基本介紹
- 中文名：重力式橋墩
- 外文名：gravity pier
- 又叫：實體的圬工墩
- 依靠：自身的重力來平衡外力
- 保證：橋墩的強度和穩定性
- 所屬類別：交通
橋墩結構,抗震方法,
橋墩結構
1 工程概況
“中委合資廣東石化 2 000 萬 t/a 重質原油加工工程”是中國石油天然氣股份有限公司與委內瑞拉國家石油公司的合資項目，也是國內乃至世界一次性建設加工能力最大的煉油項目。煉廠建在廣東省揭陽市惠來縣新龍江河出海口西岸。與煉廠配套的 30 萬噸級原油碼頭工程建在東部沿海石碑山燈塔東側開敞海域，接卸的原油通過海上大跨度鋼引橋 （管線橋） 輸送至陸域的原油中轉庫，再通過陸上管道輸送到相距 26 km 的煉廠。30 萬噸級原油碼頭採用離岸式總平面布置，碼頭前沿離岸約 1.8 km，通過一條長度約 2.3 km、寬 8.5 m 的折拐形鋼引橋與陸域相連。鋼引橋沿線海床水深為-10.0~-21.5 m （近岸第一個橋墩位於-10.0 m 水深處），原油碼頭位於水深-21.5 m處。鋼引橋沿線橋墩基礎結構因海床地質的不同，採用了不同的結構形式：與陸域相連的約 1.6 km鋼引橋段海床岩石裸露 （或覆蓋層很薄），12 個橋墩基礎採用新型重力墩式結構，其餘岩石埋深較深段，橋墩基礎結構採用常規鋼管樁結構。鋼引橋標準段淨跨 108 m，橋墩之間的中心距 123 m。
2引橋橋墩設計的主要條件
2.1 水位
極端高水位+3.12 m；設計高水位+1.87 m；設計低水位+0.30 m；極端低水位-0.16 m （均從當地理論深度基準面起算）。
2.2 地 條件
工程海域為岩石海岸，海床坡度較陡，鋼引橋沿線約1.6 km 範圍海床基岩裸露或覆蓋層很薄，自陸側至海側覆蓋層呈缺失到逐步加厚趨勢。作為引橋橋墩基礎持力層的強風化花崗岩 （或中風化花崗岩或微風化花崗岩） 的地基允許承載力分別為600 kPa、2 000 kPa、3 000 kPa。
2.3 地震
根據GB18306—2001 《中國地震動參數區劃圖》，本區域地震基本烈度為VII 度，地震水平動峰值加速度為0.15 g。
3引橋橋墩結構方案比選
工程海域水深浪大，且全年海況條件惡劣，引橋橋墩基礎結構設計首先需從施工可行性的角度，提出具備施工條件、施工設備、能確保施工工期的方案。就鋼引橋沿線的地質條件而言，岩石裸露或覆蓋層很薄，宜採用重力墩式結構，但必須對岩基進行炸礁、整平處理；就海況條件而言，則宜採用透空式高樁墩式結構，但必須考慮設定人造地基，以滿足穩樁需求。綜合考慮海況條件因素、地質條件因素，橋墩基礎結構設計首先考慮了4 種常規結構方案進行比選。
3.1 置永久人造地基的高 墩式 構方案（方案 1）
該方案的設計思路：在設定橋墩區域，通過大量拋填碎石形成永久人造地基，一方面創造施工期的穩樁條件，另一方面在使用期為基樁提供可靠約束，使得基樁嵌固點位置上移，減少基樁嵌固點處的彎矩，以滿足使用期基樁的強度要求，使方案成立。該方案最大的優點是通過人造永久地層，實現了基樁嵌固點位置上移，較大幅度地降低了鋼管樁芯柱嵌岩樁的彎矩，使芯柱嵌岩樁的方案成為可能。最大的缺點是人造地基造價太高，海上工作量大。
3.2 置 構的高 墩式 構方案（方案 2）
考慮將基樁的穩樁結構改為臨時的袋裝砂結構，採用打樁平台進行第一次沉樁之後，通過在鋼管樁內鑽孔、進行海上接樁和對鋼管樁進行二次打樁，將鋼管樁植入岩層中，最後在鋼管樁內澆築混凝土，以滿足引橋墩台基礎結構使用期的強度要求，最終形成鋼管混凝土複合樁的高樁墩式結構方案。該方案最大的優點是將鋼管樁植入基岩中，結構可靠度更高，抗震適應性更好。最大的缺點是需進行海上接樁、二次沉樁，且當植入的岩體為微風化或新鮮岩時，由於樁底部鑽孔的孔徑小於鋼管樁的內徑，第二次沉樁將十分困難，同時還需增加海上平台搭卸次數，水上工作量也較大。
3.3 定 體的 管架 構方案（方案 3）
不採用大量拋填碎石和袋裝砂的穩樁結構，而是將基樁結構最佳化為可在預製廠整體製作的帶穩定塊體的鋼管導管架結構，將該結構用浮吊安裝在整平好的基床上，再搭設平台，進行導管架各立柱下的嵌岩樁施工，最後，將穩定塊體與導管架結構分離，最終形成帶穩定塊體的導管架結構方案。
與方案1、2 相比，該方案最大的優點是不需要設定海上穩樁結構，實現將立柱結構通過芯柱嵌岩將基礎結構與基岩連成整體，同時，導管架結構還可通過設定多層橫撐，降低立柱彎矩，使芯柱嵌岩的導管架結構方案成立。其缺點是該結構方案的實施，需要採用重力式結構的安裝工藝和海上鑽孔嵌岩樁施工工藝，海上將穩定塊體與導管架本體脫離有難度。
3.4 新型重力式 墩 構方案（方案 4）
該方案將重力墩式結構與高樁墩式結構分別對地質條件和海況條件適應性的特點結合起來，形成帶導管架的異形潛式厚底沉箱重力墩式結構。該結構最大的優點是能充分發揮兩種結構的優勢，墩體結構上部為帶多層橫撐的立柱，透浪性能好，受浪面積小，對波浪的適應性好，施工期海上安裝相對容易，同時，墩體結構底部為異形潛式厚底沉箱，結構主體仍是重力墩式，能提供引橋橋墩在施工期和使用期的穩定性能，同時滿足結構本體的強度要求。
由於新型帶導管架的異形潛式厚底沉箱重力墩式結構重量較大，因此，安裝施工時需大型的船機設備。該方案海上工作量相對較少，施工工期相對有保證，施工期的風險小，且造價最低。
新型重力式橋墩結構方案每個橋墩由1 個帶導管架的異形潛式厚底沉箱組成，分上部結構和基礎結構兩部分，基礎結構為潛式厚底沉箱結構，與普通沉箱不同，該結構中沉箱底板需加厚，以滿足底板的抗沖切要求和為立柱提供可靠的嵌固連線。上部結構為鋼管立柱、鋼管橫撐和頂部鋼筋混凝土平台結構，立柱由若干根豎向鋼管組成，立柱底部預埋於底部沉箱基礎中，形成嵌固點；為增強結構的整體剛度以及降低立柱彎矩，立柱之間用水平和斜向鋼管連線，構成水平橫撐結構；立柱頂部設定鋼筋混凝土平台，用於滿足使用要求。其中，立柱和橫撐鋼管的直徑與壁厚均根據結構的強度要求確定；為增強立柱的強度，可以在立柱中灌注混凝土。
底部異形潛式厚底沉箱採用鋼筋混凝土結構，平面尺寸為18.2 m （沿引橋軸線方向）× 17.5 m （垂直於引橋軸線方向）× 9.5 m （高度），沉箱底部四周均設定1.5 m 長的外趾，用於增加結構的抗傾穩定性；沉箱外壁厚0.35 m，內隔板壁厚為0.2 m，底板厚2.5 m；沉箱內設定9 個倉格。導管架由立柱和橫撐兩部分組成。立柱為6 根準1.2 m 的鋼管，材質為Q390B，底部5 m 壁厚δ= 24 mm，5 m 以上壁厚δ= 20 mm；立柱之間用準1.0 m 的鋼管 （材質為Q390B，壁厚δ= 22 mm）連線，構成橫撐結構，沿導管架高度方向，間隔4.5～5.0 m 設定1 層橫撐。上部導管架與下部厚底沉箱結構在陸上預製廠整體製作，單件浮重約為2 450 t，採用5 000 t 半潛駁運至現場，採用2 500 t 浮吊進行安裝。
4新型重力式橋墩結構設計與試驗
4.1 荷 （ 準跨，-21.0 m水深 ）
1） 鋼引橋自重：每個引橋墩上對稱設4 個鋼引橋支座，各支座承受的自重荷載1 385 kN。
2） 管線荷載：鋼引橋通過各支座傳遞的管線荷載為1 265 kN。
3） 風荷載：鋼引橋通過4 個支座傳遞的風荷載 （水平向、豎向） 分別為1 038 kN、519 kN，0 kN、-519 kN，1 038 kN、519 kN，0 kN、-519 kN。
4） 波浪荷載：經過對比，控制工況為設計高水位。
作用在橫撐上的波浪荷載：波浪浮托力，取相同高程處作用在立柱上的波浪荷載，只考慮最上面兩層橫撐承受浮托力。波浪側壓力，考慮外側橫撐對內側橫撐的遮擋作用，取相同高程處作用在立柱上的波浪荷載的兩倍大小施加在最外側橫撐上。作用在墩台上的波浪荷載：波浪作用不到墩台底面，墩台波浪荷載為零。
4.2 立柱與橫撐內力 算
1） 計算方法
採用國際通用有限元軟體ANSYS 建立有限元模型，對結構進行內力分析。
2） 計算模型
立柱和橫撐採用Beam188 單元模擬，立柱的材料屬性按鋼管與內部混凝土的剛度等效折算，頂部墩台採用Solid45 單元模擬。立柱與底部沉箱交接點按固結處理。結構所受的荷載，已相應的等效荷載施加在模型上，荷載的分項係數根據 JTS 167-1—2010 《高樁碼頭設計和施工規範》確定。
3）荷載組合
（控制水位，設計高水位+1.87 m）荷載組合1：自重+管線荷載+風荷載+波浪荷載。荷載組合2：自重+風荷載+波浪荷載。
4） 立柱與沉箱連線處抗沖剪驗算
立柱埋入沉箱底板1 倍直徑，即1.2 m，考慮在立柱外側設定剪下鍵，剪下鍵能發揮的摩擦力為4 370 kN，此時作用在立柱底部的豎向集中力為19 490-4 370=15 120 kN。底部1 300 mm 厚混凝土受沖剪承載力。
4.3 新型重力式 墩波浪斷面物模
1） 斷面試驗內容
使用期：採用各設計水位與50 a 一遇設計波浪組合，驗證結構穩定性；同時量測結構總波浪力、指定位置的波壓力。
施工期 （墩體上部鋼筋混凝土平台澆築之前，僅沉箱和上部立柱、橫撐組合，沉箱和立柱內均不填充）：採用設計高水位與10 a 一遇設計波浪組合，驗證結構穩定性；同時量測結構總波浪力。
2） 試驗結論
使用期結構穩定性：量測的總波浪力和指定位置的波壓力與計算值比較偏小，結構安全。施工期結構穩定性：量測的總波浪力與計算值比較偏小，結構安全。
5結語
新型帶導管架的異形潛式厚底沉箱重力式橋墩結構對水深、浪大、基岩裸露 （或覆蓋層很薄）的海況條件具有良好的適應性，其最大的優點是將重力墩式結構與高樁墩式結構分別對地質條件和海況條件適應性的特點結合起來，充分發揮兩種結構的優勢，墩體結構上部為帶多層橫撐的立柱，透浪性能好，受浪面積小，對波浪的適應性好，施工期海上安裝相對容易。同時，墩體結構底部為異性潛式厚底沉箱，結構主體仍是重力墩式，能提供引橋橋墩在施工期和使用期的穩定性能，同時滿足結構本體的強度要求。該結構主體製作在陸上預製廠完成，不僅海上工作量較小，而且具備短期突擊安裝施工的特性，在確保工期、降低和控制工程造價等方面更具優勢，經綜合技術經濟比較，為最優結構方案，該結構方案可供類似工程借鑑之用。
抗震方法
1研究背景
我國高速鐵路建設正在飛速發展，總里程已超過了 1． 6 萬公里，同時我國又是地震最活躍的國家之一，因此高鐵橋樑的抗震安全性引起了廣大學者與工程師的密切關注。我國四縱四橫高速鐵路網大多位於高烈度地震區，因而地震作用往往控制高速鐵路橋樑下部結構的設計。與西歐國家( 德國、法國等) 以及日本高速鐵路的結構形式不同，我國高速鐵路廣泛採用配筋率低於 0． 5% 的少筋混凝土重力式橋墩 。由於混凝土重力式橋墩墩身橫截面尺寸較大，導致結構剛度較大，相應的地震力亦大，同時配筋率又較低，如不進行合理的抗震設計，在強震作用下就較易遭到破壞。
僅要求鋼筋混凝土橋墩( 配筋現行的鐵路震規率ρ≥0． 5% ) 在罕遇地震下進行延性驗算，但對配筋率ρ < 0． 5% 的少筋混凝土橋墩，在罕遇地震下不要求進行驗算。對於少筋混凝土橋墩，規範實際上僅進行了多遇地震下的一階段強度設計，這將導致這種結構的抗震性能與規範提出的“小震不壞、中震可修、大震不倒”的多級抗震設防理念不符。關於少筋混凝土橋墩的抗震性能，鞠彥忠等對 10 根低配筋 ( 配筋率為0． 1% ～ 0． 2% ) 縮尺模型橋墩進行了擬靜力試驗，研究了橋墩的延性能力與配筋率的關係 劉慶華等對配筋率為 0． 4% 的混凝土橋墩進行了抗震性能試驗研究 蔣麗忠等通過對圓端形少筋實體墩進行擬靜力試驗研究，認為縱筋率較低的圓端形實體橋墩的滯回曲線呈顯著的捏縮狀 。以上研究主要針對某一配筋率範圍的少筋混凝土橋墩的耗能能力及變形能力進行，均未涉及罕遇地震作用下少筋混凝土橋墩的驗算方法。實際上使用延性概念設計抗震結構時，根據結構延性能力大小可分為完全延性結構、有限延性結構和完全彈性結構 。如何合理利用少筋混凝土的有限延性能力，對抗震設計至關重要。為此，本文首先探討了少筋混凝土橋墩的抗震性能與縱筋配筋率的關係，然後針對該結構提出了罕遇地震作用下抗震驗算指標及驗算方法。
2少筋混凝土橋墩抗震性能試驗
2． 1 試驗模型
為了研究少筋混凝土橋墩的抗震性能與縱筋配筋率之間的關係，採用擬靜力模型試驗分析鐵路重力式橋墩的承載能力、破壞模式、滯回曲線及耗能能力等指標。以高速鐵路常用跨度32 m 簡支梁橋墩為原型，製作了5 個1 ∶8 比例的縮尺模型，縮尺後模型高度為2．5 m，橫截面為64 cm × 45 cm，C30 混凝土，模型橋墩配筋率ρ 分別為0．1%、0．2%、0．3%、0．4%、0．5%，配箍率採用0．3% 。模型主筋、箍筋採用6 鋼筋。模型試驗載入系統由豎向及橫向載入系統組成。豎向載入系統由立柱、反力梁及輥軸支座和液壓千斤頂組成，豎向力主要模擬橋跨結構對橋墩的恆載作用效應。橫向載入系統主要由加力架、反力牆及電液伺服式載入系統組成，如圖1 所示。模型墩載入制度採用力－位移混合載入，先按力進行載入，墩身出現裂縫後按位移載入。
2．2 試驗結果及分析
模型墩的裂縫開展情況及混凝土保護層剝落現象模型墩的具體試驗破壞現象可以得出如下結論:一是，配筋率為0．1% 的橋墩僅在墩底截面產生一條裂縫，配筋率為0．2% ～0．5% 的橋墩在墩底及其他截面同時產生多條裂縫; 二是，當配筋率大於0．4% 時，模型墩表層混凝土壓碎脫落，鋼筋向外彎曲，與鋼筋混凝土橋墩塑性區的破壞現象基本一致; 三是，隨著墩身配筋率的增加，塑性區域範圍逐漸增大，模型橋墩塑性區域的範圍在30 ～90 cm 之間，約為截面高度的0．7 ～2 倍。一是，配筋率為0．1% 時，滯回曲線形狀較狹窄，滯迴環接近直線，耗能能力較差; 二是，隨著墩身配筋率的增加，滯回曲線形狀逐漸趨於飽滿，耗能能力增加。當配筋率大於0．4% 時，已接近鋼筋混凝土橋墩的特性。(注:ρ = 0．5%模型墩試驗過程中鋼筋從基礎中拔出，故滯回曲線呈捏攏狀)
3 地震下少筋混凝土橋墩的驗算
3．1 驗算指標
少筋混凝土橋墩的試驗研究結果表明，配筋率低於0．1% 的橋墩，其破壞特徵是脆性的，僅在墩底截面產生單一裂縫，在墩底並未形成塑性區域。為安全計，配筋率低於0．1% 的橋墩不適宜進行延性抗震設計。當配筋率為0．5% 時，墩底截面形成了顯著的塑性區域，橋墩具有較好的延性變形能力。因此建議配筋率為0．5% 的橋墩按延性設計時，按現行《鐵路工程抗震設計規範》取值，即位移延性係數限值μe= 4．8;配筋率為0．1% 時，按彈性設計，位移延性係數限值μe= 1．0。配筋率在0．1% ～0．5% 之間的橋墩進行延性抗震設計時，其位移延性係數限值可在1．0 ～4．8 之間線性內插。不同配筋率下，
4算例分析
以高速鐵路32 m 雙線簡支箱梁橋圓端形實體重力式墩為研究對象，墩高取10 m，墩身橫截面尺寸(直坡)為2．6 m × 6．0 m。主筋HRB335，基礎為8 根樁徑為1．25 m 的鑽孔灌注樁，樁長為40 m。計算模型採用單墩計算模型。考慮地基土的柔性效應作用，在承台底施加平動及轉動彈簧，橋跨結構的總質量為1 430 t。分別採用非線性時程反應分析法及簡化分析法重點對橋墩順橋向抗震性能進行了分析。採用簡化分析法時，罕遇地震下結構的彈性地震反應採用反應譜法分析，輸入的譜曲線採用《鐵路工程抗震設計規範》中規定的 類2 區(Tg= 0．4 s)β曲線。採用非線性時程反應分析法時，輸入的地震動波形採用通過規範譜曲線反演生成的人工波，地震波的峰值加速度分別取0．11g、0．21g、0．32g、0．38g、0．57g，分別對應規範中的6度、7 度、7．5 度、8 度、8．5 度的罕遇地震動。一是，對於中低墩，在6 度區罕遇地震作用下，配筋率為0．1% 的橋墩基本保持在彈性狀態;在7 度區罕遇地震作用下，配筋率為0．2% ～0．3% 的橋墩已進入塑性，但考慮墩身有限延性下的耗能作用，橋墩可滿足“大震不倒”的設防要求。二是，在8 度區罕遇地震作用下，配筋率為0．4% ～0．5% 的橋墩已進入塑性，但考慮墩身有限延性下的耗能作用，橋墩也可滿足“大震不倒”的設防要求。三是，兩種分析方法儘管數值略有差異，但結構總體反映的趨勢基本一致。
5結論
本文系統研究了少筋混凝土橋墩的抗震性能及罕遇地震下的抗震設計方法，通過分析可得出如下主要結論:
(1)配筋率為0．1% 的橋墩，僅在墩底截面產生一條裂縫，與素混凝土橋墩的破壞現象一致; 配筋率為0．2% ～0．5% 的橋墩，在墩底及其他截面同時產生多條裂縫。當配筋率大於0．4% 時，模型墩表層混凝土壓碎脫落，鋼筋向外彎曲，與鋼筋混凝土橋墩塑性區的破壞現象基本一致。
(2)配筋率為0．1% 時，模型墩的滯回曲線形狀較狹窄，耗能能力較差，抗震設計時建議按素混凝土進行設計，位移延性係數限值取1．0。隨著墩身配筋率的增加，滯回曲線形狀逐漸趨於飽滿，耗能能力增加。對於配筋率在0．1% ～0．5% 之間的少筋混凝土橋墩，抗震設計中應合理考慮其耗能能力，位移延性係數限值建議在1．0 ～4．8 之間線性內插。
(3)本文提出了罕遇地震下少筋混凝土橋墩的單墩非線性時程反應分析模型及簡化分析法，為便於設計人員使用，建議採用簡化分析法。
