地震高烈度地區全預制拼裝立交橋梁抗震設計

朱 釗

（1.上海市城市建設設計研究總院（集團）有限公司，上海市 200125；2.上海工業化裝配化市政工程技術研究中心，上海市 200125）

1 工程概況

本項目位于中新天津生態城中部，濱海航母公園北側，力高地塊西側。工程為對現狀航海道跨海濱大道橋梁功能進行完善，實施西向北（WN）、北向西（NW）兩條匝道，滿足由航海道進出力高地塊的需求，見圖1。

圖1 工程平面布置圖

其中，新建WN匝道全長約705m，NW匝道全長約315 m。匝道橋梁主要采用簡支小箱梁結構，標準跨徑為20m和25m，橋面連續，小箱梁梁高均采用1.4m；兩處跨越海濱大道采用連續鋼箱梁結構形式，其中NW匝道中鋼箱梁跨徑布置為（38+38+35.602）m，WN匝道重鋼箱梁跨徑布置為（40.441+2x34）m，鋼箱梁梁高 1.8m，見圖 2。

2 橋梁全預制拼裝方案

圖2 匝道標準斷面圖（單位：mm）

為加快工程進度，減少對交通影響，本項目橋梁工程采用了全預制拼裝方案，是天津地區首個采用預制拼裝的立交工程。除上部結構采用裝配式小箱梁和連續鋼箱梁外，下部結構采用了通過灌漿套筒連接的預制拼裝橋墩形式，蓋梁及立柱在工廠預制和養護，施工現場僅進行吊裝及套筒灌漿工作，見圖3。

圖3 下部結構拼裝示意圖

3 抗震設防標準及性能目標

本工程為城市主干路，根據《城市橋梁抗震設計規范》（CJJ 166—2011）[1]相關規定，本工程擬建場地屬I V類建筑場地，地震基本烈度8度，設計基本地震加速度為0.20g；橋梁抗震設防類別為丙類，E1地震作用下抗震重要性系數取0.46，E2地震作用下重要性修正系數2.0。

天津地區位于地震高發帶，地震基本烈度較高，采用常規的抗震加強手段難以滿足設計需求。根據前期研究比選，本工程橋梁擬采用減隔震設計，根據天津市地震設計標準《天津市市政公路橋梁減隔震設計規程》（DB 29-233—2015），本工程設防類別為C類，橋梁主要構件的性能目標設定見表1。

表1 橋梁結構抗震性能目標

4 地震輸入參數

根據抗震規范規定，阻尼比0.05的水平設計加速度反應譜見圖4。

圖4 E1、E2水準水平向設計加速度反應譜

根據試算結果，結構在E1狀態下就將進入彈塑性狀態，故根據規范要求，依據E1及E2設計反應譜分別生成了三條人工時程波見圖5。

圖5 E2水準人工地震時程波

5 地震反應分析

通過比選最不利計算聯，利用M id a s C i v i l 2015軟件建立WN匝道P5-P16段結構動力特性和地震反應分析的三維有限元模型。其中分別包含了連續鋼箱梁及小箱梁標準段。全線支座均采用鋼阻尼減震球型支座，通過一般鏈接單元模擬，在單元屬性中分別輸入彈性支座的線性剛度和非線性剛度。有限元計算模型見圖6。

圖6 抗震計算模型（含邊界聯）

采用E1和E2兩種概率水平、阻尼比為5%的設計反應譜對該橋進行抗震性能分析。E1水準地震首先采用彈性反應譜法計算，倘若支座水平承載力不滿足要求，再采用設計反應譜生成的人工時程波進行非線性時程分析；E2水準下由于支座進入非線性狀態，直接采用設計反應譜生成的人工時程波進行非線性時程分析。反應譜法計算采取前500階進行組合，振型組合方式為C Q C，非線性時程采用振型積分法。

6 橋梁減隔震設計方案

由于本項目位于地震高烈度地區，常規的抗震手段已不能夠滿足結構的安全需要，應采用合適的減隔震措施。經過試算比選，對于本工程而言，摩擦擺支座及鉛芯橡膠支座都面臨地震位移過大的問題，采用彈塑性鋼減震支座較為合適。

彈塑性鋼減震支座是常規球鋼支座并聯鋼阻尼器制成，支座承載力較大，耗能能力較大，位移能力及鋼阻尼器的阻尼力可以根據工程需要進行特殊設計。在地震烈度較高的地區，采用常規的減隔震措施往往會面臨地震位移較大的問題，采用彈塑性鋼減震支座，可以通過對鋼阻尼器的參數比選，在充分利用結構強度的前提下，有效控制支座在強震作用下的地震位移，因此本工程采用彈塑性鋼減震支座作為減隔震措施，見圖7。

圖7 彈塑性鋼減震支座示意圖

根據參數計算比選，對于彈塑性鋼減震支座的參數選取如下：

支座本體水平承載力不小于豎向承載力的15%；支座轉角：0.02 r a d，剪力銷剪斷力為豎向承載力的10%；鋼阻尼器屈服力為豎向承載力的5%，鋼阻尼器屈后剛度比：0.05；等效阻尼比：35%；阻尼位移：±100mm；低周疲勞次數：不小于30。

7 P7-P10連續鋼箱梁抗震分析

（1）E1水準地震響應計算

假設結構所有主要受力構件全部正常工作，支座地震反應見表2。

表2 鋼箱梁E1水準下支座地震反應

固定墩P9墩支座在E1水準地震作用下縱向剪力超過了支座縱向限位力，支座縱向被剪斷。所有的支座在E1水準地震作用下的橫向剪力基本都超過支座橫向水平限位力，支座橫向被剪斷。因此可判定，計算聯在E1水準下已經進入彈塑性狀態，需進行非線性時程分析。

根據E1水準下非線性時程分析計算，支座地震反應見表3。

表3 鋼箱梁E1水準下支座地震響應

由表3可知，在E1水準地震作用下，P7-P10聯的各減隔震支座位移均在設計容許位移之內，滿足性能要求。

（2）E2水準地震響應計算

根據E2水準下非線性時程分析計算，支座地震反應見表4。

表4 鋼箱梁E2水準下支座地震反應

可知，在E2水準地震作用下，由于滑動墩自身也會產生振動，P7-P10聯的滑動墩縱向支座位移略微超出容許位移，但是超出幅度并不大，考慮到橋梁上另外設置了彈塑性限位裝置，當支座位移接近容許值時，限位裝置也將發揮協同作用，主梁基本不會產生落梁風險，因此可以認為滿足性能要求。

（3）結構強度驗算：

對于采用套筒連接的預制拼裝立柱，根據相關文獻證實[2，3]，其抗震性能與相同配筋的現澆立柱基本一致，因此在抗震計算中可以采用與現澆立柱同樣的驗算方案。

本工程采用纖維單位對鋼筋混凝土立柱進行截面分析，各墩控制斷面E2水準地震的驗算結果見表 5、表 6。

可知，在該工況下，支座進入彈塑性狀態后，各橋墩均處于彈性，滿足該工況下抗震性能目標的要求。

表5 單柱控制截面能力與需求驗算（E2縱向）

表6 單柱控制截面能力與需求驗算（E2橫向）

8 P10-P12橋面連續簡支小箱梁抗震分析

（1）小箱梁減隔震方案

對于采用小箱梁結構形式的高架橋梁減隔震設計，一般是采用高阻尼橡膠支座或者超高阻尼橡膠支座進行簡單隔震。

本工程位于抗震8度區，地震烈度較高，經過試算，地震位移遠遠超過了橡膠支座的容許位移。因此本工程中小箱梁也同樣采用彈塑性鋼減震支座作為主要減隔震措施，并且小箱梁采用兩跨一聯的跨徑布置，減小單聯的上部質量。

（2）E1水準地震響應計算

假設結構所有主要受力構件全部正常工作，支座地震反應見表7。

表7 小箱梁E2水準下支座地震反應

可知，小箱梁固定墩P13墩支座在E1水準地震作用下剪力同樣超過了支座限位力，支座縱向被剪斷。因此可判定，在高烈度地震地區，橋梁支座在E1水準下已經就已經進入彈塑性狀態，需進行非線性時程分析。

根據E1水準下非線性時程分析計算，支座地震反應見表8。

表8 小箱梁E1水準下支座地震響應

由表8可知，在E1水準地震作用下，P7-P10聯的各減隔震支座位移均在設計容許位移之內，滿足性能要求。

（3）E2水準地震響應計算

根據E2水準下非線性時程分析計算，支座地震反應見表9。

表9 小箱梁E2水準下支座地震響應

與鋼箱梁類似的，在E2水準地震作用下，P12-P12聯的支座位移略微超出容許位移，當支座位移接近容許值時，限位裝置也將發揮協同作用，主梁基本不會產生落梁風險，可以認為滿足性能要求。

9 結 語

本工程是首個地震高烈度地區的全預制拼裝立交工程，經過計算分析可見，在高烈度地區，要求E1水準下仍保持全橋彈性是不現實的。

通過綜合考慮，全橋采用了基于彈塑性鋼減震支座的減隔震設計，輔助以抗震墊塊塊、連梁拉索等抗震構造措施，通過合理的參數比選，在經濟合理的前提下，最大限度的優化了全橋的抗震性能，減輕了橋梁結構的地震破壞。