墩身隔震位置對連續(xù)梁橋地震響應(yīng)的影響

李 易 葉 明

(中交第二公路勘察設(shè)計研究院有限公司 武漢 430056)

減隔震設(shè)計一直是橋梁設(shè)計中的重要組成部分，通過安裝橋梁減隔震裝置使橋梁結(jié)構(gòu)在地震時避免產(chǎn)生或者減少相對位移，以此保證橋梁穩(wěn)定，同時通過減隔震裝置的阻尼器減輕地震作用力對橋梁結(jié)構(gòu)產(chǎn)生的危害，從而降低橋梁后期的養(yǎng)護(hù)費用、保證橋梁使用壽命[1]。

1 橋梁工程中的隔震設(shè)計要點

1.1 隔震原理

結(jié)構(gòu)對地震作用的響應(yīng)存在2個規(guī)律：地震動頻率雖復(fù)雜，但地震能量相對集中于一個頻率范圍內(nèi)；地震反應(yīng)隨結(jié)構(gòu)阻尼增大而減小，利用結(jié)構(gòu)阻尼可以起到耗能減震的作用。

隔震技術(shù)正是建立在這2個規(guī)律基礎(chǔ)之上，其通過引入剛度較小的裝置，調(diào)整結(jié)構(gòu)的自掁周期，采用阻尼原件耗散地震能量，限制結(jié)構(gòu)位移。隔震裝置的能量關(guān)系式為

E=EK+EC+EP+ED

式中：EK為結(jié)構(gòu)的相對動能；EC為主體結(jié)構(gòu)阻尼衰減能量；ED為耗能裝置耗散能量；EP為結(jié)構(gòu)變形勢能；E為地震輸入總能量[2]。

1.2 設(shè)計原則

作為提高橋梁結(jié)構(gòu)抗震性能的要求，必須遵循以下原則：①應(yīng)對橋梁現(xiàn)場所在地進(jìn)行實地考察，確定橋梁使用時間的增長是否有利于橋梁抗震能量吸收；②進(jìn)行橋梁隔震設(shè)計時，采用的隔震裝置，不但應(yīng)具有良好的耗能能力及塑性變形能力，使橋梁結(jié)構(gòu)周期延長和阻尼增加，避免在地震時發(fā)生共振，還應(yīng)具有滿足要求的強度和剛度，能夠承受上部結(jié)構(gòu)傳來的豎向和水平荷載；③地震結(jié)束以后，隔震裝置須便于維修更換，并且養(yǎng)護(hù)成本須在可控的范圍內(nèi)；④抗震設(shè)計之前，要確保橋梁地基基礎(chǔ)堅實，地質(zhì)條件等環(huán)境因素滿足抗震要求。

1.3 分析方法

常用的橋梁隔震分析方法中，動力時程分析法應(yīng)用較為普遍。它是將地震動輸入在時間上離散化，分散成相等的時間步長，在每一個時間步長內(nèi)計算結(jié)構(gòu)的加速度、速度和位移之間的關(guān)系。數(shù)值積分是將微分方程轉(zhuǎn)化為便于計算的代數(shù)方程，此過程常用的積分形式為New mark-β法。橋梁結(jié)構(gòu)的時程動力分析一般是通過有限元計算實現(xiàn)的，有限元分析是對真實的物理結(jié)構(gòu)及其環(huán)境的數(shù)值模擬，一般分為結(jié)構(gòu)離散化、依據(jù)單元節(jié)點的約束條件進(jìn)行的單元分析、集合單元剛度矩陣進(jìn)行結(jié)構(gòu)整體分析，以及求解得出整體結(jié)構(gòu)的響應(yīng)4個步驟。

2 工程實例

2.1 概況

以一連續(xù)梁橋為計算案例，主跨跨徑采用25 m+35 m+25 m[3]，兩側(cè)假定為橋臺，梁體采用單箱雙室為梁體，實心矩形截面薄壁墩，2、3號橋墩墩高12 m，全橋支座選擇鉛芯橡膠支座。為分析不同隔震位置的模型對橋梁抗震性能的影響，對2號橋墩進(jìn)行對比計算，本文共設(shè)置8個單一計算模型，并將所有的計算模型從1到8進(jìn)行統(tǒng)一編號，計算案例模型圖見圖1。其中模型1為傳統(tǒng)隔震方式設(shè)計，2號墩為一連續(xù)整體，隔震支座設(shè)置在梁墩之間，即傳統(tǒng)模型；模型2～8分別為沿2號墩身高度方向等間距設(shè)置的7個不同位置高度的隔震模型，梁和墩采用固結(jié)的方式，隔震裝置設(shè)置在編號處，不同隔震高度的連續(xù)梁計算模型圖見圖2。

圖1 計算案例模型

圖2 不同隔震高度的連續(xù)梁計算模型

2.2 隔震裝置變形特性

結(jié)合實際工程的運用情況，計算模型中的隔震裝置與實際工程保持一致，擬定采用LRB600鉛芯橡膠支座，其滯回曲線采用較為普遍認(rèn)可的等價線性梭形[4]，圖形成反對稱形態(tài)，隔震裝置的滯回曲線模型見圖3。其中k1為隔震裝置的初始剛度；k2為隔震裝置的二次剛度；Qy為隔震裝置的屈服荷載，kPa；ke為隔震裝置的卸載剛度。

圖3 隔震裝置的滯回曲線模型

本文所選輸入地震波為El-centrol(1940，N-S)，持續(xù)時間30 s，調(diào)整其幅值為0.15，水平和豎向采用調(diào)幅后的真實地震記錄，El-centrol(1940，N-S)地震波見圖4。為更準(zhǔn)確地描述2號橋墩截面當(dāng)中的非線性地震反應(yīng)，采用有限元軟件UCfyber展開計算。

圖4 El-centrol(1940，N-S)地震波

2.3 結(jié)果比較分析

將El-centrol波輸入8個模型，運用New mark-β法求解，將2號墩墩頂梁體、墩底及墩頂，以及3號墩墩底及梁體處截面作為計算截面，求出該截面處在遇到El-centrol波狀態(tài)時的最大彎矩，同時得出1～4號橋臺(橋墩)支座處位移值，計算截面處最大彎矩圖及支座處位移圖見圖5、圖6。

圖5 計算截面處最大彎矩

圖6 支座處位移

由圖5、圖6可知:

1) 模型1(傳統(tǒng)模型)的橋墩墩底截面處彎矩值最大，墩底截面較整個橋墩墩身會最早出現(xiàn)屈服；模型4、5將隔震裝置布置在墩身中部，較模型1墩底處最大彎矩值均大幅度降低，但2號墩墩頂及墩頂梁體最大彎矩也顯著升高，不利于橋梁結(jié)構(gòu)受力，3號墩墩底截面最大彎矩變化不大。模型2將隔震裝置布置在墩身中上部，2、3號橋墩墩底截面彎矩有一定程度降低，其余描述部位最大彎矩升高不明顯，可一定程度改善橋梁結(jié)構(gòu)內(nèi)力分布。

2) 8種計算模型中兩側(cè)橋臺支座處的位移值曲線接近重疊，位移值相近。

3) 1～4橋墩(臺)支座處位移隨計算模型的變化而發(fā)生變化，在模型5中，將隔震裝置布置在墩身中部，各橋臺(墩)支座處位移值最小，但此時所述橋梁結(jié)構(gòu)受力不利；在模型2中，即將隔震裝置布置在墩身中上部，各橋臺(墩)支座處位移值也一定程度降低，出現(xiàn)了位移極值，一定程度上改善了橋梁結(jié)構(gòu)的位移特性。

3 可靠性

由于地震動是隨機的，1條地震波往往被認(rèn)為是地震動的1次抽樣。為使隔震支座的新型布設(shè)方案更加可靠，以Sanfer-h波作為激勵，與El-centrol波算出的結(jié)果互相校核。對2條地震波產(chǎn)生的地震響應(yīng)在模型1、2中展開比較，支座位移比對表及墩底彎矩對比表見表1、表2。

表1 支座位移比對

2號橋墩支座處位移值，雖然在模型2中有擴(kuò)大趨勢，不過支位移變形形變?nèi)匀惶幱谝粋€容許范圍內(nèi)，3號橋墩支座處及兩側(cè)橋臺支座處位移值也都出現(xiàn)了一定程度的降低，計算結(jié)果與El-centrol波算出的結(jié)果基本一致，可認(rèn)為結(jié)果較為可靠。

表2 墩底彎矩對比

因2種激勵方法各有不同的頻譜特性，實現(xiàn)的隔震效果也有區(qū)別。總體表現(xiàn)為2、3號橋墩墩底彎矩值模型2稍小于模型1，隔震耗能效果一般，但計算結(jié)果與采用El-centrol波算出的結(jié)果也基本一致，可認(rèn)為結(jié)果可靠。

4 結(jié)論

1) 模型1(傳統(tǒng)模型)在地震波El-centrol的影響下，橋墩墩底截面處彎矩值最大，易從墩底最早開始出現(xiàn)屈服；而將隔震裝置布置在墩身中部，如4、5號模型處，橋墩墩底截面處彎矩最大值大幅度降低，但墩頂及墩頂梁體處彎矩亦相應(yīng)增加，不利于橋梁結(jié)構(gòu)受力；將隔震裝置布置在墩身中上部，如2號模型處，橋墩墩底截面彎矩有一定程度的降低，其余描述部位最大彎矩升高不明顯，可一定程度改善橋梁結(jié)構(gòu)內(nèi)力分布，此結(jié)論可為橋梁隔震設(shè)計提供的一種新思路，但隔震裝置的強度和剛度必須滿足要求。

2) 對于此計算案例來講，各種計算模型的兩側(cè)橋臺支座處位移值較為接近，說明墩身隔震位置的變化對兩側(cè)橋臺影響基本一致。

3) 在模型2中，即將隔震裝置布置在2號墩墩身中上部，各橋臺(墩)支座處位移值一定程度降低，出現(xiàn)了位移極小值，一定程度上改善了橋梁結(jié)構(gòu)的位移特性，進(jìn)一步驗證了在橋墩墩身中上部設(shè)置隔震裝置的抗震優(yōu)越性。

4) 地震波雖然具有隨機性，但通過采用Sanfer-h激勵波對模型1、2條件下的墩底彎矩及各橋墩臺支座處位移值的計算校核可得，其計算結(jié)果與El-centrol波算出的結(jié)果基本一致，結(jié)果可靠。