空心薄壁墩桥梁工程论文

【摘要】在山区公路、铁路的高墩施工中，液压爬模施工技术得到广泛应用。本文结合林织铁路干河大桥矩形薄壁空心高墩墩身施工实践，分析了液压爬模施工的原理和优点，介绍了一种内外双爬的液压爬模的结构构造、施工方法及工艺、质量和安全控制要点，为类似工程施工提供借鉴。下面是小编整理的《空心薄壁墩桥梁工程论文(精选3篇)》，供大家参考借鉴，希望可以帮助到有需要的朋友。

空心薄壁墩桥梁工程论文 篇1：

关于薄壁空心墩液压滑模施工技术在公路桥梁工程中的应用

摘 要：为了有效提高公路桥梁项目工程建设施工质量效率和安全性，需要对更加先进的施工技术进行有效应用。本文有效结合我国某地区一处桥梁工程项目建设施工展开分析和研究，重点提出薄壁空心墩液压滑模施工技术，在公路桥梁项目工程建设施工当中的具体应用要点，充分发挥出该项施工技术的应用优势，提高桥梁工程建设施工效率和质量，同时也对后续相关桥梁项目工程的建设施工提出有效的参考。

关键词：公路桥梁;薄壁空心墩;液压滑模;应用

当前我国很多地区正在大力修建公路桥梁工程项目，通过公路桥梁项目工程建设施工，可以进一步推动当地区域的经济发展，以及提高人们的日常出行效率。尤其针对桥梁工程项目施工而言，经常会受到施工地质条件、施工环境以及各种施工技术等方面因素的干扰，对工程施工单位提出了更高的要求和标准。在桥梁工程项目建设施工当中，液压滑模施工技术在使用过程中具有多方面的应用优势。首先，该项技术在实际使用过程中，在工程正式开始施工之前，所使用的支撑杆和门架结构都经过了一系列建模和验算分析工作，有效保证桥梁结构的稳定性和安全性。与此同时，在工程施工当中通过采取全面封闭式防腐蚀处理工作，进一步提高整个桥梁工程的结构安全性。

1 工程概况

有效结合我国某地区一处桥梁工程项目建设施工展开分析和研究，本次桥梁工程项目主要是以左右分离式结构设计为主，其中桥梁上部结构构造设置出25 m×43 m的预应力混凝土T梁结构，下部结构使用的是重力是U型桥台结构。桥梁墩柱结构使用空心薄壁墩结构和双向支撑式实心墩结构。本次桥梁工程项目建设施工桥墩总数量30个，其中桥墩尺寸大小为6.0 m×2.5 m，实心墩总共有15个，同时桥墩结构设置出两道横隔板内倒角的施工尺寸规格为0.4 m×0.2 m，剩余部分均为变截面薄壁空心墩结构。

2 薄壁空心墩液压滑模施工技术要点

2.1 液压滑模构造

在液压滑模系统当中，主要是通过模板系统施工操作平台提升系统等各个环节所构成，其中提升系统主要包含液压控制系统、支撑杆结构油路以及液压千斤顶等相关设备。通过建立起施工操作平台，主要是用来放置液压滑模施工中的各种设备材料，同时帮助模板材料进行移动，有效保证混凝土浇筑施工和钢筋绑扎施工的顺利进行。在此施工过程中工程施工现场工作人员，需要有效保证操作平台结构的安全性和稳定性，避免出现意外安全事故。模板系统通常情况下用于保证混凝土的成型和材料凝固，可以有效承受外部施工所产生的冲击力和预应力作用，提高整个系统运行工作的安全性和稳定性。在液压滑模施工过程中主要使用的是钢板材料，本次项目工程施工当中所采用的钢板材料厚度规格范围在1.8 mm～2.5 mm之间[1]。

2.2 液压滑模安装施工

首先，需要有效完成混凝土材料的拌合工作，然后需要根据项目工程的施工进度情况，通过使用混凝土运输车辆，将材料直接输送到施工现场，并且进行混凝土浇筑施工。在混凝土灌注施工中使用的是对称混凝土浇筑施工方法，需要对混凝土材料的灌注施工速度进行有效控制，如果材料的灌注施工速率過快，很容易对模板材料造成比较严重的冲击和影响。因此，在本次桥梁项目工程施工过程中，针对混凝土浇筑施工环节，采用的是分层次浇筑施工方法，分层浇筑施工厚度控制在25 cm上下，混凝土材料凝固之后的强度大小，通常情况下会直接受到工程施工环境以及液压滑模强度等方面因素的影响，混凝土坍落度大小需要控制在10 mm～

29 mm范围之内，如图1：

2.3 液压滑模提升施工过程

在初滑工作完成之后，可以进行后续的模板提升施工作业，需要将混凝土材料的浇筑施工高度保证在25 cm左右。与此同时，在滑模高度的提升工作当中，每一次提升高度需要小于25 cm，并且需要进一步提高混凝土材料的升高速率。相关工程施工人员需要通过使用支撑杆位置的千斤顶，对液压滑模以及混凝土材料进行匀速提升，随着滑模的提升方向移动，在混凝土材料浇筑施工完成之后，混凝土材料会和内模与外模之间产生比较频繁的摩擦作用，进而会造成混凝土材料表面出现比较粗糙等情况，严重的情况下还会出现比较明显的划痕。对此，在混凝土模板提升工作完成之后，需要通过使用混凝土浆液材料，对混凝土结构展开二次收紧和压光施工处理[2]。

2.4 混凝土材料配合比设计工作

在本次桥梁工程项目建设施工过程中，墩台结构为实心墩结构与薄壁空心墩结构所构成，外壁厚度范围在55 cm～80 cm之间，并且在施工当中对于混凝土材料的和易性要求标准相对较高。石子材料使用的是0.8 cm～3.5 cm的碎石材料，并且材料的探路度需要控制在5.0 cm～7.5 cm范围之内，并且为了有效保证混凝土材料外部的平整性和光滑程度，原材料当中不能加入减水剂。在进行滑模施工当中，混凝土施工材料的强度等级需要控制在0.2 MPa～0.6 MPa之间，以此来有效保证模板提升工作的顺利进行，如果混凝土强度相对较高经常会出现混凝土和模板之间产生比较严重的粘接情况，进而影响到整个模板的发生，甚至会产施工模板出现开裂以及破碎等问题。在翻模施工当中需要对拆模的工作时间进行有效控制，本次项目工程拆模时间安排在混凝土材料完全凝结之后，对混凝土材料的强度情况进行有效判断，在拆模工作当中需要进一步控制混凝土材料外部的粘模位置不会产生缺损问题[3]。

3 液压滑模施工技术质量控制工作策略

3.1 材料质量控制

在本次桥梁工程项目施工过程中，滑模施工采用的是半干硬低流动的混凝土材料，同时混凝土材料的和易性效果必须要达到标准的设计规范要求，同时不会产生明显的材料离析以及材料溺水等各种问题。混凝土材料的坍落度范围需要保证在2.5 cm～5.5 cm范围之内，混凝土材料的出模强度大小，直接受到混凝土材料的配合比参数的影响，如果混凝土材料的强度过低，则很容易造成混凝土材料出现坍塌问题，进而无法承受混凝土材料的自重大小。而混凝土强度过大则容易产生混凝土结构和模板之间形成比较严重的粘接情况，整个模板的滑升工作难度进一步加大。在本次项目工程施工过程中，混凝土材料的出模强度大小范围控制在0.25 MP～0.35 MP

之间，同时混凝土材料的出名时间保证在1.5 h左右，混凝土材料的凝固时间控制在5 h～7 h范围之内。如果在混凝土项目工程施工当中，如果混凝土材料凝结硬化速率减缓，会直接影响到整个混凝土的滑升速度。因此，必须要根据项目工程的施工环境、施工温度以及水泥材料型号等，向混凝土材料当中加入一定量的早强剂，或者是速凝剂材料来进行调整。

3.2 提升架的安装质量控制

在提升架的安装使用过程中，必须要基于实际的施工操作平台和相关施工要求，对提升架的安装升高度进行进一步确认，同时需要有效保证安装中心环梁结构和辐射梁结构质量和稳定性要求。在围圈安装施工当中，必须要根据桥梁项目工程的整体结构构成情况，对围圈的安装施工位置进行有效调整，同时还需要进一步保证围圈的倾斜角度大小符合项目工程的建设施工要求与标准。在钢筋绑扎施工作业过程中，需要充分保证提升架下方的垂直度大小，并且需要对钢筋材料的预留孔洞数量，以及钢筋材料的施工尺寸大小进行进一步确认，需要保证框架轨道的安装施工位置。根据实际工程项目施工的具体条件，对滑升轨道位置进行有效调整，进一步提高液压滑模施工质量和稳定性。除此之外，相关工程施工人员必须要严格参照事先设定好的标准、施工工艺流程和施工顺序对模板材料进行安装，同时对于施工操作平台、角模支架结构、铺板结构等进行有效控制，充分满足上述工程项目建设施工要求和标准，有效保证液压滑模和桥梁工程项目的建设施工质量[4]。

4 结论

综上，液压滑模施工技术在施工当中，混凝土灌注施工作业需要保证连续进行，可以进一步提高混凝土基础结构的整体性和稳定性，前期的工程施工经济成本投入量相对较低，对于各种资源的消耗量较少，对施工环境的污染程度较低，因此受到了各大公路桥梁项目工程建设施工单位的广泛应用。

参考文献：

[1]王科.桥梁工程项目中的薄壁空心墩液压滑模施工技术[J].四川建材，2020，46（2）：125-126.

[2]吴鸿飞.液压滑模施工技术在桥梁工程中的应用[J].交通世界，2019（10）：102-103.

[3]陆治业.翻模技術在公路桥梁高墩施工中的应用探讨[J].西部交通科技，2018（9）：125-129+143.

[4]徐绍龙.高速公路桥梁空心墩施工技术探讨[J].黑龙江交通科技，2017，40（4）：129+131.

作者：陈俊峰

空心薄壁墩桥梁工程论文 篇2：

干河大桥高墩墩身液压爬模施工技术

【摘要】在山区公路、铁路的高墩施工中，液压爬模施工技术得到广泛应用。本文结合林织铁路干河大桥矩形薄壁空心高墩墩身施工实践，分析了液压爬模施工的原理和优点，介绍了一种内外双爬的液压爬模的结构构造、施工方法及工艺、质量和安全控制要点，为类似工程施工提供借鉴。

【关键词】高墩墩身液压爬模施工技术

1 工程概况

干河大桥为新建林织铁路上的一座重点桥梁工程，为跨越贵州省干河河谷而设。该桥中心里程ZDK30+303.00，桥跨结构为（68+120+68）m连续刚构，全长269.0m。1#、2#墩是该桥的主墩，墩高分别为103m、89m，为矩形薄壁空心墩。墩身纵桥向（侧面）为垂直等宽、等壁厚设置；横桥向（正面）为变坡、变壁厚设置，横向坡比：外侧15：1，内侧20：1。墩身底部设置5m高实心段，顶部实心段与箱梁0#段的底板合二为一，中部无横隔板。1#桥墩墩身结构如图1-1所示。

图1-1 1#桥墩墩身结构图

2 墩身施工方案选择

干河大桥主墩墩身特别高、工程数量大，是该桥施工的关键部位，其施工方案选择必须慎重。液压爬模是以液压为动力，通过导轨与支架附着在墩身上互爬实现模板开合、爬升，爬升机构有自动导向、液压升降、自动复位的锁定机构，除安装及拆除外、整个爬升过程均不需要任何其他吊升设备。相对传统翻模法，液压爬模在安全、质量、工期、成本等方面具有如下明显优点：

（1）施工进度快。墩身混凝土浇筑墩身高度一般为4.5m/次，1#桥墩墩身高度103m、需分成23节次浇筑，采用液压爬模施工仅需要约161天，比翻模法少36天。

（2）墩身施工质量易于控制。垂直度控制是高墩施工的关键，液压爬模法施工利于满足墩身中线垂直、大面平整、轮廓顺直的质量要求。

（3）施工成本相对较低。液压爬模结构自重较轻，除模型最初安装和最后拆除时需要外部起重设备辅助外，在墩身施工的其余过程中，都是模型自身液压系系统驱动进行模型安拆、爬升，免除翻模施工时对模板的反复安拆、吊运，能提高劳动效率、较少劳动强度、降低桥墩施工塔吊的规格，从而能较好的节约施工成本。

（4）施工安全可靠度较高。墩身施工涉及大量高空作业，施工人员的安全风险较高；采用液压爬模法，模板携带高空作业安全防护装置附着在墩身上爬升、开合，施工人员的安全保障得到极大提高。

综上所述，决定采用液压爬模进行干河大桥主墩墩身施工。

3 总体施工方案

每个主墩各自配置QPMX-50液压自爬模板、中联TC5013型塔吊、康柏SC150型施工升降机各一套。由于墩身无横隔板，且内外侧面上下等宽，所以墩身空心段的内外都采用液压爬模。按每节墩身浇筑高度4.5m计划，从墩顶向下划分节段，1#墩身节段划分为22节×4.5m+4m，2#墩身节段划分为19节×4.5m+3.5m。塔吊和施工升降机布置在墩身两侧的承台上，严格按照设备的安装要求与墩身附着连接牢固。模板系统平面布置如图3-1所示。

图3-1 QPMX-50液压自爬模板平面布置示意图

4 QPMX-50液压爬模板结构简介

QPMX-50液压自爬模板主要由预埋件、导轨、爬升支架、模板和液压控制系统等5部分组成；模板采用胶合板和工字木竖肋，自重较轻。自上而下设置4层操作及安全防护平台，模板可相对爬架水平移动实现开模、合模。模型配置高度为4.65m，每节浇筑时夹持已浇筑墩身15cm。QPMX-50液压自爬模板基本结构如图4-1所示。

Ⅰ预埋件Ⅱ导轨Ⅲ模板Ⅳ爬升支架Ⅴ液压控制系统

①模板挑架平台②主平台③液控平台④吊平台

图4-1 QPMX-50液压自爬模板平面布置示意图

5 施工方法及施工工艺

5.1 液压自爬模板安装

（1）外模板系统安装：承台施工完成后，先安装好首节墩身的劲性骨架和钢筋，然后安装好塔吊。在承台上测设出墩身底部标高和外轮廓线，采用干硬性砂浆将承台顶按墩底标高和轮廓线准确找平，然后按照预埋件→导轨→爬升→支架模板→液压控制系统→操作平台的顺序将厂制外模架构件组装成型，并按照墩身结构尺寸调整模板净空及坡度，调校液压系统。模板系统安装完成后，组织检查验收并试运行，确定符合施工要求方可浇筑首节墩身混凝土。

（2）内模板系统安装：在首节墩身混凝土浇筑完成后，先按上述模板系统安装顺序安装第二节墩身的内模板系统，然后才安装第二节墩身的劲性骨架和钢筋。

5.2 模板爬升工艺

模板爬升步骤为：下节混凝土浇筑完成并养护等强→内外模板脱模后移→安装附墙装置→提升外模导轨→爬升外模架体→绑扎钢筋→提升内模导轨→爬升内模架体→清理模板面→合模并固定→浇筑混凝土。液压模板爬升步骤如图5-1所示。

图4-1 QPMX-50液压自爬模板爬升步骤示意图

（1）脱模后移：墩身混凝土养护强度达到6MPa时，先将对拉螺杆的螺母松动1～2丝扣；当混凝土强度达到10MPa时，先卸下对拉杆螺母，抽出拉杆，然后启动脫模液压油缸驱动模板后退10cm，使模板脱离墩身混凝土面。

（2）预埋件安装：将爬锥用安装螺栓固定在模板上，爬锥孔内抹黄油后拧紧高强螺杆，保证混凝土不能流进爬锥螺纹内。埋件板拧在高强螺栓的另一端。锥面向模板，和爬锥成反方向。埋件如和钢筋有冲突时，将钢筋适当移位处理。

（3）提升导轨：将上下换向盒内的换向装置同时调整为向上，换向装置上端顶住导轨，将导轨向上顶升，导轨就位后将其固定。导轨提升就位后拆除下层的附墙装置及爬锥，周转使用。

（4）爬升架体：导轨固定后，将上下换向盒内的换向装置调整为向下，换向装置下端顶住导轨，提升架体使模板升到上一层。爬升或提升导轨液压控制台由专人操作，每榀架子设专人看管是否同步，发现不同步，可调液压阀门控制。

（5）清理模板面：合模前模板用洗衣粉水清洗面板，清洗面板采用中等硬度的毛刷刷洗，板面擦拭干净。模板面晾干后，用刷子或干净的毛巾，将模板表面刷上脱模剂，以有油光而无油痕为准，保证脱模剂涂刷均匀，雨后根据情况再刷一遍脱模剂。

（6）合模及固定：合模前检查钢筋是否与模板拉杆孔、埋件系统是否相冲突，有冲突的须调整钢筋位置；检查清理钢筋四周妨碍合模的障碍物。将模板边缘用仪器或线坠校正模板的垂直度，并用角尺调整阴阳角模板的角度，确保垂直度与角度达到设计要求；然后穿好套管、拉杆，拧紧螺母。

5.3 模型测量控制

（1）在桥梁两端的山头上设置测量控制点，建立墩身施工平面及高程测量控制网。

（2）根据放样的墩身纵横轴线，将设计图纸上墩身尺寸，标定到承台上，模板下口与放样尺寸重合。

（3）利用5kg的垂球吊线，垂直到墩位中心上。根据设计坡比及模板垂直高度，计算出模板上口尺寸，根据铅垂线上的墩位中心位置调整模板上口位置，直至与设计尺寸吻合，初测量纵横轴线控制外，还必须增加测点，每个摸板竖向拼缝都作为测点进行控制。

（4）利用全站仪数据采集功能，采集墩身模板纵横轴线点的坐标，然后与设计坐标比较，计算出纵横轴线偏移量。根据所计算的偏移量，调整模板位置，直至偏移量在规范限差以内。模型定位利用在劲性骨架上焊接定位钢筋（钢筋与模板接触部分用5cm垫块）和对拉杆定位准确。

5.4 钢筋施工

墩身钢筋的安装与模型安装配合，在模型安装前进行。钢筋采用钢筋厂制作，运输至施工现场，塔吊吊运配合安装。墩身主筋采用机械（直螺纹套筒）连接，箍筋、钩筋等采用绑扎搭接或焊接进行施工，严格按照设计图纸尺寸及规范要求制作。

5.5 混凝土施工

混凝土采用拌和站集中拌和，混凝土运输车运至施工现场，输送泵泵送入模进行浇筑，人工插入式振捣混凝土施工。局部找平采用塔吊配合料斗施工。混凝土塌落度控制在160～200mm之间，初凝时间7～9h之间。施工时，泵管固定在已浇墩身的预埋钢板上，不得直接依附在待浇注混凝土的模板上。

5.6 液压自爬模板系统拆除

最后一节墩身混凝土浇筑完成并达到拆模强度后，按浇筑完混凝土后，拆除内模结构；保留外模结构作为安拆箱梁0#段的托架的施工平台；待箱梁0#段施工完成后，先拆除0#段托架结构，然后拆除墩身外模系统。模板系统拆除按其安装的依顺序依次进行，用塔吊分块件掉放到地面制定场地有序堆码。

6 液压爬模施工安全控制

液压爬模施工安全按爬升前、爬升中、爬升后三阶段进行检查控制。

（1）爬升前安全检查：爬升前，对受力螺栓、附墙挂座、各构件之间的连接、爬升障碍物、电控系统、液压系统等进行检查，符合要求后，拨掉安全销，方可进行模型爬升。

（2）爬升中安全检查：导轨提升超过最下层的附墙挂座，及时拆除附墙挂座及爬锥，导轨提升到位后与附墙挂座卡死，不得有空隙。架体爬升一个行程后，拨掉承重销。爬升时，油缸需同步。爬升到位后，插入承重销。爬升完毕，及时插入安全销。

（3）爬升后安全检查：爬升完毕，上下轭全部调到爬轨档位，关闭所有开关，锁定液压装置，各机位的附墙撑就位，然后对每个构件之间的连接、操作平台、护栏钢管、防坠安全网等进行安全检查，须满足施工要求，方能进行下步工序作业。

7 结束语

液压爬模施工技术是高墩施工常用的一种施工方法，技术含量较高，在实际施工中，只有精心准备，科学组织，合理安排，在每道施工工序中严格按照要求作业，并根据实际情况进行调整，才能控制好墩身质量、加快施工进度、降低施工成本、確保施工安全。

参考文献

[1]交通部第一公路工程总公司，公路施工手册桥涵：桥涵（上册）[M].北京：人民交通出版社，2002：1166-1197.

[2]中铁二局股份有限公司，土木工程施工工艺：桥梁工程[J].北京：中国铁道出版社，2009：257-277.

[3]汪正荣，建筑施工计算手册[M]. 北京：中国建筑工业出版社，2001.7：523-533.

[作者简介]李传华，中国中铁二局第五工程有限公司工程师。

作者：李传华

空心薄壁墩桥梁工程论文 篇3：

矩形空心墩变形能力及塑性铰区约束箍筋用量

作者简介：孙治国（1980），男，博士生，主要从事桥梁与结构工程抗震研究，(Email)szg_1999_1999@163.com。

王东升（通信作者），男，教授，博士生导师，(Email)dswang@dlmu.edu.cn。摘要：为研究空心截面桥墩的变形能力和塑性铰区约束箍筋用量，整理了71个矩形空心墩的抗震拟静力试验数据，总结了不同破坏形态下空心墩的变形能力和现有规范对保证空心墩延性抗震能力的可靠性，基于多元线性回归分析和相关分析讨论了影响空心墩变形能力的主要因素，基于Caltrans规范给出了矩形空心墩塑性铰区约束箍筋用量计算公式。研究发现：Caltrans规范和ACI规范对保证矩形空心墩的弯曲破坏形态和延性变形能力具有较高的可靠性，中国JTG/T B02-01—2008规范偏于不安全。矩形空心墩变形能力主要与塑性铰区配箍、纵筋配筋、壁厚和轴压比等因素有关，随箍筋、纵筋配筋和壁厚增加而增加，随轴压比增加而减少。

关键词：混凝土桥梁；钢筋混凝土矩形空心墩；变形；约束箍筋；延性；极限位移角

Deformation Capacity and Amount of Confining Reinforcement in

Potential Plastic Hinge Regions of Rectangular Hollow Bridge Piers

SUN Zhiguo1, WANG Dongsheng1, GUO Xun2, LIANG Yongduo2

(1. Institute of Road and Bridge Engineering, Dalian Maritime University, Dalian 116026, Liaoning, P. R. China;

2. Institute of Engineering Mechanics, China Earthquake Administration, Harbin 150080, P. R. China)

Key words:concrete bridges; reinforced concrete rectangular hollow bridge piers; deformation; confining reinforcement; ductility; ultimate drift ratio

中国已建和在建的众多大型桥梁工程中，空心截面桥墩占有相当大的比重，且较多位于高地震烈度区［13］，而目前尚缺乏桥梁高墩(空心墩)的震害经验，对其抗震能力认识不足，开展空心墩抗震性能的研究，对保证交通生命线安全，具有极为重要的意义。

钢筋混凝土空心墩抗震性能研究的开创性工作是由著名结构抗震专家Park等［4］在新西兰领导完成的，他们通过4个矩形空心墩的抗震拟静力试验，发现塑性铰区配箍满足Caltrans规范［5］要求的试件表现出良好的延性和耗能能力［6］。Pinto等［7］、Calvi等［8］、Delgado等［9］以欧洲典型的未经抗震设计桥梁为原型，进行了一系列空心墩的抗震试验，旨在研究旧有桥梁的抗震薄弱环节，探讨空心墩抗震数值分析技术及抗震加固策略。日本学者Takahashi等［10］通过矩形空心墩的抗震试验，强调了空心墩的抗剪薄弱性和合理估计其剪切变形的重要性。中国台湾学者和美国学者结合岛内高速铁路计划，对空心墩的抗震能力进行了系统研究［1116］。与此同时，中国宋晓东［17］、刘林［18］、郝文秀等［19］、崔海琴等［2021］、宗周红等［22］、孙治国等［23］也进行了一系列的空心墩抗震试验研究。〖=D(〗孙治国，等：矩形空心墩变形能力及塑性铰区约束箍筋用量〖=〗

现代桥梁抗震设计思想允许结构在强震下发生弹塑性变形以减少其承受的地震力，准确把握地震作用下桥墩的侧向变形能力是实现基于性能/位移抗震设计思想的重要前提［2425］。而目前对空心墩变形能力及保证措施的研究较少，主要桥梁抗震规范对空心墩的抗震设计主要源于对实心桥墩的研究，对空心墩并无特殊规定，并由此造成了空心墩延性抗震设计的盲目性。本文在广泛总结矩形空心墩抗震试验结果的基础上，分析了不同破坏形态下矩形空心墩的变形能力及主要影响因素，讨论了现有规范对保证空心墩延性抗震能力的可靠性，最后基于Caltrans规范给出了不同极限位移角下矩形空心墩塑性铰区约束箍筋用量设计公式。1空心墩抗震拟静力试验数据整理及空心墩破坏模式分析1.1空心墩抗震拟静力试验数据整理

收集整理了已完成的71个矩形空心墩抗震拟静力试验数据，主要包括Mander在新西兰进行的空心墩抗震试验［4］，欧洲学者Pinto［7］、Calvi等［8］、Delgado等［9,26］、Faria等［27］，日本学者Takahashi等［10］、Kawashima等［2829］进行的空心墩试验数据，中国台湾学者与美国学者针对台湾高速铁路计划进行的空心桥墩抗震拟静力试验［1116］，以及同济大学宋晓东［17］、长安大学崔海琴等［2021］和中国地震局工程力学研究所孙治国等［23］进行的试验数据。

71个矩形空心墩试件中，按破坏形态划分，包括42个弯曲破坏、20个弯剪破坏和9个剪切破坏试件。图1为71个空心墩试件的参数范围，可以看出，试件混凝土抗压强度fc在20～70 MPa之间，平均为34.2 MPa，箍筋屈服强度fyt在285～700 MPa之间，平均为415 MPa，纵筋屈服强度fy在270～560 MPa之间，平均为428 MPa，试件体积配箍率(扣除空心部分)为0～6.02%，平均为1.21%，纵筋配筋率ρt(扣除空心部分)范围为0.35%～2.53%，平均为1.74%，试件轴压比ηk在0～0.5之间，平均为0.12，试件剪跨比λ范围为1.75～8.0，平均为39，空心墩壁厚比c（定义为加载方向壁厚t与1/2截面宽度的比值）范围为0.14～0.64，平均为0.42。选择的试验数据具有较好的代表性。

1.2不同破坏形态下空心墩的变形能力

定义空心墩试件顶端极限位移Δμ与墩高L的比值为极限位移角DR，极限位移Δμ与屈服位移Δy之比为位移延性系数μΔ。图2列出了不同破坏形态时空心墩试件的变形能力分布情况，可以看出，随试件由弯曲－弯剪－剪切破坏形态的变化，空心墩试件变形能力呈递减趋势。弯曲破坏试件的极限位移角DR在1.9%～6.5%之间，平均为3.8%，位移延性系数μΔ在3.4～10.3之间，平均为6.04；弯剪破坏空心墩试件DR在1.3%～4.8%之间，平均为30%，位移延性系数μΔ在2.5～6.0之间，平均为3.7；剪切破坏空心墩试件DR在1.3%～2.4%之间，平均为18%，位移延性系数μΔ在1.9～4.3之间，平均值为33。2现行抗震规范关于桥墩约束箍筋用量的可靠性评价2.1抗震规范规定的桥墩塑性铰区约束箍筋用量

塑性铰区约束箍筋用量对保证桥墩的弯曲破坏形态和延性变形能力具有重要意义，而目前各主要桥梁抗震设计规范对桥墩塑性铰区的箍筋用量的规定主要来源于对实心桥墩的研究，对空心墩并无特殊规定。Priestley等［6］早期在新西兰领导的空心墩拟静力试验结果表明，塑性铰区配箍满足Caltrans规范［5］的矩形空心墩表现出良好的延性抗震能力，《公路桥梁抗震设计细则》(JTG/T B02-01—2008)［30］则规定空心墩塑性铰约束箍筋用量仍按照实心桥墩要求进行设计。本文基于试验结果对各规范的适用性进行评价。图1空心墩试验数据分布

图2不同破坏形态下空心墩试件的变形能力

1）美国Caltrans 规范［5］要求的桥墩塑性铰区最低约束箍筋用量对矩形截面桥墩，取式(1)、(2)中的大值。

Ash=0.30shcf′cfyt(AgAc－1)(0.5+1.25Pf′cAg)(1）

Ash=0.12shcf′cfyt(0.5+1.25Pf′cAg)(2)

且按式(1)、(2)计算的配箍应满足式(3)，

Ash≥0.30shcf′cfytAgAc－1(3)

式中，Ash为s范围内计算截面上的箍筋面积，hc为最外侧箍筋之间的距离，s为箍筋间距，Ag为桥墩截面面积，Ac为从箍筋外缘计算的桥墩核心面积，P为轴力。

2）美国ACI 318-08规范［31］要求

对矩形截面柱，取式(4)、(5)中的大值。

Ash=0.3shcf′cfytAgAc－1(4)

Ash=0.09shcf′cfyt(5)

3）《公路桥梁抗震设计细则》(JTG/T B02-01—2008)［30］要求的塑性铰区约束箍筋用量

矩形截面墩见式(6)。

Ash/(shc)=［0.1ηk+4.17(ηk－0.1)(ρt－001)+002］f′cfyt≥0.004(6)

需要说明的是，由于空心墩截面一般较大，混凝土保护层对塑性铰区约束箍筋用量的影响较小，因此对于Caltrans规范或ACI规范来讲，决定配箍的一般为式(2)与式(5)。

2.2各规范的可靠性评价

图3列出了空心墩配箍与各规范的比值及各试件的破坏形态和变形能力，若以3%极限位移角或位移延性系数超过4.0作为空心墩延性的评价指标，可以将图3中的试件划分为4个分区，其中A区中，配箍不满足规范要求而极限位移角大于3.0%或位移延性系数大于4.0，表示规范的保守性，而B区中配箍满足规范要求而极限位移角小于3.0%或位移延性系数小于4.0，表示规范的不安全性。总体来看，Caltrans规范和ACI规范对保证空心墩的弯曲破坏形态和变形能力具有较高的可靠性，配箍满足Caltrans规范或ACI规范要求的空心墩试件中，仅有个别试件发生弯剪破坏或剪切破坏，且试件的极限位移角和位移延性系数基本能满足延性抗震要求。相比之下，中国《公路桥梁抗震设计细则》(JTG/T B02-01—2008)对保证空心墩延性抗震能力可靠性偏低，有较多试件发生弯剪破坏且极限位移角小于3%。但若以2%极限位移角或位移延性系数超过3.0作为空心墩变形要求，则各规范均能对空心墩变形能力提供有效保证。

图3现行抗震规范对保证空心墩延性的可靠性3矩形空心墩变形能力的影响因素分析

空心墩变形能力的影响因素较为复杂，大量研究结果形成的一个基本共识为：空心墩延性抗震能力随轴压比增加而降低，随塑性铰区约束箍筋用量增加而增加，这与实心桥墩相比并无特殊之处。对其它影响因素，宋晓东［17］的拟静力试验结果表明，增加壁厚可有效提高空心墩的耗能能力和位移延性能力，而Sheikh等［32］通过对空心墩截面的曲率分析却发现，壁厚大小对空心墩延性几乎没有影响。本文基于多元线性回归分析和相关分析研究各因素对空心墩变形能力的影响。

3.1矩形空心墩变形能力的多元线性回归分析

回归公式见式(7)，

DR=α1ρshfytf′c+α2ρtm+α3ηk+α4λ+α5c+α6(7)

式中：加载方向力学含箍率ρshfytf′c表示空心墩塑性铰区约束箍筋用量的影响；ρsh为加载方向体积配箍率(扣除空心部分)；ρtm=ρtfy0.85f′c，表示纵筋对空心墩变形能力的影响；α1,α2,…,α6分别为回归系数。

利用71个空心墩试验结果进行回归分析，结果见式(8)。

DR=14.1ρshfytf′c+2.59ρtm－6.78ηk－01λ+6.05c+0.33(8)

利用42个弯曲破坏试件进行回归分析，结果见式(9)。

DR=10.64ρshfytf′c+5.11ρtm－6.52ηk－01λ+3.9c+1.08(9)

式(8)与式(9)表明，尽管空心墩试件表现出不同的破坏形态，但各因素对其侧向变形能力的影响规律是一致的，即矩形空心墩侧向变形能力随加载方向力学含箍率、纵筋配筋和壁厚增加而增加，随轴压比和剪跨比增加而减少。

3.2矩形空心墩变形能力影响因素的相关分析

相关分析用以研究变量之间的联系程度，可定量描述2个变量之间的线性相关程度和相关方向。当相关系数r>0时，2个变量为正相关；当r<0时，为负相关；一般︱r︱<0.3时，视为微弱相关；当03≤︱r︱<0.5时，为低度相关；当0.5≤︱r︱<0.8时，为显著相关；当︱r︱≥0.8时，为极显著相关。对71个空心墩试件和42个弯曲破坏空心墩试件，分别进行各影响因素与试件极限位移角间的双变量Pearson相关分析和偏相关分析，结果如表1～4所示。

从表1可以看出，矩形空心墩变形能力主要与壁厚比c和加载方向力学含箍率ρshfytf′c相关，Pearson相关系数分别为0.505和0.477。从表2看出，矩形空心墩变形能力主要与加载方向力学含箍率ρshfytf′c、壁厚比c和轴压比ηk相关，偏相关系数分别为0.686、0.618和-0.543。从表3看出，弯曲破坏矩形空心墩变形能力主要与纵筋配筋ρtm、加载方向力学含箍率ρshfytf′c和轴压比ηk相关，Pearson相关系数分别为0.592、0.506和-0.410。从表4发现，弯曲破坏矩形空心墩变形能力主要与加载方向力学含箍率ρshfytf′c相关，偏相关系数为0.606。结合表1～4的数据分析，可认为空心墩变形能力主要随加载方向力学含箍率、纵筋配筋和壁厚增加而增加，随轴压比增加而减少。对剪跨比的影响，各相关分析结果表示为微弱相关，可忽略不计。对比回归公式(8)和(9)中剪跨比的回归系数本身较小(均为01)，可认为剪跨比对矩形空心墩变形能力的影响可忽略。

对比表1与表2，表3与表4，Pearson相关分析与偏相关分析结果之间存在一定差异，这主要是由于多变量中重叠信息的交叉影响的结果。表1影响因素与极限位移角间的Pearson相关系数

（所有试件）

变量Pearson相关性显著性（双侧）自由度ρshfytf′c0.477**0.00071ρtm0.281*0.01871ηk-0.277*0.01971λ0.1260.29771c0.505**0.00071*表示在0.05水平（双侧）上显著相关。

**表示在0.01水平（双侧）上显著相关。表2影响因素与极限位移角间的偏相关系数（所有试件）

变量相关性显著性（双侧）自由度ρshfytf′c0.6860.00065ρtm0.2820.02165ηk-0.543065λ-0.1590.19865c0.6180.00065表3影响因素与极限位移角间的Pearson相关系数

（弯曲破坏试件）

变量Pearson相关性显著性（双侧）自由度ρshfytf′c0.506**0.00142ρtm0.592**0.00042ηk-0.410**0.00742λ-0.1980.20842c0.322*0.03742*表示在0.05水平（双侧）上显著相关。

**表示在0.01水平（双侧）上显著相关。表4影响因素与极限位移角间的偏相关系数

（弯曲破坏试件）

变量相关性显著性（双侧）自由度ρshfytf′c0.6060.00036ρtm0.4370.00636ηk-0.490.00236λ-0.1710.30536c0.4840.002364矩形空心墩塑性铰区约束箍筋用量

4.1建议公式的提出

对桥墩塑性铰区的最低约束箍筋用量，《公路工程抗震设计规范》(JTG 044—89)［33］规定为0003，汶川地震后颁布的《公路桥梁抗震设计细则》(JTG/T B02-01—2008)规定为0.004，图4列出了发生弯曲破坏的42个矩形空心墩加载方向配箍率的分布情况，可以看出，大多数弯曲破坏试件加载方向的配箍率在0000～0.012之间，且有较多配箍率小于0003的空心墩试件仍发生了弯曲破坏，进一步结合对空心墩变形能力的研究，可认为以0.003作为矩形空心墩加载方向最低配箍率要求是能够保证桥墩2%极限位移角变形能力的。

图4弯曲破坏矩形空心墩加载方向配箍率

当以3.0%极限位移角作为空心墩延性抗震设计目标时，根据本文研究，可直接借助Caltrans规范，即本文式(2)进行设计。

4.2建议公式的验证

图3(a)与图3(b)充分证实了Caltrans规范对保证矩形空心墩3%极限位移角变形能力的可靠性。这里主要验证以0.003作为配箍要求时，保证矩形空心墩2%极限位移角变形能力的可靠性。同样利用整理的71个矩形空心墩试验数据进行验证。图5为试验结果与0.003配箍要求的对比情况，可以看出，配箍满足0.003要求的空心墩试件，尽管有部分试件发生弯剪或剪切破坏，但极限位移角基本在2％以上，位移延性系数基本在3.0以上。

图5建议公式的验证

5结语

1）整理了71个矩形空心墩的拟静力试验结果，分析了不同破坏形态下空心墩的变形能力及主要影响因素，讨论了现有规范对保证空心墩延性抗震能力的可靠性，最后分别以2%和3%极限位移角为延性目标，基于Caltrans规范给出了矩形空心墩塑性铰区约束箍筋用量设计公式，可用于不同设防目标下空心墩的抗震设计。

2）随试件由弯曲－弯剪－剪切破坏形态的变化，空心墩试件变形能力呈递减趋势。弯曲破坏试件的极限位移角在1.9%～6.5%之间，平均为38%，位移延性系数μΔ在34～10.3之间，平均为6.04；弯剪破坏空心墩试件DR在1.3%～4.8%之间，平均为3.0%，位移延性系数μΔ在2.5～6.0之间，平均为3.7；剪切破坏空心墩试件DR在1.3%～2.4%之间，平均为1.8%，位移延性系数μΔ在19～4.3之间，平均值为3.3。

3）Caltrans规范和ACI规范对保证矩形空心墩的弯曲破坏形态和延性变形能力具有较高的可靠性，中国JTG/T B02-01—2008规范可靠性偏低。矩形空心墩变形能力主要与塑性铰区配箍、纵筋配筋、壁厚、轴压比等因素有关，随配箍率、纵筋配筋率和壁厚比增加而增加，随轴压比增加而减少。

参考文献：

［1］刘健新,张伟,张茜.洛河特大桥抗震性能计算［J］.交通运输工程学报,2006,6(1):5762.

LIU Jianxin, ZHANG Wei, ZHANG Qian. Antiseismic performance calculation of luohe bridge［J］. Journal of Traffic and Transportation Engineering, 2006, 6(1): 5762.

［2］李建中,宋晓东,范立础.桥梁高墩位移延性能力的探讨［J］.地震工程与工程振动,2005,25(1):4348.

LI Jianzhong, SONG Xiaodong, FAN Lichu. Investigation for displacement ductility of tall piers［J］. Earthquake Engineering and Engineering Vibration, 2005, 25(1): 4348.

［3］庄卫林,刘振宇,蒋劲松.汶川大地震公路桥梁震害分析及对策［J］.岩石力学与工程学报,2009,28(7):13771387.

ZHUANG Weilin, LIU Zhenyu, JIANG Jinsong. Earthquakeinduced damage analysis of highway bridges in Wenchuan earthquake and countermeasures［J］. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2009, 28(7): 13771387.

［4］Mander J B. Seismic design of bridge piers［D］. Christchurch: University of Canterbury, 1983.

［5］California Department of Transportation. Caltrans2003, bridge design specifications［S］.

［6］Priestley M J N, Park R. Strength and ductility of concrete bridge columns under seismic loading［J］. ACI Structural Journal, 1987, 84(1): 6176.

［7］Pinto A V, Molina J, Tsionis G. Cyclic tests on largescale models of existing bridge piers with rectangular hollow crosssection［J］. Earthquake Engineering and Structural Dynamics, 2003, 32(13): 19952012.

［8］Calvi G M, Pavese A, Rasulo A, et al. Experimental and numerical studies on the seismic response of R.C. hollow bridge piers［J］. Bulletin of Earthquake Engineering, 2005, 3(3): 267297.

［9］Delgado R, Delgado P, Poua N V, et al. Shear effects on hollow section piers under seismic actions: Experimental and numerical analysis［J］. Bulletin of Earthquake Engineering, 2009, 7(2): 377389.

［10］Takahashi Y, Iemura H. Inelastic seismic performance of RC tall piers with hollow section［C］//The 12th World Conference on Earthquake Engineering, Auckland, 2000.

［11］Mo Y L, Jeng C H. Seismic shear behavior of rectangular hollow bridge columns［J］. Structural Engineering and Mechanics, 2001, 12(4): 429448.

［12］Yeh Y K, Mo Y L, Yang C Y. Seismic performance of rectangular hollow bridge columns［J］. Journal of Structural Engineering, 2002, 128(1): 6068.

［13］Mo Y L, Nien I C. Seismic performance of hollow highstrength concrete bridge columns［J］. Journal of Bridge Engineering, 2002, 7(6): 338349.

［14］Mo Y L, Wong D C, Maekawa K. Seismic performance of hollow bridge columns［J］. ACI Structural Journal, 2003, 100(3): 337348.

［15］Cheng C T, Yang J C, Yeh Y K, et al. Seismic performance of repaired hollow-bridge piers［J］. Construction and Building Materials, 2003, 17(5): 339351.

［16］Mo Y L, Yeh Y K, Hsieh D M. Seismic retrofit of hollow rectangular bridge columns［J］. Journal of Composites for Construction, 2004, 8(1): 4351.

［17］宋晓东.桥梁高墩延性抗震性能的理论与试验研究［D］.上海:同济大学,2004.

［18］刘林.高墩大跨铁路桥梁抗震设计与减震控制研究［D］.北京:北京交通大学,2004.

［19］郝文秀,钟铁毅.活性粉末混凝土桥墩延性试验研究与数值分析［J］.土木工程学报,2010,43(6):8286.

HAO Wenxiu, ZHONG Tieyi. Experimental study and numerical analysis of the ductility of reactive power concrete piers［J］. China Civil Engineering Journal, 2010, 43(6): 8286.

［20］崔海琴.碳纤维约束空心薄壁墩抗震性能试验研究［D］.西安:长安大学,2010.

［21］崔海琴,贺拴海,赵小星,等.CFRP约束空心薄壁墩抗震性能试验［J］.长安大学学报:自然科学版, 2010,30(3):5359.

CUI Haiqin, HE Shuanhai, ZHAO Xiaoxing, et al. Experimental research on seismic behavior of hollow rectangular thinwalled pier confined with CFRP［J］. Journal of Changan University: Natural Science Edition, 2010, 30(3): 5359.

［22］宗周红,陈树辉,夏樟华.钢筋混凝土箱型高墩双向拟静力试验研究［J］.防灾减灾工程学报,2010,30(4): 369374.

ZONG Zhouhong, CHEN Shuhui, XIA Zhanghua. Biaxial quasistatic testing research of high hollow reinforced concrete piers［J］. Journal of Disaster Prevention and Mitigation Engineering, 2010, 30(4): 369374.

［23］孙治国,王东升,郭 迅,等.钢筋混凝土薄壁空心墩抗震性能试验研究［R］.中国地震局工程力学研究所,2011.

［24］卓卫东,范立础.延性桥墩塑性铰区最低约束箍筋用量研究［J］.土木工程学报,2002,35(5):4751.

ZHUO Weidong, FAN Lichu. Minimum quantity of confining lateral reinforcement in the potential plastic hinge regions of ductile bridge piers［J］. China Civil Engineering Journal, 2002, 35(5): 4751.

［25］孙治国,王东升,杜修力,等.钢筋混凝土桥墩塑性铰区约束箍筋用量研究［J］.中国公路学报,2010,23(3):4857.

SUN Zhiguo, WANG Dongsheng, DU Xiuli, et al. Research on amount of confining reinforcement in potential plastic hinge regions of RC bridge columns［J］. China Journal of Highway and Transport［J］. 2010, 23(3): 4857.

［26］Delgado P, Pouca N V, Arede A, et al. Seismic retrofit of RC hollowsection piers with shear failure［C］// The 14 th World Conference on Earthquake Engineering, Beijing, 2008.

［27］Faria R, Pouca N V, Delgado R. Simulation of the cyclic behaviour of R/C rectangular hollow section bridge piers via a detailed numerical model［J］. Journal of Earthquake Engineering, 2004, 8(5): 725748.

［28］Kenmotsu Y, Kawashima K. Seismic performance of hollow reinforced concrete columns with densely confined zones［J］. Proceeding of Japan Society of Civil Engineers, 2001, 682: 5769.

［29］Kawashima K, Une H, Sakai J. Seismic performance of hollow reinforced concrete arch ribs subjected to cyclic lateral force under varying axial load［J］. Journal of Structural Engineering, 2002, 48A(2): 747757.

［30］JTG/T B02-01—2008,公路桥梁抗震设计细则［S］.北京：人民交通出版社，2008.

［31］ACI 318—08, Building Code Requirements for Structural Concrete (ACI 31808）and Commentary［S］. Farmington Hills: American Concrete Institute, 2008.

［32］Sheikh M N, Vivier A, Legeron F. Seismic assessment of hollow core concrete bridge piers［C］//Ninth Canadian Conference on Earthquake Engineering, Ottawa, 2007.

［33］JTJ 004—89, 公路工程抗震设计规范［S］.北京：人民交通出版社，1989.

（编辑胡英奎）

作者：孙治国 王东升 郭迅 梁永朵