山區高墩大跨徑連續剛構橋減震技術研究

蔣建軍，鐘川劍

(四川省公路規劃勘察設計研究院有限公司， 成都 610041)

在西部山區，山高谷深，地震烈度高，公路跨越溝谷時一般采用高墩大跨橋梁，其中大跨徑連續剛構橋具有行車舒適性好、工程造價低、施工技術成熟、橋梁整體性好、后期管理養護簡便等特點而經常被采用[1]。在深切河谷復雜地形下，大跨徑連續剛構橋的上部結構質量重、地震力大，各墩高差異大，地震作用下橋墩受力均勻性較差，常規設計時抗震計算難以通過，因此橋梁減震是設計重點。國內學者對高墩大跨徑連續剛構橋的橋墩選型、動力特性、延性抗震等進行了研究，但利用新材料、新結構、新技術進行橋梁減震的研究較少。輕質高強度高性能混凝土發展前景好，但在連續剛構橋箱梁上使用較少，對橋梁抗震性能的影響須進行研究。鋼管混凝土結構在拱橋、斜拉橋、懸索橋上均得到了廣泛應用，其主要技術特點是承載力高、塑性和韌性好、抗震性能優越、施工方便[2]。盡管以鋼管混凝土為主要構件組成的格構柱具有優良的延性變形能力、極限承載力高[3]，但在高烈度地震區高墩大跨徑連續剛構橋上的抗震性能須進一步研究。非線性液體粘滯阻尼器是一種性能優良的減震耗能裝置，在斜拉橋、懸索橋上使用廣泛[4]，但在大跨連續剛構橋上的使用較少，其減震效果需要研究。為此，本文以西部山區某5孔一聯高墩大跨徑連續剛構橋為例，從上部結構輕型化、墩型優化、橋墩剛度匹配、阻尼器耗能等方面進行減震技術研究，以提高橋梁抗震性能。

1 工程概況

本橋位于攀西高原南側，河流由北向南斜穿橋軸線。測區分水嶺山脊海拔在2 700 m左右，河谷底海拔約1 020 m，相對高差約1 680 m，場地為深切高山峽谷地形，屬侵蝕構造中高山地貌。橋梁跨徑組合為(19.38+3×22)m預應力混凝土現澆箱梁+(106+2×200+115+40)m連續剛構，主橋長661 m，如圖1所示。5號橋墩高113 m、6號橋墩高195 m、7號橋墩高178 m、8號輔助墩高8.3 m，其中5號～7號主墩與主梁固結，8號輔助墩設置活動支座與主梁連接。主橋橋墩均采用承臺+群樁基礎，樁基嵌入中風化基巖。

該橋橋寬16 m，雙向2車道，兩側設置非機動車道和人行道。主橋為三向預應力混凝土結構，主梁為單箱單室截面。箱梁頂板寬16 m，底板寬8.5 m，兩翼板懸臂長3.75 m，頂板設置2%雙向橫坡，如圖2所示。箱梁跨中、邊跨現澆段、現澆連續梁段的梁高4.1 m，橋墩與箱梁相接的根部斷面及墩頂0號段梁高13.2 m。

2 地震動參數及有限元模型

2.1 地震動參數

根據大橋工程場地地震安全性評價報告，本橋的地震動參數見表1。

E1地震作用采用50年超越概率10%的地震動參數；E2地震作用采用50年超越概率2%的地震動參數和地震加速度時程波。

單位：cm

地震動參數50年不同超越概率(%)下的地震反應譜10521PGA/(cm·s-2)151202274338Samax0.3780.5050.6850.845T0/s0.040.040.040.04T1/s0.100.100.100.10Tg/s0.450.450.500.50βmax2.52.52.52.5R1.01.01.01.0

注：PGA為地震動峰值加速度；Samax為無量綱水平設計加速度反應譜最大值，以重力加速度g為單位；T0為反應譜起始周期；T1為反應譜直線上升段最大周期；Tg為反應譜特征周期；βmax為反應譜放大系數最大值。

2.2 有限元模型

主橋抗震計算采用空間有限元程序Midas Civil 2017。為了考慮引橋對4號交界墩地震響應的影響，采用全橋模型計算。橋墩基礎采用承臺+群樁，為便于研究，計算模型中采用墩底固結約束[5]。活動支座采用彈性支承模擬，粘滯阻尼器采用一般連接模擬。

E1抗震分析采用多振型反應譜法，振型組合采用CQC法；E2抗震計算采用非線性動力時程法，考慮順橋向、橫橋向、豎向地震作用。主橋的抗震性能目標為：1) 在E1地震作用下，樁基、墩柱均保持彈性；2) 在E2地震作用下，樁基保持彈性，墩柱保持彈性或延性滿足要求；3) 主梁與橋墩位移滿足抗震規范要求。

3 減震技術研究

大跨徑連續剛構橋梁的減震技術主要分3個方面：1) 上部結構輕型化；2) 橋墩合理選型及剛度匹配；3) 耗能減震措施。

3.1 上部結構輕型化

橋梁的地震力主要來源于上部結構的震動，減輕上部結構重量是有效的減震措施之一。對于大跨徑連續剛構橋，減輕箱梁重量的主要技術：1) 鋼混組合梁；2) 輕質混凝土；3) 空腹式結構；4) 活性粉末混凝土(RPC)或超高性能混凝土(UHPC)。連續剛構箱梁可采用鋼箱梁與混凝土箱梁組合，如主跨330 m的重慶石板坡長江大橋復線橋，其中跨103 m采用了鋼箱梁結構[6]。另外，波形鋼腹板箱梁也可大幅減輕上部結構重量，此技術在日本得到廣泛應用[7]。輕質混凝土采用陶粒代替碎石作為箱梁混凝土的粗骨料，容重大幅降低，如主跨298 m的挪威Raft Sundet橋[1]。鋼桁腹板PC組合箱梁是一種典型的空腹式結構，具有上部結構自重輕、抗震性能好的特點[8]。空腹式連續剛構另外一種型式是將主墩附近的腹板挖空形成斜腿，可減輕上部結構重量，如主跨290 m的北盤江特大橋[9]。RPC160+C60混凝土混合主梁連續剛構橋可大幅減輕箱梁重量，具有良好的整體受力性能[10]。預應力UHPC連續剛構橋通過利用具有高彈性模量、高強度和良好韌性等優點的UHPC材料，減小了結構尺寸，減輕了上部結構重量[11]。

以圖1所示橋梁為例，主橋箱梁分別采用LC60陶粒輕質混凝土、RPC160活性粉末混凝土與常規混凝土進行抗震性能對比研究。根據JGJ 12—2006《輕骨料混凝土結構技術規程》，LC60陶粒輕質混凝土的密度取1 850 kg/m3，彈性模量取28 200 MPa，抗壓強度標準值取38.5 MPa，抗拉強度標準取2.85 MPa。根據GB/T 31387—2015《活性粉末混凝土》并參考文獻[10]，RPC160活性粉末混凝土的密度取2 550 kg/m3，彈性模量取45 000 MPa，抗壓強度標準值取96 MPa，抗拉強度標準取6.4 MPa。從薄壁結構穩定性和施工可操作性考慮，RPC160活性粉末混凝土用于箱梁高度低于8 m的節段，頂板和腹板厚度采用20 cm，底板厚度采用25 cm，設置體外預應力鋼束，中支點兩側各43 m及邊跨現澆段采用C60常規混凝土。RPC160活性粉末混凝土箱梁節段布置如圖3所示，截面如圖4所示。5號～7號主墩采用常規空心薄壁墩、箱梁采用不同混凝土材料時，在E1地震作用下的抗震計算結果見表2和表3。

從表2可得出，當采用LC60陶粒輕質混凝土代替C60常規混凝土時，箱梁自重減輕19.2%；當箱梁部分節段采用RPC160活性粉末混凝土并減小結構尺寸時，箱梁自重減輕18.6%；2種上部結構輕型化方案均使得縱向、橫向第1階振型的周期變短，縱向、橫向地震位移有所減小。

單位:m

圖3RPC160活性粉末混凝土箱梁節段布置

Fig.3 Section layout of concrete box girders with RPC160 reactive powder

從表3可得出，當箱梁采用LC60陶粒輕質混凝土代替C60常規混凝土或者部分節段采用RPC160活性粉末混凝土并減小結構尺寸時，各主墩的墩底順橋向彎矩減小21%～29%，橫橋向彎矩減小 2%～5%，如圖5所示；上部結構輕型化對減小順橋向地震力效果較好。

3.2 墩型優化

大跨徑連續剛構橋主墩一般采用空心薄壁墩或雙薄壁墩。雙薄壁墩的抗推剛度小，橋梁振動周期長[5]，適用于橋墩高度不大的情況；對于墩高超過100 m的超高墩，由于其穩定性稍差，施工難度和風險較大，因此較少采用[12]。按照橋墩材料和結構型式劃分，空心薄壁墩有普通鋼筋混凝土空心薄壁橋墩和鋼管混凝土格構式空心薄壁墩。根據研究[13]，橋墩剛度的變化對側彎和縱飄頻率影響較大，通過墩型優化可調整橋梁結構動力響應。

表2 不同混凝土材料箱梁下的橋梁振動周期及E1地震位移響應

表3 不同混凝土材料箱梁下的橋梁5號～7號主墩E1地震彎矩響應 kN·m

圖5 主墩墩底彎矩減小百分比Fig.5 Percentage reduction of bending moment at bottom of main piers

當墩高位于60 m～100 m范圍時，普通鋼筋混凝土空心薄壁橋墩受力性能較好，其截面尺寸及壁厚隨墩高增大而增大。鋼管混凝土格構式空心薄壁墩具有節約造價、剛度小、質量輕、抗震性能好、施工方便的特點[2]，當墩高大于100 m時可獲得較好的經濟效益，在西部山區得到成功應用，如四川省雅西高速公路臘八斤特大橋(最大主墩高度達183 m)[2]。為提高鋼管混凝土外層鋼管的耐久性，在鋼管混凝土外圍再包一層20 cm左右的鋼筋混凝土，組成鋼管混凝土疊合柱[14]，是近年來我國特有的新型鋼混組合結構。

圖1所示橋梁的5號～7號橋墩方案如下：

1) 方案1為普通鋼筋混凝土空心薄壁橋墩。5號橋墩順橋向9.4 m、橫橋向10.5 m，壁厚為1.2 m；6號、7號橋墩順橋向11 m、橫橋向10.5 m，壁厚分3段設置，分別為1.0 m、1.2 m、1.5 m，如圖6所示。混凝土強度等級為C50，豎向間隔15 m設置1道橫隔板。

(a) 5號橋墩

(b) 6號和7號橋墩

2) 方案2為鋼管混凝土格構式空心薄壁墩。橋墩橫橋向寬均為11.9 m，順橋向5號橋墩頂寬9.4 m，6號和7號橋墩墩頂寬11.0 m。鋼管混凝土格構式空心薄壁墩由格構柱及柱間混凝土肋板形成單箱單室截面，格構柱由直徑1.5 m鋼管外包20 cm厚混凝土組成，柱間混凝土肋板壁厚50 cm，如圖7所示。墩內豎向每隔12 m設1道1.0 m厚的橫隔板。鋼管強度為Q370，壁厚34 mm，鋼管內灌注C80自密實混凝土，外包混凝土及肋板均采用C50混凝土。橋墩主要由3種不同材料組成(不計支撐骨架及鋼筋影響)，抗震分析計算時需要換算為統一材料，并考慮鋼管混凝土套箍效應對剛度和強度的提高[15-16]。橫隔板采用集中質量進行模擬。

(a) 5號橋墩

(b) 6號和7號橋墩

方案1與方案2的橋墩截面彈性模量、面積、慣性矩及抗彎剛度對比情況見表4。

從表4可得出，鋼管混凝土格構式空心薄壁墩與普通鋼筋混凝土空心薄壁橋墩相比：1) 截面面積大幅減小，5號橋墩減小41.2%，6號和7號橋墩減小32.6%～52.4%；2) 順橋向截面抗彎剛度大幅降低，5號橋墩減小24.9%，6號和7號橋墩減小14.5%～34.0%；3) 橫橋向截面抗彎剛度有增有減，6號和7號橋墩的墩底減小約15.5%。對比結果如圖8所示。

采用2種不同橋墩型式時，本橋的第1階振型均為主梁與主墩橫向側彎，第2階振型均為主墩縱彎，計算得到橋梁的振動周期與E1地震位移響應，見表5。

從表5可以看出，采用方案2時主要振型的振動周期有所延長，E1地震位移響應有所增加。

采用2種不同橋墩型式對應得到的E1地震墩底彎矩響應見表6。

表4 2種不同方案截面設計參數

圖8 截面面積及抗彎剛度減小百分比Fig.8 Percentage reduction of section area and bending stiffness

從表6可以得出，在E1地震作用下，鋼管混凝土格構式空心薄壁墩與普通鋼筋混凝土空心薄壁橋墩相比，墩底彎矩順橋向降低19.4%～29.4%，橫橋向降低10.8%～23.7%。主要原因：1) 截面抗彎剛度降低，振動周期有所延長，對應加速度反應譜值減小；2) 橋墩截面面積減小，質量減小，橋墩自身振動對墩底內力的貢獻減小。

3.3 橋墩剛度匹配

山區橋梁受地形變化影響，墩高存在較大差異，當采用相同截面尺寸的橋墩時，矮墩的線剛度大，承擔更多地震力，各墩受力均勻性差。為此，需要調整橋墩剛度，使承載力與所受地震力相匹配。對于高墩大跨徑連續剛構橋，橫向剛度較小，地震作用下墩頂位移大，橫向抗震設計是重點。

以圖1所示橋梁為列，從表5可以看出，第1階振型為橫向側彎，且橫向振動周期較長，導致橫向位移較大，對結構安全和穩定不利。從表6可以看出，5號橋墩E1地震作用下的縱向彎矩比6號、7號橋墩大，而5號橋墩的截面尺寸相對較小，結構受力不合理。其原因在于5號橋墩與6號、7號橋墩的墩高差異過大，而抗推剛度與墩高的3次方成反比，造成5號橋墩抗推剛度明顯大于6號、7號橋墩，從而承擔了更多縱向地震力。

表5 2種不同墩型方案下的振動周期與E1地震位移響應

表6 2種不同墩型方案下的E1地震墩底彎矩響應 kN·m

為了解決橫向位移過大和5號橋墩承擔地震力過多的問題，對6號、7號橋墩截面橫向尺寸從上至下采取按60∶1放坡逐漸增大的調整方案，稱為方案3。橋墩剛度匹配前后各主墩順橋向和橫橋向的線剛度EI/L(EI為抗彎剛度，L為墩高)見表7。

表7 各主墩的線剛度 MN·m

從表7可得出，6號、7號橋墩截面從上至下橫向尺寸按60∶1放坡后，順橋向線剛度分別增加19.8%、18.3%，橫橋向線剛度分別增加145.5%、127.8%。

橋墩采用方案3時橋梁振動周期與E1地震位移響應見表8。

從表7、表8可以得出：1) 6號、7號橋墩采用橫向放坡后，橋梁結構橫橋向剛度增大，橫橋向第1階振型的振動周期降低；2) E1地震作用下橋梁橫向位移降低24.4%；3) 第1階縱向振動周期與E1地震作用下橋梁縱向位移無明顯變化。

方案3的E1地震墩底彎矩響應見表9。

表8 對應墩型方案3的橋梁振動周期與E1地震位移響應

表9 方案3的E1地震墩底彎矩響應 kN·m

與表6的方案2進行對比，可以得出：1) E1地震作用下，5號橋墩順橋向彎矩變化不大，6號、7號橋墩順橋向彎矩分別增加16.3%和15.3%；2) E1地震作用下，5號橋墩橫橋向彎矩有所減小，6號、7號橋墩橫橋向彎矩分別增加78.6%和63%。主要原因是6號、7號橋墩橫橋向抗彎剛度提高較多，承擔了更多橫向地震力。6號、7號橋墩截面抗彎剛度增加幅度遠大于地震彎矩增加幅度，因此結構更加安全，且橫橋向穩定性更好。

3.4 阻尼器耗能措施

連續剛構橋梁的主墩與箱梁固結，無設置支座條件；交界墩、橋臺處可設置滑動摩擦支座、高阻尼橡膠支座、鉛芯橡膠支座等減震、隔震支座進行耗能。本橋橋梁跨度大、主墩高度大，地震時主墩不宜出現塑性鉸，以免墩頂位移過大，因此主墩在E2地震作用下應保持彈性狀態。橋梁減震、隔震體系包含隔震器與阻尼器2大類[17]。阻尼器包含彈塑性阻尼器、粘滯阻尼器、油阻尼器、干摩擦阻尼器[17]，其中非線性粘滯阻尼器由于耗能性能優良，常被應用于大跨度橋梁[4]。本橋在右岸主橋梁端與橋臺之間順橋向設置4個非線性粘滯阻尼器，其力學計算公式[4]為：

Fd=C·Vα

式中：Fd為阻尼力，kN；C為阻尼系數；V為阻尼器兩端的相對速度，m/s；α為速度指數。通過對比分析研究，本橋C=1 800 kN/(m/s)α，α=0.35。

非線性時程分析采用常加速度直接積分法，阻尼矩陣采用瑞利阻尼，分析結果取3組時程波計算的最大值。E2地震作用下，采用方案3在梁端設置非線性粘滯阻尼器對橋梁順橋向抗震性能的影響見表10。

從表10可以看出，順橋向設置粘滯阻尼器對橋梁抗震性能有顯著提高：1) 有效降低梁端縱向位移，降幅達45.5%；2) 順橋向墩底彎矩大幅降低，約減小33.1%～39.8%。

表10 設置粘滯阻尼器對橋梁順橋向抗震性能的影響

4 結論

對于高烈度地震山區高墩大跨徑連續剛構橋，通過計算分析研究，采取以下減震技術可以有效提高橋梁的抗震性能：

1) 主橋箱梁采用陶粒輕質混凝土或部分節段采用高強度活性粉末混凝土，可減輕上部結構重量，對減小順橋向的地震力效果較好。

2) 主墩采用鋼管混凝土格構式空心薄壁墩能減少混凝土用量，減輕橋墩自重，降低橋墩剛度，從而減小橋墩地震力響應。

3) 根據山區橋梁墩高差異大的特點，通過對高墩從上至下放坡優化橋墩截面尺寸，使地震作用下各橋墩底內力分布更加合理；高墩大跨徑連續剛構橋橫橋向剛度小、位移大、橋墩地震力大，合理的橋墩剛度匹配措施可有效提高橋梁橫向剛度，減小橫橋向位移，使各橋墩的承載力與所受地震力相匹配。

4) 在主橋梁端設置非線性粘滯阻尼器，可在地震發生時顯著減小順橋向位移和橋墩地震力。