大跨度預應力連續梁橋抗震性能分析

黃民源

(南寧城市建設投資集團有限責任公司，廣西 南寧 530000)

1 概述

我國處于世界兩大地震帶即環太平洋地震帶和亞歐地震帶之間，是一個強震多發國家。我國地震的特點是發生頻率高、強度大、分布范圍廣、傷亡大、災害嚴重。幾乎所有的省市、自治區都發生過六級以上的破壞性地震。強烈地震造成了人員傷亡和極大的經濟損失，使建設成果毀于一旦，引發長期的社會、政治和經濟問題，并帶來難以慰藉的感情創傷。橋梁是生命線系統工程中的重要組成部分。在抗震救災中，交通運輸網是搶救人民生命財產和盡快恢復生產、重建家園、減輕次生災害的重要環節。因此，對橋梁進行抗震分析，減輕橋梁的地震破壞，保證其安全運營，以更好地發揮橋梁在交通運輸以及抗震救災中的作用[1]。

本文以某大跨度預應力連續梁橋為實例，采用Midas/Civil大型有限元分析軟件建立主橋的計算模型，對支座進行模擬，同時針對樁基和土體之間的作用特性，樁土作用模擬為空間彈簧，并采用反應譜法對結構進行抗震計算。

2 橋梁主橋基本結構

2.1 上部結構

主橋孔跨布置為：75 m+120 m+75 m，全長270 m。橋梁孔跨布置見圖1。箱梁采用分幅式單箱雙室箱型截面，為三向預應力結構。箱頂板寬19 m，腹板為斜腹板，腹板傾角15°，底板寬9.286 m～11.805 m，兩翼板懸臂長3.0 m，箱梁頂板設置成2%單向橫坡，箱梁底板水平設置。箱梁跨中及邊跨現澆段梁高2.80 m，箱梁根部斷面和墩頂0號梁段高為7.5 m。橋梁橫斷面尺寸見圖2。

2.2 下部結構及基礎

主墩為啞鈴形空心截面墩，墩高分別為西岸19.1 m和東岸16.9 m(左幅)、14.4 m(右幅)。主墩立面構造為花瓶形，花瓶底寬4.0 m，頂寬7.0 m。主墩側面為上寬下窄的線性變寬構造，由兩個同樣為上寬下窄線性變寬的方柱和中間的連墻構成，西岸主墩橫橋向寬度由9.3 m漸變到7.58 m，東岸右主墩橫橋向寬度由9.3 m漸變到8.0 m，東岸左主墩橫橋向寬度由9.3 m漸變到7.78 m。主墩承臺厚度為5 m，采用分幅式承臺，平面尺寸為14.7 m(縱向)×14.7 m(橫向)；主墩樁基為9根2.2 m的鉆孔灌注樁嵌巖樁(見圖3)。

2.3 支承系統

就連續梁橋本身而言，為保證橋梁外觀線條的簡潔，本橋兩岸主墩上安裝拉索減震支座，兩交界墩安裝盆式橡膠支座。拉索減震支座是一種將常規盆式橡膠支座與拉索進行有效結合的新型減隔震支座，有固定、活動兩種類型，其中固定型由常規支座、抗剪螺栓、拉索副、固定板等組成，活動性無抗剪螺栓。本橋支座設置分別安裝E1,E2兩種工況進行分析：E1地震作用下，僅固定墩參與縱向受力，E2地震作用下，考慮所有橋墩參與縱向受力。

3 抗震概念設計

大橋主橋為三跨預應力混凝土連續梁橋，其孔跨組合為75 m+120 m+75 m，橋面寬度為19 m(單幅)。本橋主梁為預應力混凝土變截面連續梁橋，主墩為變截面花瓶墩，墩高不超過20 m。根據國內外歷次地震后橋梁震損情況，在地震后此類橋梁的主要震害表現為主梁移位，當墩梁相對位移量過大時或產生落梁；支撐系統破壞甚至失效；橋墩墩底開裂，當墩底彎矩超過截面等效彎矩則發生塑性破壞(塑性鉸)，對于此類墩高較矮的橋墩，因其線剛度較大，在剪力過大時可能出現橋墩剪斷的震害。

鑒于上述情況，在進行抗震設計時主要考慮如下要點：

1)墩梁連接方式。

本橋主墩采用盆式橡膠拉索支座作為墩梁間連接傳力構件。因本橋的墩高較矮，橋墩的線剛度較大，采用橡膠支座這種梁柱弱連接的形式是適宜的。但橡膠支座對于墩梁相對位移的限制不足，故需輔以足夠的限位措施。

2)合理的墩柱線剛度分配。

本橋橋址區域河流的西岸有較寬河漫灘，較平緩，東岸地形稍有起伏，但兩岸高程差異不大，兩主墩的墩高差異也不大。本橋左幅東西兩岸主墩墩高分別為19.8 m(11號墩)和16.9 m(12號墩)，墩高差比為14.6%；右幅東西兩岸主墩墩高分別為19.8 m(11號墩)和14.4 m(12號墩)，墩高差比為27.3%。兩岸因墩高不同，線剛度有所差距。因此，主橋固定支座布置在相對較高的11號墩頂，調整橋墩的橫、縱向等效剛度，使其各墩線剛度分配較為合理。

3)塑性鉸區域的配筋。

除墩梁相對位移外，墩柱的抗震性能也不容忽視。由于本橋墩柱不高，高階模態難以激發，且墩型上寬下窄，故對于墩柱最不利截面在墩底處。因此需要提高墩底、樁頂塑性鉸區域的配筋率與配箍率，保證核心混凝土強度，以確保墩柱具有足夠的延性。

4)合理的構造措施。

采用支座墊石附近的橫向擋塊及拉索支座分別對主梁進行橫縱向限位，同時保證交界墩處具有足夠的搭接長度，從而減小主梁在地震中的落梁風險，以達到“中震不壞，大震可修”的抗震設防目標。

4 抗震計算

4.1 設防目標

大橋主橋的設防目標為在E1地震作用下，結構不受損壞，不需修復可繼續使用；在E2地震作用下局部橋墩可發生輕微損傷，樁基彈性，地震發生后，基本不影響車輛的通行。橋梁的抗震設防標準和設防目標如表1所示。

表1 抗震設防目標

4.2 地震動參數

大橋單跨最大跨徑為120 m，為非規則橋梁；橋址區域地震基本烈度為7度，根據CJJ 166—2011城市橋梁抗震設計規范第3.3.2條相關規定，本橋采用A類抗震設計方法。綜合考慮本橋橋型、跨徑及區域情況，本橋采用多振型反應譜法進行抗震計算分析[2]。本橋抗震計算基本參數如表2所示。

表2 抗震分析參數

根據本橋抗震基本參數及加速度反應譜取值方法，本橋地震動輸入參數及E1,E2階段反應譜分別如表2,圖4,圖5所示。

4.3 計算模型

本橋采用MIDAS CIVIL有限元程序建立動力空間計算模型。有限元計算模型以順橋向為X軸，橫橋向為Y軸，豎向為Z軸。主梁、墩柱均采用空間的梁單元模擬，軟件計算采用有限位移理論，NR迭代方式求解。為準確考慮基礎的影響，建立包括承臺和樁基的計算模型。模型中考慮樁土相互作用的影響，忽略阻尼和質量特性的影響，建立土彈簧模擬土體性質，彈簧剛度根據M法計算得到[3]。二期恒載等效為線質量均勻施加主梁上。大橋兩端約束橫向和豎向位移，縱向自由。本橋動力計算模型如圖6所示。

1)材料及截面特性。

橋梁主梁采用C55混凝土，主墩采用C40混凝土，承臺及樁基采用C30混凝土，各構件材料及截面特性如表3所示。

表3 材料及截面特性表

2)樁土作用。

土體對樁基的彈性約束模擬為空間彈簧，用2個方向的線性彈簧剛度考慮對樁基的彈性約束作用。對樁側土抗力計算時，根據樁基M法計算的基本原理和模型，再結合樁長、樁徑及地層巖性，計算并設置彈簧剛度[4]。計算得破碎灰巖每延米的彈簧剛度為2.9×107kN/m，灰巖每延米的彈簧剛度為4.36×107kN/m。

3)支承系統。

本橋主墩支座采用盆式橡膠拉索抗震支座，其結構本質為普通盆式橡膠支座，拉索作為連梁限位裝置。因此在進行抗震驗算時，本橋支座按照普通盆式橡膠支座進行模擬，采用雙線性理想彈塑性彈簧單元模擬，模擬支座滑動情況[5]。

根據模型計算，由于自重引起的主墩墩頂最大作用力為89 059.7 kN，其各支座支反力為44 529.9 kN；交界墩墩頂最大作用力12 414.7 kN，其各支座支反力為6 207.4 kN。計算各墩支座橫向剛度為：交界墩：0.21×107kN/m；主墩：1.48×107kN/m。

4)動力學特性。

由于橋梁下部結構各構件在大震時即E2階段會發生開裂，導致構件的抗彎剛度減小，需要采用構件的折減抗彎剛度進行地震反應分析，根據經驗下部結構各構件的折減抗彎剛度近似取全截面抗彎剛度的0.8倍。

4.4 計算結果

1)工況、荷載組合及驗算內容。

本報告采用多振型反應譜方法進行地震反應分析，分析采用前述動力計算模型，其中E1階段對應全截面抗彎剛度模型，E2階段對應折減抗彎剛度模型。計算時，結構阻尼比取0.05，取前100階振型，按SRSS法進行組合，各方向質量參與系數均在90%以上。

按照CJJ 166—2011城市橋梁抗震設計規范5.5條相關規定，只考慮永久荷載作用和地震作用效應組合，分項系數取1.0，根據反應譜計算結果進行包絡最不利進行組合。根據本橋所在區域的地震基本烈度及橋梁的基本情況，抗震計算時采用以下兩種工況：①恒載+縱向；②恒載+橫向。

根據各截面配筋情況，對結構各控制截面的抗彎強度和抗剪強度進行驗算。驗算按E1階段和E2階段分別進行。

2)驗算截面及配筋。

本橋為三跨預應力混凝土連續梁橋，使用盆式橡膠支座作為墩梁間連接構件，為梁柱弱連接體系。本橋橋墩不高，主墩墩高分別為19.5 m和17.5 m，且為花瓶造型，墩柱截面上大下小。因此對于本橋，其抗震最不利截面為兩岸橋墩的墩底變截面處(Ⅰ)、墩底截面(Ⅱ)處及樁頂截面(Ⅲ)處。這三處截面位置也為本次抗震驗算的重點計算截面。

3)驗算結果。

a.E1階段驗算。

在E1地震作用下，各驗算截面均應處于彈性受力狀態，故本階段主要驗算各截面的地震作用下的彎矩和剪力與該截面的設計彎矩與剪力的比值。本橋各驗算截面的彎矩、剪力設計值如表4所示。

表4 地震作用下各截面彎矩與剪力設計值

驗算結果表明，在E1地震作用下，各驗算截面分別在恒載+橫向地震動及恒載+縱向地震動作用下驗算結果如表5所示。結算結果表明，在E1地震作用下，各截面彎矩、建立均不超過該截面設計彎矩，各截面均處于彈性工作狀態。

表5 E1地震截面抗震計算結果表

b.E2階段驗算。

與E1地震作用下的計算方式不同，在E2地震作用下，首先需要判定截面是否進入塑性，即截面計算彎矩是否超過該截面的等效屈服彎矩(My)。如果計算彎矩并未超過等效屈服彎矩，表明截面在E2地震作用下還處于彈性工作狀態；如果計算彎矩超過等效屈服彎矩，表明截面進入塑性，則需進行塑性鉸區域的轉動性能驗算。

在E2地震作用下，各截面等效屈服彎矩及剪力設計值如表6所示。

表6 E2地震作用下各截面等效屈服彎矩與剪力設計值

驗算結果表明，在E2地震作用下，各驗算截面分別在恒載+橫向地震動及恒載+縱向地震動作用下的驗算結果如表7所示。驗算結果表明，在E2地震作用下，部分截面彎矩雖大于該截面彎矩設計值，即截面發生開裂，但均未超過該截面的等效彎矩，塑性鉸并未出現，各截面均處于彈性工作狀態。

表7 E2地震作用截面抗震驗算結果表

c.支座驗算。

因盆式橡膠拉索抗震支座的力學性能要求與普通盆式橡膠支座相同，根據JT 391—1999公路橋梁盆式橡膠支座相關規定，60000型拉索支座滑動向容許滑動的水平位移量為±0.3 m，固定向容許承受的水平力為13 200 kN；GPZ15型盆式橡膠支座滑動向容許滑動的水平位移量為±0.25 m，固定向容許承受的水平力為1 500 kN。本橋各支座驗算結果如表8，表9所示。

表8 E1地震作用支座抗震驗算結果表

表9 E2地震作用支座抗震驗算結果表

驗算結果表明，在E1地震作用下，各支座的抗滑性能和抗剪性能均滿足要求，支座未發生破壞；在E2地震作用下，兩岸交界墩(10號墩、13號墩)支座計算水平力超過容許水平力，支座剪切破壞，但總體滿足在E2地震作用下橋梁有限損傷的抗震設防目標。

4)驗算結論。

根據CJJ 166—2011城市橋梁抗震設計規范，采用多模態反應譜法完成了地震反應分析結果，并進行驗算，通過計算結果表明：

a.在E1,E2地震作用下，大橋橋墩和樁基均能滿足抗震要求。

b.在E1地震作用下，大橋支座未發生破壞，滿足抗震要求；在E2地震作用下，大橋支座滿足有限損傷的抗震設防目標。

5 結語

對橋梁進行抗震分析，減輕橋梁的地震破壞，保證其安全運營，以更好地發揮橋梁在交通運輸以及抗震救災中的作用。本文以某大跨度預應力連續梁橋為實例，對其抗震性能的論證和驗算分析做了較為詳細全面的分析，可為同類型項目的抗震設計提供相應的參考。