中央索面高墩部分斜拉橋減隔震措施比較

李 淵 詹 璐 陶辰亮

(湖北省交通規劃設計院股份有限公司 武漢 430051)

部分斜拉橋是介于連續梁(剛構)和斜拉橋之間的一種新型橋型，其受力特點與這2種橋型既有聯系，又有區別[1]。該橋型具有受力性能好、施工方便、外形美觀、性價比合理等特點，在山區橋梁方案比選中具備一定的優勢。隨著山區橋梁向高墩、大跨方向發展，部分斜拉橋的抗震性能需要進一步研究，在高烈度區采用必要的減隔震措施極有必要。

減隔震技術是指通過采用減隔震裝置來盡可能地將結構或部件與可能引起破壞的地震地面運動或支座運動分離開來，減少傳遞到上部的地震力和能量[2]。其原理為隔離上下部結構地震作用，延長結構基本周期，增加阻尼、滯回耗能，分散水平力[3]。其措施分為減震措施和隔震措施。減震措施是指用各種阻尼器與結構組成耗能、吸能的體系，利用自身的減震吸能作用，較理想地減小地震破壞，對于突發強震也有很好的預防作用和承受能力，常見包含液壓黏滯阻尼器、摩擦阻尼器等，多應用于大跨徑橋梁；隔震措施是通過延長結構自振周期，同時限制位移，避開地震動的卓越周期，避免共振的發生，從而減小地震作用，常見的有鉛芯橡膠支座和高阻尼橡膠支座等，應用在高烈度區大中小橋梁上[4]。

本文以某中央索面高墩部分斜拉橋為工程背景，建立三維有限元動力分析模型，基于多種減隔震措施，采用非線性時程分析方法對該橋進行地震反應分析，并對比各措施的減隔震效果。

1 工程概況及動力分析模型

1.1 工程概況

某擬建橋梁結構形式采用雙塔中央索面預應力混凝土部分斜拉橋，跨徑布置為123 m+230 m+123 m。主梁寬29 m，采用單箱三室截面，梁高由墩頂處的3.2 m以二次拋物線的方式變高到跨中處的2.5 m。塔、墩、梁固結，其中1號塔墩高114.4 m，2號塔墩高72.4 m，橋面以上塔高均為30 m。拉索橫橋向為中央單索面，順橋向扇形布置，橋型布置圖見圖1。

圖1 橋型布置圖(單位：cm)

橋址位于高烈度地震區，設計地震動峰值加速度為0.2g，特征周期為0.4 s。鑒于地震烈度較高，橋墩也較高，因此有必要采取適當的減隔震措施。

1.2 動力分析模型

采用midas Civil有限元程序建立空間全橋動力分析模型。全橋共劃分為326個單元，其中橋塔、塔墩、主梁采用三維梁單元模擬；塔墩和主梁間采用剛性連接模擬固結效應；由于拉索較短，因此忽略其非線性效應，采用只受拉桁架單元模擬；二期恒載用節點質量模擬；橋塔承臺底約束考慮群樁出口剛度；在塔墩頂、底位置設置塑性鉸單元，并用鋼筋混凝土纖維梁單元模擬；盆式支座采用彈性連接模擬，鉛芯隔震橡膠支座采用midas Civil的鉛芯橡膠支座隔震裝置模擬，黏滯阻尼器采用黏彈性消能器模擬。全橋動力分析模型圖見圖2。

圖2 全橋動力分析模型圖

由于該橋橋墩高、主梁自重大，如果采用連續梁體系，在墩頂處需設置大噸位減隔震支座，造價高昂，震后修復成本高，且高墩在強震作用下更容易發生嚴重損傷[5]，同時高墩的大變形亦會抑制支座的隔震能力[6]，因此僅考慮在橋臺處采取適當減隔震措施。橋臺處分別采用方案一(僅用普通盆式支座)、方案二(鉛芯橡膠支座)、方案三(普通盆式支座+順橋向黏滯阻尼器)、方案四(鉛芯橡膠支座+順橋向黏滯阻尼器)和方案五(鉛鋅橡膠支座+雙向黏滯阻尼器)5種方案對比分析，其中普通盆式支座為順橋向活動、橫橋向約束。

5種方案下，主橋的動力特性見表1。

表1 主橋動力特性表

由表1可知，普通盆式支座約束梁端橫向位移之后，橋梁順橋向剛度相對橫向剛度小，因此方案一、三最先出現縱飄的振型。采用鉛鋅橡膠支座后，由于梁端支座的橫橋向約束較盆式支座小，順橋向約束較盆式支座大，而1號橋塔高度較大，因此方案二、四、五最先出現1號橋塔側彎的振型。同時，對比方案一、三，以及對比方案二、四、五，可以看出采用黏滯阻尼器前后，全橋動力特性未發生變化。

2 地震響應分析

動態時程是隨著超級工程的建設、高性能計算機和實驗技術的發展而發展的，被認為是結構動力分析的精細化分析方法[7]。時程分析方法全面地反映了結構在地震動下的力學行為，可以直接考慮結構的彈塑性特性，從而直接找到結構的薄弱環節，達到規避風險的目的[8]。因此考慮E2地震，對全橋做非線性時程分析，對比不同減隔震措施的效果，時程加速度函數圖見圖3。

圖3 E2地震時程加速度函數圖

2.1 反力比較

不同方案下，橋臺和墩底順橋向反力圖見圖4。

圖4 順橋向反力圖

由圖4可見，橋臺采用盆式支座的方案一，橋墩底部承受了最大的順橋向剪力。方案二采用了鉛芯橡膠支座產生一定的隔震效果，橋臺、橋墩底部順橋向剪力大小居中，其中墩底剪力約為方案一的90%。采用了順橋向黏滯阻尼器的方案三、四、五，橋墩底部順橋向剪力基本一致，為5個方案中最小的3個，大小約為方案一的60%；但這3個方案中，橋臺所受剪力卻是最大的，方案三僅有阻尼器傳遞剪力，其值約為方案二的1.7倍，方案四、五中阻尼器和鉛芯橡膠支座同時傳遞剪力，因此數值也較大，約為方案二的2.5倍。故黏滯阻尼器可以更加有效地分配地震荷載輸入到橋梁順橋向的能量，從橋塔所受順橋向剪力大小的角度看，順橋向黏滯阻尼器的效果較好。

橋臺和墩底橫橋向反力圖見圖5。由圖5可見，5種方案下，墩底橫橋向剪力差距較小。橫橋向采用盆式支座約束的方案一、三，橋臺的橫橋向剪力最大。采用鉛芯橡膠支座的方案二、四，橋臺橫橋向剪力最小，大小約為方案一、三的19%～25%。同時采用鉛芯橡膠支座和橫向黏滯阻尼器的方案五，橋臺橫橋向剪力居中，大小約為方案一、二的39%～43%。橋臺橫橋向無論采用何種約束，對橋墩底部的橫向受力影響不大，因此單從橋臺受力上考慮，橫橋向采用鉛芯橡膠支座更有利。

圖5 橫橋向反力圖

2.2 位移比較

各方案下，橋臺處主梁和橋塔塔頂順橋向位移圖見圖6。

圖6 順橋向位移圖

由圖6可見，方案一橋臺處主梁和塔頂位移最大；方案二位移居中，位移大小約為方案一的90%；方案三、四、五塔頂位移接近，為最小的3個，位移大小為方案一的60%左右。由此可見，順橋向黏滯阻尼器能顯著改善主梁梁端和塔頂順橋向位移，同時，對比方案四、五可知，橋臺處主梁橫向約束情況對主梁梁端和塔頂的順橋向位移幾乎沒有影響。

橋臺處主梁和橋塔塔頂橫橋向位移圖見圖7。由圖7可知，5種方案下，塔頂橫橋向位移相對比較接近：方案三與方案一基本一致，順橋向阻尼器不影響塔頂橫橋向位移；方案二、四塔頂位移約為方案一的90%左右，鉛芯橡膠支座的橫向約束對塔頂橫橋向位移略有影響，但影響較小；方案五1號、2號塔頂位移分別為方案一的97%、88%，同時采用鉛芯橡膠支座和橫橋向阻尼器對塔頂位移影響情況稍顯復雜，但至少不會增加塔頂橫向位移。橋臺處主梁橫向位移以方案一、三為最小；方案二、四最大，0號臺、3號臺處梁端橫向位移分別為方案一的110，70倍，鉛芯橡膠支座橫向約束剛度較小，無法有效約束梁端橫向位移；方案五最小，0號臺、3號臺處梁端橫向位移分別為方案一的52，23倍，橫橋向黏滯阻尼器在約束梁端橫向位移方面表現較好。綜合上述分析，可見橋臺處主梁橫向約束僅對主梁梁端橫向位移有較大影響，對橋塔位移影響相對較小；另外，橫橋向黏滯阻尼器在約束梁端橫向位移方面優于鉛芯橡膠支座。

圖7 橫橋向位移圖

綜合橋臺、塔墩底部的順橋向、橫橋向受力，以及塔頂順橋向、橫橋向位移分析，可以看出對于采用中央索面的部分斜拉橋而言，橋臺采用鉛芯橡膠支座+順橋向黏滯阻尼器的方案四，對橋臺、橋塔受力及順橋向位移的控制更有利。橋梁減隔震設計的核心就是在地震力與地震位移之間尋求平衡[9]，如需進一步減小橋臺處主梁的橫向位移，則可在部分增加橋臺橫向受力的前提下，在橋臺處增設橫橋向黏滯阻尼器。

3 結論

1) 對于采用中央索面的高墩部分斜拉橋，在橋臺處設置順橋向黏滯阻尼器可顯著減小橋塔所受順橋向剪力。

2) 橋臺處主梁橫向約束情況對橋塔橫向受力影響較小，但設置鉛芯橡膠支座能有效減小橋臺所受橫向剪力。

3) 順橋向黏滯阻尼器能明顯減小主梁和橋塔順橋向位移，橋臺處主梁橫向約束情況對順橋向位移影響較小。

4) 橋臺處主梁橫向約束情況僅影響橋臺處主梁橫向位移，對橋塔橫向位移影響較小。

5) 對橋臺及橋塔而言，無論是順橋向受力還是橫橋向受力，在橋臺處采用鉛芯橡膠支座+順橋向黏滯阻尼器的方案都有優勢，且主梁順橋向位移也可得到有效約束，但如果在此基礎上，于橋臺處增加橫向黏滯阻尼器，則可在增加橋臺橫橋向受力的代價上，減小橋臺處主梁橫橋向位移。