重力墩是坝体的一部分，其位置和尺寸在拱坝体形设计时选定。应力分析可采用有限元法或结构模型试验与拱坝及地基一并分析；也可以近似地先计算拱坝作用力系，再按材料力学计算重力墩的抗滑稳定和应力。为减少重力墩的弯矩和扭矩，可调整重力墩的几何形状，使外作用力系与自重的合力线靠近重力墩的形心。重力墩的最大推力通常出现在校核洪水位时的水压力加温升的情况；重力墩的最大扭矩（即水平拱的最大弯矩）通常出现在冬季最高水位加温降的情况。重力墩与拱坝坝基的帷幕灌浆和排水孔幕，应连成一体并协调一致。

《公路交通科技名词》。 2100433B

1 工程概况

“中委合资广东石化 2 000 万 t/a 重质原油加工工程”是中国石油天然气股份有限公司与委内瑞拉国家石油公司的合资项目，也是国内乃至世界一次性建设加工能力最大的炼油项目。炼厂建在广东省揭阳市惠来县新龙江河出海口西岸。与炼厂配套的 30 万吨级原油码头工程建在东部沿海石碑山灯塔东侧开敞海域，接卸的原油通过海上大跨度钢引桥 （管线桥） 输送至陆域的原油中转库，再通过陆上管道输送到相距 26 km 的炼厂。30 万吨级原油码头采用离岸式总平面布置，码头前沿离岸约 1.8 km，通过一条长度约 2.3 km、宽 8.5 m 的折拐形钢引桥与陆域相连。钢引桥沿线海床水深为-10.0~-21.5 m （近岸第一个桥墩位于-10.0 m 水深处），原油码头位于水深-21.5 m处。钢引桥沿线桥墩基础结构因海床地质的不同，采用了不同的结构形式：与陆域相连的约 1.6 km钢引桥段海床岩石裸露 （或覆盖层很薄），12 个桥墩基础采用新型重力墩式结构，其余岩石埋深较深段，桥墩基础结构采用常规钢管桩结构。钢引桥标准段净跨 108 m，桥墩之间的中心距 123 m。

2引桥桥墩设计的主要条件

2.1 水位

极端高水位 3.12 m；设计高水位 1.87 m；设计低水位 0.30 m；极端低水位-0.16 m （均从当地理论深度基准面起算）。

2.2 地 条件

工程海域为岩石海岸，海床坡度较陡，钢引桥沿线约1.6 km 范围海床基岩裸露或覆盖层很薄，自陆侧至海侧覆盖层呈缺失到逐步加厚趋势。作为引桥桥墩基础持力层的强风化花岗岩 （或中风化花岗岩或微风化花岗岩） 的地基允许承载力分别为600 kPa、2 000 kPa、3 000 kPa。

2.3 地震

根据GB18306—2001 《中国地震动参数区划图》，本区域地震基本烈度为VII 度，地震水平动峰值加速度为0.15 g。

3引桥桥墩结构方案比选

工程海域水深浪大，且全年海况条件恶劣，引桥桥墩基础结构设计首先需从施工可行性的角度，提出具备施工条件、施工设备、能确保施工工期的方案。就钢引桥沿线的地质条件而言，岩石裸露或覆盖层很薄，宜采用重力墩式结构，但必须对岩基进行炸礁、整平处理；就海况条件而言，则宜采用透空式高桩墩式结构，但必须考虑设置人造地基，以满足稳桩需求。综合考虑海况条件因素、地质条件因素，桥墩基础结构设计首先考虑了4 种常规结构方案进行比选。

3.1 置永久人造地基的高 墩式 构方案（方案 1）

该方案的设计思路：在设置桥墩区域，通过大量抛填碎石形成永久人造地基，一方面创造施工期的稳桩条件，另一方面在使用期为基桩提供可靠约束，使得基桩嵌固点位置上移，减少基桩嵌固点处的弯矩，以满足使用期基桩的强度要求，使方案成立。该方案最大的优点是通过人造永久地层，实现了基桩嵌固点位置上移，较大幅度地降低了钢管桩芯柱嵌岩桩的弯矩，使芯柱嵌岩桩的方案成为可能。最大的缺点是人造地基造价太高，海上工作量大。

3.2 置 构的高 墩式 构方案（方案 2）

考虑将基桩的稳桩结构改为临时的袋装砂结构，采用打桩平台进行第一次沉桩之后，通过在钢管桩内钻孔、进行海上接桩和对钢管桩进行二次打桩，将钢管桩植入岩层中，最后在钢管桩内浇筑混凝土，以满足引桥墩台基础结构使用期的强度要求，最终形成钢管混凝土复合桩的高桩墩式结构方案。该方案最大的优点是将钢管桩植入基岩中，结构可靠度更高，抗震适应性更好。最大的缺点是需进行海上接桩、二次沉桩，且当植入的岩体为微风化或新鲜岩时，由于桩底部钻孔的孔径小于钢管桩的内径，第二次沉桩将十分困难，同时还需增加海上平台搭卸次数，水上工作量也较大。

3.3 定 体的 管架 构方案（方案 3）

不采用大量抛填碎石和袋装砂的稳桩结构，而是将基桩结构优化为可在预制厂整体制作的带稳定块体的钢管导管架结构，将该结构用浮吊安装在整平好的基床上，再搭设平台，进行导管架各立柱下的嵌岩桩施工，最后，将稳定块体与导管架结构分离，最终形成带稳定块体的导管架结构方案。

与方案1、2 相比，该方案最大的优点是不需要设置海上稳桩结构，实现将立柱结构通过芯柱嵌岩将基础结构与基岩连成整体，同时，导管架结构还可通过设置多层横撑，降低立柱弯矩，使芯柱嵌岩的导管架结构方案成立。其缺点是该结构方案的实施，需要采用重力式结构的安装工艺和海上钻孔嵌岩桩施工工艺，海上将稳定块体与导管架本体脱离有难度。

3.4 新型重力式 墩 构方案（方案 4）

该方案将重力墩式结构与高桩墩式结构分别对地质条件和海况条件适应性的特点结合起来，形成带导管架的异形潜式厚底沉箱重力墩式结构。该结构最大的优点是能充分发挥两种结构的优势，墩体结构上部为带多层横撑的立柱，透浪性能好，受浪面积小，对波浪的适应性好，施工期海上安装相对容易，同时，墩体结构底部为异形潜式厚底沉箱，结构主体仍是重力墩式，能提供引桥桥墩在施工期和使用期的稳定性能，同时满足结构本体的强度要求。

由于新型带导管架的异形潜式厚底沉箱重力墩式结构重量较大，因此，安装施工时需大型的船机设备。该方案海上工作量相对较少，施工工期相对有保证，施工期的风险小，且造价最低。

新型重力式桥墩结构方案每个桥墩由1 个带导管架的异形潜式厚底沉箱组成，分上部结构和基础结构两部分，基础结构为潜式厚底沉箱结构，与普通沉箱不同，该结构中沉箱底板需加厚，以满足底板的抗冲切要求和为立柱提供可靠的嵌固连接。上部结构为钢管立柱、钢管横撑和顶部钢筋混凝土平台结构，立柱由若干根竖向钢管组成，立柱底部预埋于底部沉箱基础中，形成嵌固点；为增强结构的整体刚度以及降低立柱弯矩，立柱之间用水平和斜向钢管连接，构成水平横撑结构；立柱顶部设置钢筋混凝土平台，用于满足使用要求。其中，立柱和横撑钢管的直径与壁厚均根据结构的强度要求确定；为增强立柱的强度，可以在立柱中灌注混凝土。

底部异形潜式厚底沉箱采用钢筋混凝土结构，平面尺寸为18.2 m （沿引桥轴线方向）× 17.5 m （垂直于引桥轴线方向）× 9.5 m （高度），沉箱底部四周均设置1.5 m 长的外趾，用于增加结构的抗倾稳定性；沉箱外壁厚0.35 m，内隔板壁厚为0.2 m，底板厚2.5 m；沉箱内设置9 个仓格。导管架由立柱和横撑两部分组成。立柱为6 根准1.2 m 的钢管，材质为Q390B，底部5 m 壁厚δ= 24 mm，5 m 以上壁厚δ= 20 mm；立柱之间用准1.0 m 的钢管 （材质为Q390B，壁厚δ= 22 mm）连接，构成横撑结构，沿导管架高度方向，间隔4.5～5.0 m 设置1 层横撑。上部导管架与下部厚底沉箱结构在陆上预制厂整体制作，单件浮重约为2 450 t，采用5 000 t 半潜驳运至现场，采用2 500 t 浮吊进行安装。

4新型重力式桥墩结构设计与试验

4.1 荷 （ 准跨，-21.0 m水深 ）

1） 钢引桥自重：每个引桥墩上对称设4 个钢引桥支座，各支座承受的自重荷载1 385 kN。

2） 管线荷载：钢引桥通过各支座传递的管线荷载为1 265 kN。

3） 风荷载：钢引桥通过4 个支座传递的风荷载 （水平向、竖向） 分别为1 038 kN、519 kN，0 kN、-519 kN，1 038 kN、519 kN，0 kN、-519 kN。

4） 波浪荷载：经过对比，控制工况为设计高水位。

作用在横撑上的波浪荷载：波浪浮托力，取相同高程处作用在立柱上的波浪荷载，只考虑最上面两层横撑承受浮托力。波浪侧压力，考虑外侧横撑对内侧横撑的遮挡作用，取相同高程处作用在立柱上的波浪荷载的两倍大小施加在最外侧横撑上。作用在墩台上的波浪荷载：波浪作用不到墩台底面，墩台波浪荷载为零。

4.2 立柱与横撑内力 算

1） 计算方法

采用国际通用有限元软件ANSYS 建立有限元模型，对结构进行内力分析。

2） 计算模型

立柱和横撑采用Beam188 单元模拟，立柱的材料属性按钢管与内部混凝土的刚度等效折算，顶部墩台采用Solid45 单元模拟。立柱与底部沉箱交接点按固结处理。结构所受的荷载，已相应的等效荷载施加在模型上，荷载的分项系数根据 JTS 167-1—2010 《高桩码头设计和施工规范》确定。

3）荷载组合

（控制水位，设计高水位 1.87 m）荷载组合1：自重 管线荷载 风荷载 波浪荷载。荷载组合2：自重 风荷载 波浪荷载。

4） 立柱与沉箱连接处抗冲剪验算

立柱埋入沉箱底板1 倍直径，即1.2 m，考虑在立柱外侧设置剪切键，剪切键能发挥的摩擦力为4 370 kN，此时作用在立柱底部的竖向集中力为19 490-4 370=15 120 kN。底部1 300 mm 厚混凝土受冲剪承载力。

4.3 新型重力式 墩波浪断面物模

1） 断面试验内容

使用期：采用各设计水位与50 a 一遇设计波浪组合，验证结构稳定性；同时量测结构总波浪力、指定位置的波压力。

施工期 （墩体上部钢筋混凝土平台浇筑之前，仅沉箱和上部立柱、横撑组合，沉箱和立柱内均不填充）：采用设计高水位与10 a 一遇设计波浪组合，验证结构稳定性；同时量测结构总波浪力。

2） 试验结论

使用期结构稳定性：量测的总波浪力和指定位置的波压力与计算值比较偏小，结构安全。施工期结构稳定性：量测的总波浪力与计算值比较偏小，结构安全。

5结语

新型带导管架的异形潜式厚底沉箱重力式桥墩结构对水深、浪大、基岩裸露 （或覆盖层很薄）的海况条件具有良好的适应性，其最大的优点是将重力墩式结构与高桩墩式结构分别对地质条件和海况条件适应性的特点结合起来，充分发挥两种结构的优势，墩体结构上部为带多层横撑的立柱，透浪性能好，受浪面积小，对波浪的适应性好，施工期海上安装相对容易。同时，墩体结构底部为异性潜式厚底沉箱，结构主体仍是重力墩式，能提供引桥桥墩在施工期和使用期的稳定性能，同时满足结构本体的强度要求。该结构主体制作在陆上预制厂完成，不仅海上工作量较小，而且具备短期突击安装施工的特性，在确保工期、降低和控制工程造价等方面更具优势，经综合技术经济比较，为最优结构方案，该结构方案可供类似工程借鉴之用。

1研究背景

我国高速铁路建设正在飞速发展，总里程已超过了 1． 6 万公里，同时我国又是地震最活跃的国家之一，因此高铁桥梁的抗震安全性引起了广大学者与工程师的密切关注。我国四纵四横高速铁路网大多位于高烈度地震区，因而地震作用往往控制高速铁路桥梁下部结构的设计。与西欧国家( 德国、法国等) 以及日本高速铁路的结构形式不同，我国高速铁路广泛采用配筋率低于 0． 5% 的少筋混凝土重力式桥墩 。由于混凝土重力式桥墩墩身横截面尺寸较大，导致结构刚度较大，相应的地震力亦大，同时配筋率又较低，如不进行合理的抗震设计，在强震作用下就较易遭到破坏。

仅要求钢筋混凝土桥墩( 配筋现行的铁路震规率ρ≥0． 5% ) 在罕遇地震下进行延性验算，但对配筋率ρ < 0． 5% 的少筋混凝土桥墩，在罕遇地震下不要求进行验算。对于少筋混凝土桥墩，规范实际上仅进行了多遇地震下的一阶段强度设计，这将导致这种结构的抗震性能与规范提出的“小震不坏、中震可修、大震不倒”的多级抗震设防理念不符。关于少筋混凝土桥墩的抗震性能，鞠彦忠等对 10 根低配筋 ( 配筋率为0． 1% ～ 0． 2% ) 缩尺模型桥墩进行了拟静力试验，研究了桥墩的延性能力与配筋率的关系 刘庆华等对配筋率为 0． 4% 的混凝土桥墩进行了抗震性能试验研究 蒋丽忠等通过对圆端形少筋实体墩进行拟静力试验研究，认为纵筋率较低的圆端形实体桥墩的滞回曲线呈显著的捏缩状 。以上研究主要针对某一配筋率范围的少筋混凝土桥墩的耗能能力及变形能力进行，均未涉及罕遇地震作用下少筋混凝土桥墩的验算方法。实际上使用延性概念设计抗震结构时，根据结构延性能力大小可分为完全延性结构、有限延性结构和完全弹性结构 。如何合理利用少筋混凝土的有限延性能力，对抗震设计至关重要。为此，本文首先探讨了少筋混凝土桥墩的抗震性能与纵筋配筋率的关系，然后针对该结构提出了罕遇地震作用下抗震验算指标及验算方法。

2少筋混凝土桥墩抗震性能试验

2． 1 试验模型

为了研究少筋混凝土桥墩的抗震性能与纵筋配筋率之间的关系，采用拟静力模型试验分析铁路重力式桥墩的承载能力、破坏模式、滞回曲线及耗能能力等指标。以高速铁路常用跨度32 m 简支梁桥墩为原型，制作了5 个1 ∶8 比例的缩尺模型，缩尺后模型高度为2．5 m，横截面为64 cm × 45 cm，C30 混凝土，模型桥墩配筋率ρ 分别为0．1%、0．2%、0．3%、0．4%、0．5%，配箍率采用0．3% 。模型主筋、箍筋采用6 钢筋。模型试验加载系统由竖向及横向加载系统组成。竖向加载系统由立柱、反力梁及辊轴支座和液压千斤顶组成，竖向力主要模拟桥跨结构对桥墩的恒载作用效应。横向加载系统主要由加力架、反力墙及电液伺服式加载系统组成。模型墩加载制度采用力－位移混合加载，先按力进行加载，墩身出现裂缝后按位移加载。

2．2 试验结果及分析

模型墩的裂缝开展情况及混凝土保护层剥落现象模型墩的具体试验破坏现象可以得出如下结论:一是，配筋率为0．1% 的桥墩仅在墩底截面产生一条裂缝，配筋率为0．2% ～0．5% 的桥墩在墩底及其他截面同时产生多条裂缝; 二是，当配筋率大于0．4% 时，模型墩表层混凝土压碎脱落，钢筋向外弯曲，与钢筋混凝土桥墩塑性区的破坏现象基本一致; 三是，随着墩身配筋率的增加，塑性区域范围逐渐增大，模型桥墩塑性区域的范围在30 ～90 cm 之间，约为截面高度的0．7 ～2 倍。一是，配筋率为0．1% 时，滞回曲线形状较狭窄，滞回环接近直线，耗能能力较差; 二是，随着墩身配筋率的增加，滞回曲线形状逐渐趋于饱满，耗能能力增加。当配筋率大于0．4% 时，已接近钢筋混凝土桥墩的特性。(注:ρ = 0．5%模型墩试验过程中钢筋从基础中拔出，故滞回曲线呈捏拢状)

3 地震下少筋混凝土桥墩的验算

3．1 验算指标

少筋混凝土桥墩的试验研究结果表明，配筋率低于0．1% 的桥墩，其破坏特征是脆性的，仅在墩底截面产生单一裂缝，在墩底并未形成塑性区域。为安全计，配筋率低于0．1% 的桥墩不适宜进行延性抗震设计。当配筋率为0．5% 时，墩底截面形成了显著的塑性区域，桥墩具有较好的延性变形能力。因此建议配筋率为0．5% 的桥墩按延性设计时，按现行《铁路工程抗震设计规范》取值，即位移延性系数限值μ_e= 4．8;配筋率为0．1% 时，按弹性设计，位移延性系数限值μ_e= 1．0。配筋率在0．1% ～0．5% 之间的桥墩进行延性抗震设计时，其位移延性系数限值可在1．0 ～4．8 之间线性内插。不同配筋率下，

4算例分析

以高速铁路32 m 双线简支箱梁桥圆端形实体重力式墩为研究对象，墩高取10 m，墩身横截面尺寸(直坡)为2．6 m × 6．0 m。主筋HRB335，基础为8 根桩径为1．25 m 的钻孔灌注桩，桩长为40 m。计算模型采用单墩计算模型。考虑地基土的柔性效应作用，在承台底施加平动及转动弹簧，桥跨结构的总质量为1 430 t。分别采用非线性时程反应分析法及简化分析法重点对桥墩顺桥向抗震性能进行了分析。采用简化分析法时，罕遇地震下结构的弹性地震反应采用反应谱法分析，输入的谱曲线采用《铁路工程抗震设计规范》中规定的 类2 区(T_g= 0．4 s)β曲线。采用非线性时程反应分析法时，输入的地震动波形采用通过规范谱曲线反演生成的人工波，地震波的峰值加速度分别取0．11g、0．21g、0．32g、0．38g、0．57g，分别对应规范中的6度、7 度、7．5 度、8 度、8．5 度的罕遇地震动。一是，对于中低墩，在6 度区罕遇地震作用下，配筋率为0．1% 的桥墩基本保持在弹性状态;在7 度区罕遇地震作用下，配筋率为0．2% ～0．3% 的桥墩已进入塑性，但考虑墩身有限延性下的耗能作用，桥墩可满足“大震不倒”的设防要求。二是，在8 度区罕遇地震作用下，配筋率为0．4% ～0．5% 的桥墩已进入塑性，但考虑墩身有限延性下的耗能作用，桥墩也可满足“大震不倒”的设防要求。三是，两种分析方法尽管数值略有差异，但结构总体反映的趋势基本一致。

5结论

本文系统研究了少筋混凝土桥墩的抗震性能及罕遇地震下的抗震设计方法，通过分析可得出如下主要结论:

(1)配筋率为0．1% 的桥墩，仅在墩底截面产生一条裂缝，与素混凝土桥墩的破坏现象一致; 配筋率为0．2% ～0．5% 的桥墩，在墩底及其他截面同时产生多条裂缝。当配筋率大于0．4% 时，模型墩表层混凝土压碎脱落，钢筋向外弯曲，与钢筋混凝土桥墩塑性区的破坏现象基本一致。

(2)配筋率为0．1% 时，模型墩的滞回曲线形状较狭窄，耗能能力较差，抗震设计时建议按素混凝土进行设计，位移延性系数限值取1．0。随着墩身配筋率的增加，滞回曲线形状逐渐趋于饱满，耗能能力增加。对于配筋率在0．1% ～0．5% 之间的少筋混凝土桥墩，抗震设计中应合理考虑其耗能能力，位移延性系数限值建议在1．0 ～4．8 之间线性内插。

(3)本文提出了罕遇地震下少筋混凝土桥墩的单墩非线性时程反应分析模型及简化分析法，为便于设计人员使用，建议采用简化分析法。