劉濤

（蘭州市城市建設設計院，甘肅蘭州 730030）

0 引言

新建五O四廠黃河大橋主橋為3跨預應力混凝土連續(xù)箱梁橋，橋跨布置為(68.8+125+68.8)m（見圖1）。橋墩采用實體式矩形橋墩，鉆孔灌注樁基礎。上部結構為單箱單室的變截面梁，跨中梁高為3.0 m，支點梁高為7.0 m。橋面寬為18.0m，其中行車道寬為14.0 m。1#墩為制動墩，2#墩采用高樁承臺，從樁頂算起有9.1 m高度的樁身位于庫區(qū)蓄水水位線以下?？拐鹪O防烈度為8度，場地特征周期為0.45 s，場地類別為Ⅱ類，抗震設計分組為第三組。

五O四廠黃河大橋具有大跨、梁重，深水區(qū)的高樁承臺結構特點，位于高烈度地震區(qū)，地震作用控制設計，很具有代表性。為了給類似工程的抗震設計提供借鑒,本文詳細介紹了五O四廠黃河大橋的抗震設計方法，重點介紹了提高結構抗震性能的減、隔震設計方法。

1 自振特性分析

結構系統無阻尼自由振動的頻率和相應振型是結構體系的重要動力特征，分析和認識橋梁的動力特性是進行地震反應分析和抗震設計的基礎。建立全橋有限元分析模型（見圖2），進行自振特性分析。梁及橋墩采用空間梁單元模擬，固定及活動支座均采用理想約束，將河床底以上的樁身用梁單元模擬，同時將樁身在河床底面處固結?？紤]橋上二期恒載（含橋面鋪裝、欄桿、防撞墻）。1#墩承臺底樁基的邊界條件簡化成彈簧模擬，彈簧的剛度用m法計算。自振周期及相應振型列于表1，示于圖 3。

2 地震反應分析及抗震性能評估

2.1 E1水準地震反應分析與抗震性能評估

順橋向X和橫橋向Y兩個方向分別考慮水平向地震作用，按反應譜法計算地震作用，2#墩動水壓力根據《公路橋梁抗震設計細則》（JTG/T B02-01-2008）計算。與恒載組合后的內力見表2所列。

五O四廠黃河大橋1#及2#橋墩采用矩形截面，截面尺寸為9.0 m（橫向）×3.5 m（縱向），截面配筋率為0.62%。1#墩及2#墩的樁基礎為鉆孔灌注樁基礎，樁徑為2.0 m，截面配筋率為0.59%。橋墩的抗震驗算，見表3所列，樁基礎的抗震驗算見表4所列。

2.2 E2水準地震反應分析與抗震性能評估

該橋未做場地地震安全性評價，抗震設計采用距該橋位8 km的橋梁地震安全性評價地震波，輸入的3條水平加速度地震波,2#墩的樁采用考慮軸力變化的纖維梁單元模擬,非線性時程分析方法計算結構關鍵部位的位移與內力，計算結果列于表5。

E2地震作用下，應驗算橋墩潛在塑性鉸區(qū)域沿縱橋向和橫橋向的塑性轉動能力、橋墩塑性鉸區(qū)的斜截面抗剪能力驗算與樁身強度。固定墩的順橋向地震作用控制設計，其墩底塑性鉸區(qū)的轉動能力驗算列于表6。橋墩塑性鉸區(qū)的抗剪能力驗算列于表7。

2.3 結果分析

圖1 五O四廠黃河大橋立面圖（單位：cm）

圖2 全橋有限計算模型

表1 前五階自振特性一覽表

圖3 第2振型

表2 恒載與地震作用組合后結構內力一覽表

由表3及表4可以看出，E1水準地震作用下五O四廠黃河大橋的橋墩與樁基礎不損壞，滿足了B類橋梁抗震設防類別。

由表5～表7可以看出，在E2水準地震動作用下，制動墩（1#）的塑性鉸區(qū)轉角滿足要求，但塑性鉸區(qū)的抗剪能力不滿足要求。橫向輸入地震動時，2#墩的樁頂與樁底均會出現塑性鉸區(qū)，有約2倍的位移延性，不能夠滿足《細則》的抗震設防要求。樁身在地震中出現了塑性鉸，這是由于處于庫區(qū)水中的2#墩采用高樁承臺，缺少土的側向約束，樁身承受的地震作用較大。

表3 橋墩抗震驗算一覽表

表4 樁基礎抗震驗算一覽表

表5 非線性地震反應一覽表

可以通過增加橋墩的箍筋來提高橋墩抗剪強度，增大樁身的截面及配筋來提高樁身強度，也可以采用減、隔震措施來減小結構所受的地震作用，以提高結構的抗震性能。該橋梁順橋向第一周期相對較?。?.693 s），因此該橋采用了減、隔震技術。

表6 墩底順橋向塑性轉角驗算一覽表

表7 橋墩的抗剪強度計算結果表

3 摩擦擺支座減隔震分析及抗震性能評估

3.1 摩擦擺支座設計技術參數

摩擦擺支座的曲率半徑R=1.5 m時，摩擦擺系統的隔震周期 T=2π

=2.432（ s） ，約為隔震前結構周期（1.443 s）的1.7倍。取摩擦系數μ=0.03，摩擦擺支座的主要設計參數，列于表8。摩擦擺隔震支座平面布置示于圖4。1-雙向活動支座；2-縱向活動、橫向摩擦擺；3-縱向活動、橫向摩擦擺；4-固定摩擦擺支座；5-雙向活動支座；6-縱向活動、橫向摩擦擺；7-雙向活動支座；8-縱向活動支座、橫向摩擦擺

表8 一個支座主要設計參數表

圖4 摩擦擺隔震支座平面布置圖

3.2 摩擦擺支座分析模型

地震中摩擦擺支座的恢復力模型可簡化成圖5所示的雙線性滯回模型。

圖5 摩擦擺支座的滯回模型

圖中：μ為動摩擦系數；W為豎向荷載；Ki為初始剛度，Ki=μW/Dy；Kfps為摩擦擺支座的擺動剛度，Kfps=W/R；R 為曲率半徑；Dy為屈服位移；Dd為極限位移。

3.3 摩擦擺支座減隔震分析結果

摩擦擺支座減隔震的時程反應結果列于表9～表 11。

表9 順橋向時程反應一覽表

表10 橫橋向時程反應一覽表

表11 墩梁相對位移一覽表

固定墩的順橋向地震作用控制設計，其驗算列于表12。橋墩抗彎強度計算列于表13。

表12 墩底順橋向抗彎驗算表

表13 橋墩的抗剪強度計算表

由表9～13可知，橋墩在E2水準地震作用下，隔震后墩底的最大彎矩小于橋墩的初始屈服彎矩，橋墩處于彈性狀態(tài)，在橋墩的延性能力滿足《公路橋梁抗震設計細則》的抗震設防要求。E2水準地震作用下，隔震后橋墩的抗剪強度基本滿足要求。隔震后固定墩E2水準最大彎矩小于E1水準最大彎矩，因此隔震后順橋向固定墩的樁身強度滿足要求，達到了大震不壞的設防水準。2#墩樁的驗算結果見表14所列。

表14 樁基礎抗震驗算表

4 結語

本文以五O四廠黃河大橋工程背景，研究了高烈度地震區(qū)大跨度高樁承臺橋梁抗震及減、隔震設計關鍵技術措施，重點探討了大跨度高樁承臺連續(xù)梁橋的支座減、隔震設計。結果表明，抗震設計時強震下橫橋向高樁承臺的樁頂與樁底均會出現塑性鉸；采用減、隔震支座能大幅提高橋梁的整體抗震性能。