雙曲面球型減隔震支座設計參數分析研究

王振南

（天津城建設計院有限公司，天津市 300122）

0 引言

與傳統橋梁延性抗震體系相比，橋梁減隔震體系一般是通過在橋梁上、下部連接部位設置支座等耗能裝置，控制結構的變形和耗能主要集中在耗能裝置上，以保護上部結構、橋墩和基礎不受損傷。這種體系的突出優點是避免出現延性抗震體系中橋墩結構進入塑性變形后的結構損傷，可以通過適當的參數選擇與設計確保減隔震裝置的變形性能，既能保證連接部位的可靠傳力與支承作用，也可避免結構主體發生嚴重損傷[1]。

雙曲面球型減隔震支座是我國研發的一種新型減隔震裝置，被廣泛地應用到高烈度區大跨徑連續梁橋的減隔震設計中[2]。該支座滑動球面的摩擦系數μ、兩個球面的球心距H 和固定支座的水平極限承載力Fu是影響其抗震性能的3 個重要參數[3-5]。

本文通過對某大跨徑連續梁橋進行大量支座參數分析，對上述3 個參數進行深入研究，得到橋梁抗震性能與3 個設計參數的變化規律，為采用雙曲面球型減隔震支座進行抗震設計的橋梁提供指導。

1 設計參數分析

1.1 分析模型

本文主要研究支座滑動球面的摩擦系數μ、兩個球面的球心距H 和固定支座的水平極限承載力Fu對橋梁抗震性能的影響。因此，為了排除墩高、基礎布置、樁-土相互作用等其他非研究因素的干擾，本文分析模型選取一聯65 m+85 m+65 m 預應力混凝土變截面連續箱梁結構，其各墩位處的墩柱截面形式、墩高、基礎布置和樁-土相互作用等因素均相同。橋寬13.3 m，采用單箱雙室斷面，梁高3.4～5.3 m，懸臂2.5 m。墩柱采用矩形墻式墩，截面尺寸為2 m（縱向）×8 m（橫向），承臺采用切角型承臺，承臺厚2.0 m，下設7 根直徑1.8 m 的鉆孔灌注摩擦樁。每個墩位處橫橋向均設置兩個雙曲面球型減隔震支座，支座間距6.0 m。中墩單個支座的豎向承載力為24000 kN，邊墩單個支座的豎向承載力為7000 kN。

1.2 地震作用

橋梁抗震設防烈度為7 度，Ⅱ類場地地震動峰值加速度為0.15g，抗震設防分組為第三組。工程場地類別為Ⅳ類。

該橋采用的E1、E2 地震動加速度反應譜控制參數依據文獻[6]選取。

得到的E1、E2 地震動水平設計加速度反應譜曲線如圖1 所示。

圖1 E1、E2 地震動水平設計加速度反應譜

采用紐約州立大學布法羅分校（the State University of New York at Buffalo）工程地震實驗室（Engineering Seismology Laboratory） 開發的RSCTH（Response Spectrum Compatible Time Histories）程序，生成E1、E2 地震動各一條加速度時程曲線，如圖2 所示。

圖2 E1、E2 地震動水平設計加速度時程

1.3 有限元模型建立

使用大型有限元軟件Midas Civil 2021，建立該橋有限元計算模型。橋梁跨徑布置為65 m+85 m+65 m三跨預應力混凝土變截面連續箱梁。橋梁有限元計算模型均以順橋向為X 軸，橫橋向為Y 軸，豎向為Z軸。主梁、橋墩和承臺均離散為空間梁單元，承臺底部采用6×6 的土彈簧模擬樁-土相互作用。橋墩高度均為10.4 m。Midas Civil 有限元計算模型如圖3所示。

圖3 Mida s Civil 有限元計算模型

1.4 摩擦系數μ 和球心距H 參數分析

雙曲面球型減隔震支座滑動球面的摩擦系數μ[7]分別取0.02、0.03、0.04 和0.05，兩個球面的球心距H 分別取3.0 m、4.0 m、5.0 m 和6.0 m，將兩個參數進行組合，共得到16 組不同的支座設計參數。分別提取各組支座設計參數下E2 順橋向和橫橋向地震作用下中墩結構的最大剪力、彎矩，以及支座位移等地震響應結果進行分析，并分析摩擦系數μ 和球心距H 對橋梁抗震性能的影響。

提取16 組支座設計參數下E2 順橋向和橫橋向地震作用下中墩結構的最大剪力、彎矩，以及支座位移等地震響應，如圖4、圖5、圖6 所示。

圖4 不同支座設計參數E2 地震下橋墩剪力

圖5 不同支座設計參數E2 地震下橋墩彎矩

圖6 不同支座設計參數E2 地震下支座位移

通過圖4、圖5、圖6 分析可得：

（1）支座滑動球面的摩擦系數μ 一定時，隨著支座球心距H 的增大，橋墩剪力和彎矩減小，而支座位移增大。

（2）支座球心距H 一定時，隨著支座滑動球面摩擦系數μ 的增大，橋墩剪力和彎矩增大，而支座位移逐漸減小。

（3）橋梁下部結構內力和支座位移的變化規律，根本原因在于支座參數的變化帶來支座性能的變化。支座滑動球面摩擦系數μ 的增大和支座球心距H 的減小，帶來支座滑動時的水平荷載變大和支座滑動后剛度的增加，進而引起地震下橋梁結構內力的增加和位移的減小；反之，支座滑動球面摩擦系數μ 的減小和支座球心距H 的增大，帶來支座滑動時的水平荷載變小和支座滑動后剛度的減小，進而引起地震下橋梁結構內力的減小和位移的增大。橋梁工程師可以根據橋梁特點和抗震設計難點（控制內力和控制位移）等，合理選擇支座設計參數，實現預期橋梁抗震性能。

1.5 支座水平極限承載力Fu 參數分析

采用雙曲面球型減隔震支座的橋梁順橋向受力特點為：（1）正常使用荷載或小震（E1 地震）作用下，固定型的雙曲面球型減隔震支座的環形套箍不發生破壞，橋梁存在固定墩，由單個固定墩抵抗正常使用荷載與小震作用。（2）罕遇地震（E2 地震）作用下，固定型的雙曲面球型減隔震支座的環形套箍發生破壞，固定支座轉換為活動支座，全橋設置雙曲面球型減隔震支座的所有墩位一起抵抗罕遇地震作用。

合理設計支座水平極限承載力Fu，是實現“小震作用下，由單個固定墩抵抗地震作用；罕遇地震作用下，全橋所有墩位一起抵抗罕遇地震作用”設計目標的關鍵[8]。

固定支座的水平極限承載力Fu的設置，與正常使用荷載和小震（E1 地震）作用下固定支座和固定墩承受的荷載緊密相關，因此本文通過對E1 地震作用下固定支座和固定墩承受的荷載進行分析，得到固定支座的水平極限承載力Fu的設置原則。

根據橋梁正常使用狀態下的變形需求進行支座布置，如圖7 所示。根據E1 地震計算結果，固定墩位頂支座承受最大水平荷載為3651 kN，占支座豎向承載力的3651/24000=15.2%，設置支座水平極限承載力Fu分別占支座豎向承載力的16%、18%、20%、22%、24%、26%、28%和30%，提取E2 地震作用下固定型雙曲面球型減隔震支座發生體系轉換（即環形套箍發生破壞）時的橋墩剪力和彎矩進行比較。比較結果如圖8 所示。

圖7 橋梁支座布置示意圖

圖8 不同支座水平極限承載力Fu 對應的橋梁剪力、彎矩

通過圖8 分析可得：隨著支座水平極限承載力Fu的提高，其支座發生體系轉換時的橋墩剪力和彎矩顯著提高，參數Fu對橋梁結構的抗震性能影響很大。

橋墩墩底截面箍筋布置如圖9 所示。

圖9 橋墩墩柱箍筋布置圖（單位：cm；箍筋直徑和布置：16 mm@100 mm）

依據文獻[6]，計算得到橋墩抗剪能力為2.59×104kN，大于圖8 中地震作用下橋墩所承受的剪力。因此，從橋墩抗剪角度，支座水平極限承載力與豎向承載力的比值取16%～30%均可。

橋墩截面尺寸為矩形2.0 m×8.0 m，配置單排縱筋，間距為10 cm，縱筋直徑擬選擇28 mm 和32 mm兩種。

對橋墩進行M-φ 分析[9-10]得到，縱筋直徑為28 mm 時，橋墩截面抗彎能力為9.01×104kN·m。此時支座水平極限承載力與豎向承載力的比值只能取16%，橋墩截面縱筋配筋率為0.8%；選擇其他參數時，橋墩在支座未發生體系轉換之前即進入塑性，不滿足規范要求。縱筋直徑為32 mm 時，橋墩截面抗彎能力為1.05×105kN·m。此時支座水平極限承載力與豎向承載力的比值可以取16%、18%、20%，橋墩在支座發生體系轉換時未進入塑性，滿足規范要求，橋墩截面縱筋配筋率為1.0%。

綜上所述，雙曲面球型減隔震支座水平極限承載力Fu取值應合理。取值過高，帶來下部結構工程造價偏高和受力過大，影響經濟性和安全性。綜合考慮橋梁經濟性與抗震安全性，建議該支座水平極限承載力不宜取值過高，以滿足支座發生體系轉換時橋墩等下部結構不進入塑性且抗剪性能滿足要求為基本原則。

2 結論

本文對雙曲面球型減隔震支座的滑動球面摩擦系數μ、球心距H 和固定支座的水平極限承載力Fu進行深入研究，得到橋梁抗震性能與上述3 個支座設計參數的變化規律，并給出3 個設計參數選取原則，為采用雙曲面球型減隔震支座進行抗震設計的橋梁提供一定指導。