墩身隔震位置對連續梁橋地震響應的影響

李 易 葉 明

(中交第二公路勘察設計研究院有限公司 武漢 430056)

減隔震設計一直是橋梁設計中的重要組成部分，通過安裝橋梁減隔震裝置使橋梁結構在地震時避免產生或者減少相對位移，以此保證橋梁穩定，同時通過減隔震裝置的阻尼器減輕地震作用力對橋梁結構產生的危害，從而降低橋梁后期的養護費用、保證橋梁使用壽命[1]。

1 橋梁工程中的隔震設計要點

1.1 隔震原理

結構對地震作用的響應存在2個規律：地震動頻率雖復雜，但地震能量相對集中于一個頻率范圍內；地震反應隨結構阻尼增大而減小，利用結構阻尼可以起到耗能減震的作用。

隔震技術正是建立在這2個規律基礎之上，其通過引入剛度較小的裝置，調整結構的自掁周期，采用阻尼原件耗散地震能量，限制結構位移。隔震裝置的能量關系式為

E=EK+EC+EP+ED

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

1.2 設計原則

作為提高橋梁結構抗震性能的要求，必須遵循以下原則：①應對橋梁現場所在地進行實地考察，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進行橋梁隔震設計時，采用的隔震裝置，不但應具有良好的耗能能力及塑性變形能力，使橋梁結構周期延長和阻尼增加，避免在地震時發生共振，還應具有滿足要求的強度和剛度，能夠承受上部結構傳來的豎向和水平荷載；③地震結束以后，隔震裝置須便于維修更換，并且養護成本須在可控的范圍內；④抗震設計之前，要確保橋梁地基基礎堅實，地質條件等環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計算結構的加速度、速度和位移之間的關系。數值積分是將微分方程轉化為便于計算的代數方程，此過程常用的積分形式為New mark-β法。橋梁結構的時程動力分析一般是通過有限元計算實現的，有限元分析是對真實的物理結構及其環境的數值模擬，一般分為結構離散化、依據單元節點的約束條件進行的單元分析、集合單元剛度矩陣進行結構整體分析，以及求解得出整體結構的響應4個步驟。

2 工程實例

2.1 概況

以一連續梁橋為計算案例，主跨跨徑采用25 m+35 m+25 m[3]，兩側假定為橋臺，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號橋墩進行對比計算，本文共設置8個單一計算模型，并將所有的計算模型從1到8進行統一編號，計算案例模型圖見圖1。其中模型1為傳統隔震方式設計，2號墩為一連續整體，隔震支座設置在梁墩之間，即傳統模型；模型2～8分別為沿2號墩身高度方向等間距設置的7個不同位置高度的隔震模型，梁和墩采用固結的方式，隔震裝置設置在編號處，不同隔震高度的連續梁計算模型圖見圖2。

圖1 計算案例模型

圖2 不同隔震高度的連續梁計算模型

2.2 隔震裝置變形特性

結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可的等價線性梭形[4]，圖形成反對稱形態，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)，持續時間30 s，調整其幅值為0.15，水平和豎向采用調幅后的真實地震記錄，El-centrol(1940，N-S)地震波見圖4。為更準確地描述2號橋墩截面當中的非線性地震反應，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，不利于橋梁結構受力，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構內力分布。

2) 8種計算模型中兩側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，但此時所述橋梁結構受力不利；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，出現了位移極值，一定程度上改善了橋梁結構的位移特性。

3 可靠性

由于地震動是隨機的，1條地震波往往被認為是地震動的1次抽樣。為使隔震支座的新型布設方案更加可靠，以Sanfer-h波作為激勵，與El-centrol波算出的結果互相校核。對2條地震波產生的地震響應在模型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中有擴大趨勢，不過支位移變形形變仍然處于一個容許范圍內，3號橋墩支座處及兩側橋臺支座處位移值也都出現了一定程度的降低，計算結果與El-centrol波算出的結果基本一致，可認為結果較為可靠。

表2 墩底彎矩對比

因2種激勵方法各有不同的頻譜特性，實現的隔震效果也有區別。總體表現為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，但計算結果與采用El-centrol波算出的結果也基本一致，可認為結果可靠。

4 結論

1) 模型1(傳統模型)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增加，不利于橋梁結構受力；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構內力分布，此結論可為橋梁隔震設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，出現了位移極小值，一定程度上改善了橋梁結構的位移特性，進一步驗證了在橋墩墩身中上部設置隔震裝置的抗震優越性。

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，其計算結果與El-centrol波算出的結果基本一致，結果可靠。