連續梁橋減隔震設計與分析

王 平

(上海城興市政工程設計有限公司 上海市 200030)

0 引言

目前，橋梁抗震體系主要有兩種，延性抗震體系和減隔震抗震體系，延性抗震是允許墩柱產生塑性變形，通過對結構塑型區域的剛度折減使結構變柔從而達到增大墩柱頂位移而消耗地震能量的效果；減隔震抗震體系是利用減隔震支座的滯回耗能特性增長結構自振周期和增大阻尼，從而達到消耗地震能量和降低地震結構響應的目的[1]。

本橋墩柱高度較小，不易在地震作用下形成塑性鉸，采用減隔震體系能保護上部結構、橋墩和基礎不受損傷、在彈性范圍內，減少了震后的修復工作。

1 工程概況

在建某連續梁上跨通航航道，規劃河口寬度62m，為Ⅵ級航道，主橋分兩幅設置，跨徑布置采用48m+76m+48m=172m的變截面預應力混凝土連續梁橋。引橋采用標準跨徑為20m的剛接空心板梁，西側引橋為5跨，東側引橋為14跨。見圖1。

圖1 主橋總體立面圖

主橋橫斷面布置：0.25m(欄桿)+3.75m(慢行道)+1.0m(機非分隔帶)+8.0m機動車道+0.5m(分隔帶)+8.0m(有軌電車預留)+0.5m(分隔帶)+8.0m機動車道+1.0m(機非分隔帶)+3.75m(慢行道)+0.25m(欄桿)=35m。

單幅橋梁采用單箱雙室截面，中支點梁高6.6m，邊支點和中跨跨中梁高2.4m，箱梁底板呈拋物線變化，中支點線型根據景觀效果進行局部調整，箱梁標準段頂寬17.5m，外側挑臂長3.0m，腹板厚0.45～0.65m，頂板厚0.26m，底板厚0.25～0.60m。墩頂設置橫梁，中橫梁厚為2.0m，端橫梁厚為1.5m。主橋采用掛籃懸澆施工，單個節段長度3.5～4.5m，單幅主橋共有39個節段，其中包括1個主跨合龍段、2個邊跨合龍段、2個邊跨現澆段及2個0號塊。主橋主墩及過渡墩均采用矩形截面的柱式墩，主墩立柱尺寸為2.5m×2.5m，承臺平面尺寸14.5m×7m，高3m。基礎為18根直徑為1m的鉆孔灌注樁。過渡墩立柱尺寸為2.5m×2.0m，單個承臺平面尺寸4.5m×4.5m，高2.5m，基礎為4根直徑為1m的鉆孔灌注樁。見圖2、圖3。

圖2 支點處橫斷面圖

圖3 跨中處橫斷面圖

2 結構計算分析

2.1 支座參數

減隔震支座采用鐘擺原理，通過滑動面的摩擦力消耗地震能和支座球面擺動延長運動周期來實現減隔震的功能[2]。非隔震橋支座采用盆式橡膠支座，中墩采用JPZ(Ⅱ)-27.5，邊墩采用JPZ(Ⅱ)-6.0型支座；隔震橋支座采用摩擦擺支座，中墩支座選用JZQZ-27500/2750型支座，邊墩支座選用JZQZ-6000/600型支座，參數見表1。

表1 摩擦擺支座參數表

2.2 模型建立

采用MIDAS/Civil通用有限元程序，建立空間三維桿系有限元分析模型，見圖4，其中主梁、橋墩模擬為空間梁柱單元，承臺模擬為梁單元，通過剛臂與墩底節點連接，全橋共202個單元，樁基礎采用一般彈性支承模擬樁土相互作用，土彈簧剛度矩陣根據m法[3]計算確定。時程分析中將二期恒載轉換為質量，通過靜力法定義無量綱加速度時程函數來考慮恒載效應。非減隔震橋梁墩梁間采用彈性連接模擬支座；減隔震橋梁墩梁之間采用非線性彈簧連接，按表1計算參數輸入。本次設計采用瑞利阻尼建立阻尼矩陣，根據《公路橋梁抗震設計規范》JTG/T 2231-01-2020，表示為下式[1]：

[C]=a0[M]+a1[K]

(1)

(2)

式中：[M]、[K]—結構的質量和剛度矩陣；

ξ—阻尼比，按0.05取值；

ωn，ωm—第n階和第m階圓頻率。

圖4 主橋有限元模型

2.3 動力特性分析

根據上述建立的抗震計算模型，對兩種支座工況下結構的動力特性進行了分析。結構典型振型的動力特性描述如表2、圖5所示。

表2 兩種工況下動力特性對比表

圖5 兩種工況下結構振型圖

根據現行《中國地震動參數區劃圖》和本項目所在區域的場地類別并結合規范，本項目的設計加速度反應譜特征周期Tg取值0.55s。

根據上述計算結果可得出：采用減隔震支座方案的橋梁能夠明顯延長結構的固有周期。從而達到遠離地震能量集中的頻率區段(反應譜平臺段)，達到減隔震的效果。

2.4 地震波的擬合

根據《公路橋梁抗震設計規范》(JTG/T 2231-01-2020)，工程項目場地水平向設計反應譜函數確定如圖6。

圖6 場地水平地震反應譜

為進行非線性時程分析，根據E2作用下反應譜合成人工時程波。圖7所示為大震條件下3條人工波。

在進行時程分析時，地震動輸入采用與水平設計加速度反應譜對應的場地水平加速度時程。地震的激勵方向分別采用縱向和橫向兩種方式。時程分析結果采用3條時程波地震作用下的反應最大值。

2.5 抗震性能分析

在縱向和橫向地震激勵下，分別計算得出減隔震體系橋梁和非減隔震體系橋梁墩柱的最大彎矩。鋼筋混凝土橋墩截面的抗彎能力(強度)采用纖維單元法進行的彎矩-曲率(考慮相應軸力)分析，將混凝土截面根據配筋布置劃分為多個纖維單元束，而每根鋼筋則作為單元束中的1個纖維單元。計算出的最不利彎矩和相應彎矩需求以及支座位移見表3～表4。

圖7 加速度時程地震波圖

表3 縱向地震激勵下橋墩彎矩對比表

表4 橫向地震激勵下橋墩彎矩對比表

由表3、表4可以得出：縱向地震激勵下，兩種工況橋墩均處于彈性階段，減隔震橋梁主墩和過渡墩彎矩分配較為均勻，而非減隔震橋梁主墩彎矩較大，是過渡墩彎矩的5倍。

橫向地震激勵下，減隔震橋梁橋墩均處于彈性階段，而非減隔震橋梁主墩進入塑性。兩種工況下過渡墩彎矩較為接近，主墩彎矩最大相差約4倍。

由表5、表6可得出，減隔震橋梁的支座位移普遍大于非減隔震橋梁的支座位移。縱向地震工況下，支座位移要高出1倍；橫向地震工況下，過渡墩高出1.5倍，主墩則高出2.5倍。可見，減隔震體系下，由于支座的鐘擺滯回效應，上部結構的震動周期增加而導致梁體位移顯著增大。

表5 縱向地震激勵下支座位移對比表

3 結論

根據《公路橋梁抗震設計規范》JTG/T 2231-01-2020的要求，對采用減隔震設計的橋梁同時采用非減隔震設計進行抗震效果檢驗。以連續梁為例，分別對采用盆式支座的非減隔震體系和采用摩擦擺支座的減隔震體系進行動力特性分析和抗震性能分析，得出以下結論：

表6 橫向地震激勵下支座位移對比表

(1)非減隔震體系下橋梁位于地震能量集中的頻率區段，而采用減隔震支座方案的橋梁能夠明顯延長結構的固有周期，減隔震效果明顯。

(2)減隔震體系下橋梁在E2地震作用下，結構均處于彈性階段，而非減隔震體系下橋梁在E2地震橫向作用下橋墩已進入塑性。減隔震支座可明顯改善橋墩的受力狀況，使各橋墩內力相對更加均勻。減隔震體系下橋梁在縱橫向的位移均增加較多。

(3)僅對兩種工況下的支座位移做定量比較，而橋梁是三維空間結構，在地震作用下必將產生多方向的大位移，僅靠傳統的伸縮裝置難以滿足大震下的位移需求，從而會限制減隔震支座依靠鐘擺產生的滯回耗能的效果，導致減隔震效果降低，甚至墩柱進入塑性狀態。所以減隔震體系的配套設計、限位裝置的應用還需進一步研究。