大跨長(zhǎng)聯(lián)波形鋼腹板連續(xù)梁橋的隔震設(shè)計(jì)研究

劉琪，聶尚杰，徐林

(中交第二公路勘察設(shè)計(jì)研究院有限公司，湖北 武漢 430056)

1 引言

波形鋼腹板橋梁是利用波形鋼板取代常規(guī)混凝土箱梁腹板的一種新梁型，波形鋼腹板有效提高了腹板抗剪能力，解決了傳統(tǒng)混凝土箱梁橋腹板開裂問題，同時(shí)有效減輕了箱梁自重，提高了抗震性能。公路上跨越大范圍通航或深水區(qū)域的橋梁，在滿足通航要求的前提下，經(jīng)常采用多跨長(zhǎng)聯(lián)布置，其抗震性能與單孔橋梁差別較大，支座體系若采用常規(guī)設(shè)計(jì)無法滿足下部結(jié)構(gòu)抗震需求，需進(jìn)行特殊抗震設(shè)計(jì)。波形鋼腹板橋梁在中國(guó)應(yīng)用年限尚短，對(duì)其開展抗震設(shè)計(jì)研究具有較大的現(xiàn)實(shí)意義。近年來，摩擦擺減隔震支座得到越來越廣泛的應(yīng)用，其通過在球形滑動(dòng)面的運(yùn)動(dòng)使上部結(jié)構(gòu)發(fā)生單擺運(yùn)動(dòng)，延長(zhǎng)結(jié)構(gòu)自振周期，使地震作用下結(jié)構(gòu)變形主要集中在支座上，避免了主結(jié)構(gòu)受損，且修復(fù)方便。國(guó)內(nèi)外研究人員對(duì)摩擦擺支座進(jìn)行了大量的研究，其特有的圓弧滑動(dòng)面設(shè)計(jì)可實(shí)現(xiàn)支座自動(dòng)復(fù)位，對(duì)地震激勵(lì)頻率范圍具有低敏感性、高穩(wěn)定性、很好的隔震和消能機(jī)制以及較強(qiáng)的自限位與復(fù)位能力，利于震后快速恢復(fù)使用。王黎園等對(duì)多跨預(yù)應(yīng)力混凝土連續(xù)梁橋使用摩擦擺支座進(jìn)行隔震設(shè)計(jì)的全橋支座布置方案進(jìn)行了研究，研究結(jié)果顯示此類橋梁并不需要全部支座都使用隔震支座。

該文以湖北襄陽(yáng)繞城高速公路漢江特大橋主橋波形鋼腹板連續(xù)梁為工程背景，對(duì)多跨長(zhǎng)聯(lián)波形鋼腹板連續(xù)梁橋進(jìn)行抗震設(shè)計(jì)研究，為大跨長(zhǎng)聯(lián)波形鋼腹板橋梁的抗震設(shè)計(jì)提供參考。

2 工程概況

湖北襄陽(yáng)繞城高速公路漢江特大橋主橋上部結(jié)構(gòu)為(60+6×110+60)m波形鋼腹板連續(xù)梁，全預(yù)應(yīng)力設(shè)計(jì)，預(yù)應(yīng)力采用體內(nèi)與體外相結(jié)合的設(shè)置方式。主梁采用分幅設(shè)置，單幅橋?yàn)閱蜗鋯问医孛妫敯鍖?2.75 m，翼緣3 m，箱室寬6.75 m，支點(diǎn)根部梁高取7 m，高跨比為1/15.71，跨中及端部梁高3.0 m，高跨比為1/36.67，梁高及底板按2次拋物線變化。

主墩采用等截面矩形實(shí)心墩，截面尺寸為6.75 m(橫)×2.7 m(順)，基礎(chǔ)采用整體式樁接承臺(tái)基礎(chǔ)，下設(shè)15根基樁為直徑2.0 m的摩擦型鉆孔灌注樁，順橋向3排，橫橋向5排。

3 計(jì)算分析模型及地震動(dòng)參數(shù)

主橋抗震時(shí)程分析采用Midas/Civil 2015軟件進(jìn)行，主梁、橋墩和樁基均離散為空間梁?jiǎn)卧瑯痘A(chǔ)采用節(jié)點(diǎn)彈性支撐模擬樁土相互作用。

設(shè)計(jì)階段針對(duì)漢江特大橋開展了地震安全性評(píng)價(jià)專題研究，根據(jù)研究成果，橋位處為Ⅱ類工程場(chǎng)地，設(shè)計(jì)地震動(dòng)參數(shù)如表1所示。設(shè)計(jì)采用50年10%(E1)和50年2%(E2)兩種超越概率進(jìn)行抗震設(shè)防，加速度時(shí)程曲線如圖1所示(各取3組時(shí)程波最大值)。

表1 設(shè)計(jì)地震動(dòng)參數(shù)

4 計(jì)算結(jié)果與分析

4.1 常規(guī)支座體系抗震分析

首先對(duì)采用常規(guī)支座體系下結(jié)構(gòu)地震效應(yīng)進(jìn)行分析，常規(guī)體系除中間墩采用固定支座外，其余橋墩均為順橋向活動(dòng)支座。E1、E2地震下各橋墩墩底內(nèi)力如表2所示。

圖1 地震水平向加速度時(shí)程

表2 E1、E2作用下地震常規(guī)支座體系橋墩受力(墩底)

注：表中僅給出控制設(shè)計(jì)的順橋向抗彎承載力，橋墩其他驗(yàn)算項(xiàng)不控制設(shè)計(jì)，未列出，下同。

由表2可知：由于該橋聯(lián)長(zhǎng)較長(zhǎng)，達(dá)到780 m，采用常規(guī)支座體系時(shí)，上部結(jié)構(gòu)水平向地震響應(yīng)主要由固結(jié)墩承受，墩身受力過大，無法滿足結(jié)構(gòu)抗震需求。設(shè)計(jì)應(yīng)針對(duì)E1、E2地震效應(yīng)的不同特點(diǎn)，采取相應(yīng)的減、隔震措施。

4.2 不同等級(jí)地震作用下抗震措施分析

從分析結(jié)果可知：E1地震作用下，下部結(jié)構(gòu)總地震效應(yīng)不大，但由于大部分地震力集中在固結(jié)墩上，導(dǎo)致固結(jié)墩受力較大，如要滿足抗震要求，需大大增加橋墩尺寸，就該橋而言，橋墩順橋向尺寸需由2.7 m增加至4.0 m，經(jīng)濟(jì)性和景觀性均較差。鑒于此，設(shè)計(jì)考慮在主4、主6號(hào)橋墩設(shè)置速度鎖定器，溫度、收縮徐變作用時(shí)不限制主梁位移，E1地震作用時(shí)鎖定器鎖止形成剛性連接，實(shí)現(xiàn)3個(gè)橋墩共同承受地震力，通過優(yōu)化結(jié)構(gòu)內(nèi)力達(dá)到抗震目標(biāo)。優(yōu)化后的支座體系如圖2所示，采用速度鎖定裝置后結(jié)構(gòu)E1地震作用下下部結(jié)構(gòu)地震效應(yīng)對(duì)比如表3所示。

圖2 E1地震支座體系布置

表3 設(shè)置速度鎖定器后橋墩受力(墩底)

對(duì)比表2、3可知：設(shè)置速度鎖定器后，E1地震作用下，地震效應(yīng)均勻分配給了4、5、6號(hào)橋墩，結(jié)構(gòu)自身抗力能夠滿足E1地震下抗震要求，避免了將固結(jié)墩設(shè)置過于粗壯的缺陷，景觀性和經(jīng)濟(jì)性較好。

E2地震作用下，下部結(jié)構(gòu)地震總效應(yīng)較大，計(jì)算分析顯示：即使全部橋墩均設(shè)置鎖定裝置也無法滿足抗震需求，需采用其他抗震體系。故選用摩擦擺減隔震支座體系。從經(jīng)濟(jì)上考慮，對(duì)摩擦擺支座的布置方式進(jìn)行了對(duì)比研究，最終采用的支座布置形式如圖3所示，并對(duì)該布置形式下的支座進(jìn)行了參數(shù)選取研究。

圖3 E2地震支座體系布置

4.3 摩擦擺減隔震支座系統(tǒng)的參數(shù)選取研究

隔震橋梁滑動(dòng)摩擦系數(shù)μ和擺長(zhǎng)半徑R等支座參數(shù)與橋梁峰值地震反應(yīng)存在一定的關(guān)系。隔震系統(tǒng)的周期和剛度通過選取合適的滑動(dòng)表面曲率半徑R來控制，以達(dá)到延長(zhǎng)結(jié)構(gòu)自振周期的目的；阻尼由動(dòng)摩擦系數(shù)μ來控制，通過優(yōu)化滑動(dòng)面摩擦系數(shù)以達(dá)到耗能的目的。力學(xué)模型如圖4所示，其恢復(fù)力模型與理想的彈塑性恢復(fù)力模型類似，只是滑動(dòng)后仍具有一定的剛度，如圖5所示，其中，W為支座承受的豎向荷載；d為支座擺動(dòng)位移。

不考慮轉(zhuǎn)角影響，有：

圖4 支座滑動(dòng)受力示意

圖5 恢復(fù)力模型

針對(duì)該橋開展了不同曲面半徑R和滑動(dòng)摩擦系數(shù)μ下地震非線性時(shí)程分析，分析時(shí)選用圖1所示50年超越概率2%的地震波。

(1)支座摩擦系數(shù)研究

首先假定支座曲率半徑R=5 m，摩擦系數(shù)取0.01～0.08進(jìn)行非線性時(shí)程分析，計(jì)算結(jié)果見圖6。

圖6 摩擦系數(shù)μ對(duì)橋梁地震響應(yīng)的影響

從圖6可知：縱向彎矩均呈現(xiàn)先遞減后增加的趨勢(shì)，摩擦系數(shù)較小時(shí)，彎矩隨摩擦系數(shù)增加而減小，縱向彎矩在摩擦系數(shù)為0.03左右時(shí)達(dá)到最小值，之后隨摩擦系數(shù)的增大而增加，橋墩受力不斷變大；墩底剪力和墩頂位移隨摩擦系數(shù)變化的趨勢(shì)與墩底彎矩類似，呈現(xiàn)先遞減后增加的趨勢(shì)；橋墩橫橋向受力基本隨摩擦系數(shù)增加而增加，由于橋墩橫橋向剛度較大，不控制設(shè)計(jì)，抗震計(jì)算主要受順橋向彎矩控制，因此根據(jù)圖6可知摩擦系數(shù)μ取0.03隔震效果最明顯。

(2)支座曲面半徑研究

結(jié)合摩擦系數(shù)研究結(jié)果，將支座摩擦系數(shù)μ取為0.03，在曲率半徑R=3～8 m間開展非線性時(shí)程分析，計(jì)算結(jié)果見圖7。

圖7 曲率半徑R對(duì)橋梁地震響應(yīng)的影響

從圖7可知：縱向彎矩隨曲率半徑的增大而不斷減小，橫向彎矩在R<5 m時(shí)隨R增大而逐漸減小，R>5 m后彎矩變化趨勢(shì)減小；從圖7(b)、(c)可知：縱向剪力和位移隨曲率半徑的增大而減小，但當(dāng)曲率半徑R>5 m之后，這種變化趨于平緩，橫向剪力和位移與半徑相關(guān)性不高，變化不明顯。

(3)支座耗能效率研究

設(shè)計(jì)針對(duì)不同摩擦系數(shù)與曲面半徑下支座的耗能效果開展了研究分析，結(jié)果如圖8所示。

圖8 支座耗能曲線

從圖8可知：支座耗能隨摩擦系數(shù)增加呈現(xiàn)先增加后減小的趨勢(shì)，摩擦系數(shù)較小時(shí)，耗能效率隨摩擦系數(shù)的增加不斷提升，在0.02～0.03達(dá)到峰值，之后隨摩擦系數(shù)的增大耗能效率不斷降低，更多的地震能量傳遞至橋墩；支座耗能隨曲面半徑的增大而提高，但R=5 m和R=7 m的耗能性能比較接近，反映出曲率半徑增加至一定程度后對(duì)結(jié)構(gòu)的抗震性能影響不大，且過大的曲率半徑將導(dǎo)致支座復(fù)位效果變差，支座位移量也會(huì)變大。曲率半徑取5 m能夠在耗能效率與復(fù)位效果間取得較好的平衡。

綜合比較，漢江特大橋摩擦擺支座的參數(shù)取值采用：摩擦系數(shù)μ=0.03，曲面半徑R=5 m。

(4)E2地震減隔震效果分析

結(jié)合支座參數(shù)研究結(jié)論，開展了結(jié)構(gòu)E2地震下非線性時(shí)程分析，表4為橋墩在使用摩擦擺支座前后的受力情況。

表4 橋墩有無使用摩擦擺支座分析結(jié)果比較(順橋向)

續(xù)表4

從表4可知：E2地震作用下摩擦擺支座顯著降低了固定墩的墩底彎矩，降幅達(dá)到了86.6%；剪力也減小了79.5%，墩頂順橋向位移減小了86.5%，與其相鄰的兩個(gè)橋墩在使用摩擦擺支座之后墩底彎矩和剪力、墩頂位移都有不同程度的改變，這主要是因?yàn)榈卣鹱饔孟鹿潭ǘ丈系哪Σ翑[支座固定銷被剪斷，使得地震荷載往復(fù)作用時(shí)主4、主5、主6共3個(gè)墩上的隔震支座同時(shí)起作用，上部結(jié)構(gòu)重量在地震作用下產(chǎn)生的效應(yīng)在幾個(gè)墩上進(jìn)行了比較均勻的分配，改善了地震荷載作用下橋梁整體受力情況，使得所有橋墩在E2地震作用下均能滿足承載力要求。

4.4 抗震支座體系布置

該橋抗震設(shè)計(jì)思路為E1地震下通過速度鎖定器實(shí)現(xiàn)橋梁結(jié)構(gòu)內(nèi)力重分配，靠結(jié)構(gòu)自身承受地震效應(yīng)，E2地震下通過摩擦擺支座的耗能達(dá)到減隔震目的。支座體系工作順序如圖9所示，最終支座體系確定如圖10所示，支座參數(shù)如表5所示。

對(duì)采取上述抗震支座體系的結(jié)構(gòu)進(jìn)行分析可知：E1地震作用時(shí)，主4、6號(hào)墩速度鎖定器進(jìn)入工作，地震效應(yīng)被均勻分配到主4～6號(hào)橋墩，主5號(hào)墩墩底最大彎矩較常規(guī)支座體系可減小約48%；E2地震作用時(shí)，主4～6號(hào)墩墩頂水平剪力超過水平限位力上限(單個(gè)支座2 500 kN)，剪力銷剪斷，摩擦擺支座進(jìn)入工作，墩底最大彎矩、最大剪力較常規(guī)支座體系可分別降低約86.6%、79.5%，減隔震效果明顯。

經(jīng)驗(yàn)算，漢江特大橋采用速度鎖定器+摩擦擺復(fù)合支座體系后，E1、E2地震作用下結(jié)構(gòu)各部分均能較好地滿足抗震性能要求，說明該橋的減、隔震措施是合適的。

5 結(jié)論

(1)大跨長(zhǎng)聯(lián)波形鋼腹板連續(xù)梁橋在E1地震作用下可采用速度鎖定器體系，將原本由固定墩承受的地震力平均分?jǐn)偟皆O(shè)置鎖定器的橋墩上，優(yōu)化了下部結(jié)構(gòu)受力，在實(shí)現(xiàn)結(jié)構(gòu)自身抗震的同時(shí)，避免了固結(jié)墩尺寸過大的不足，景觀性和經(jīng)濟(jì)性較好。

圖9 支座體系工作順序圖

圖10 全橋支座體系

表5 支座參數(shù)

(2)大跨長(zhǎng)聯(lián)波形鋼腹板連續(xù)梁橋在E2地震作用下可采用摩擦擺支座體系，通過選取合適的支座參數(shù)，達(dá)到最大的支座耗能效率，實(shí)現(xiàn)減隔震目的。摩擦擺支座耗能隨摩擦系數(shù)增加呈現(xiàn)先增加后減小的趨勢(shì)，在0.02～0.03時(shí)達(dá)到峰值，之后隨摩擦系數(shù)的不斷增大，上部結(jié)構(gòu)向橋墩傳遞的慣性力增加，支座耗能效率不斷降低，隔震效果變差。支座耗能隨曲面半徑的增大而提高，但當(dāng)曲率半徑增加至一定程度后對(duì)結(jié)構(gòu)的抗震性能影響不大。設(shè)計(jì)中需要選擇合適的支座曲率半徑，以在耗能效率與復(fù)位效果間取得較好的平衡。就該橋而言，摩擦系數(shù)μ取0.03，曲率半徑R取5 m，綜合耗能效果最優(yōu)。

(3)大跨長(zhǎng)聯(lián)波形鋼腹板連續(xù)梁橋建議采用速度鎖定器+摩擦擺隔震支座的復(fù)合減隔震措施達(dá)到抗震目標(biāo)。E1地震通過速度鎖定器實(shí)現(xiàn)橋梁結(jié)構(gòu)內(nèi)力重分配，靠自身承受地震效應(yīng)，E2地震通過摩擦擺支座耗能達(dá)到減隔震目標(biāo)。與采取單一抗震措施相比，其在不同等級(jí)地震作用下均有對(duì)應(yīng)的抗震裝置投入工作，適應(yīng)性更強(qiáng)，符合兩階段設(shè)防的抗震設(shè)計(jì)理念。