伍波

(招商局重慶交通科研設(shè)計(jì)院有限公司，重慶 400067)

大差異墩高橋梁隔震性能對(duì)比分析研究

伍波

(招商局重慶交通科研設(shè)計(jì)院有限公司，重慶 400067)

本文以撒米卡大橋?yàn)槔?，?duì)橋梁設(shè)置普通板式支座和鉛芯隔震橡膠支座這兩種工況下該橋梁的隔震性能進(jìn)行了對(duì)比分析研究。分別計(jì)算了設(shè)置普通板式支座和鉛芯隔震橡膠支座的兩種橋式，比較了在設(shè)防地震和大震作用下，兩種橋式結(jié)構(gòu)的動(dòng)力特性及橋墩墩柱的彎矩、剪力、位移變化的情況。計(jì)算結(jié)果顯示，對(duì)于動(dòng)力特性，采用鉛芯橡膠隔震支座的結(jié)構(gòu)自振周期明顯小于普通板式支座;對(duì)于結(jié)構(gòu)內(nèi)力，在大地震作用下，普通板式支座的厚度及抗滑穩(wěn)定性均不滿足規(guī)范要求;墩的內(nèi)力還是遠(yuǎn)遠(yuǎn)超過塑性極限，不滿足理論要求。而采用鉛芯隔震橡膠支座，墩的內(nèi)力得到大大改善，隔震計(jì)算后墩柱抗剪均滿足要求，抗彎能力也得到一定的改善。

普通板式支座;鉛芯隔震橡膠支座;等效抗彎強(qiáng)度;隔震效果

減隔震系統(tǒng)除應(yīng)滿足正常的使用要求外，同時(shí)應(yīng)能提供額外的水平柔度和耗能能力［1～4］。普通板式橡膠支座通過其剪切變形提供隔震所需的水平柔度，其主要缺點(diǎn)是水平剛度很小，在較低水平力如制動(dòng)力、搖擺力等作用下，支座也會(huì)產(chǎn)生較大的變形［5，6］。

鉛芯橡膠支座的鉛芯提供了地震下的耗能和靜力荷載下所必須的屈服強(qiáng)度與剛度，在較低水平力作用下，因具有較高的初始剛度，其變形很?。?］。在地震作用下，由于鉛芯的屈服，鉛芯剛度降低，達(dá)到延長(zhǎng)結(jié)構(gòu)周期的目的［8］。

本文對(duì)橋梁分別采用普通板式支座和鉛芯隔震支座進(jìn)行動(dòng)力特性分析，對(duì)橋墩抗彎和斜截面抗剪計(jì)算結(jié)果進(jìn)行分析判斷。

1 支座計(jì)算參數(shù)

1.1 普通橡膠支座

板式橡膠支座可用線性彈簧單元模擬，板式橡膠支座的剪切剛度按JTG/TB02-01-2008《公路橋梁抗震設(shè)計(jì)細(xì)則》(以下簡(jiǎn)稱《細(xì)則》)第6.3.7條公式6.3.7-1計(jì)算，支座剪切剛度為:

式中:Gd為板式橡膠支座的動(dòng)剪切模量(kN/ m2)，一般取1200 kN/m2;Ar為橡膠支座的剪切面積(m2);∑t為橡膠層的總厚度(m)。

四氟滑板式橡膠支座初始剪切剛度可按式(1)計(jì)算，由于其橡膠剪切變形較板式支座小，故取Gd較大，一般為板式橡膠支座的2倍。

支座的設(shè)置及規(guī)格為:T梁橋墩連續(xù)處設(shè)置的支座為GJZ600×600×150(CR)，伸縮縫處設(shè)置的支座為GJZF4 450×450×116(CR)

1.2 鉛芯隔震橡膠支座

鉛芯隔震橡膠支座水平剪切試驗(yàn)，其力學(xué)本構(gòu)關(guān)系可等效為一個(gè)雙線性模型，如圖1所示。對(duì)該模型進(jìn)行等效線性化，將雙線性模型的對(duì)角用斜線相連，則斜線的斜率為鉛芯隔震支座的等效水平剛度:

式中:Keq為鉛芯支座等效水平剛度(kN/mm); X1、X2為最大水平正位移和負(fù)位移(mm);Q1、Q2為X1、X2對(duì)應(yīng)的水平剪力(kN)。

圖1 鉛芯隔震橡膠支座的滯回曲線

鉛芯隔震橡膠支座的計(jì)算參數(shù)由表1給出。

表1 鉛芯隔震橡膠支座計(jì)算參數(shù)

2 結(jié)構(gòu)模型及荷載取值

2.1 結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)述

本計(jì)算模型取整橋?yàn)檠芯繉?duì)象，結(jié)構(gòu)為2× 40+3×40+3×40 m三聯(lián)先簡(jiǎn)后連續(xù)T型梁，單幅橋面寬12 m，墩高不超過20 m采用1.6 m× 1.6 m雙柱矩形墩，樁基采用D200;墩高超過20 m采用4 m×2 m實(shí)心矩形墩，樁基采用D160;墩高超過40 m采用變截面空心墩，橋梁立面圖如圖2、3所示，整橋的上部構(gòu)造標(biāo)準(zhǔn)橫斷面如圖4所示，實(shí)心矩形墩立面圖如圖5所示。

圖2 0～3#墩臺(tái)橋梁立面

圖34 ～8#墩臺(tái)橋梁立面

圖4 上部構(gòu)造標(biāo)準(zhǔn)橫斷面

圖5 實(shí)心矩形墩立面

橋梁結(jié)構(gòu)主梁采用C50混凝土，墩柱、蓋梁、系梁均采用C40混凝土，承臺(tái)、樁基、承臺(tái)系梁采用C30混凝土，墩柱及樁基受力鋼筋采用HRB335鋼筋。

本計(jì)算時(shí)選取了全橋結(jié)構(gòu)進(jìn)行分析。

2.2 永久荷載

永久荷載分為一期恒載和二期恒載。一期恒載主要是橋自重，混凝土容重取26kN/m3。二期恒載包括橋面鋪裝，防撞欄等，以均布荷載計(jì)入。橋面鋪裝:10cm厚瀝青混凝土+8cm厚C40混凝土，每根梁10.3kN/m。防撞欄單側(cè)8.9kN/m。

2.3 偶然荷載

設(shè)防目標(biāo):E1地震作用下，一般不受損壞或不需修復(fù)可繼續(xù)使用;E2地震作用下，應(yīng)保證不致倒塌或產(chǎn)生嚴(yán)重結(jié)構(gòu)損傷，經(jīng)臨時(shí)加固后可維持應(yīng)急交通使用。

所選的特征橋址所在地抗震設(shè)防烈度為8度，基本加速度峰值為0.3g，場(chǎng)地類型為Ⅱ類場(chǎng)地土，根據(jù)《細(xì)則》的9.3.6條規(guī)定，混凝土梁橋、拱橋的阻尼比不宜大于0.05，因此在這里取阻尼比為0.05。

本橋抗震設(shè)防類別為B類，場(chǎng)地卓越周期Tg=0.40 s，按《細(xì)則》6.1.3，本橋?qū)儆诜且?guī)則橋梁，參照《細(xì)則》本橋E1、E2作用均可采用TH分析計(jì)算方法。

結(jié)合設(shè)計(jì)單位提供的資料，根據(jù)抗震規(guī)范，該橋的抗震重要性系數(shù)Ci對(duì)E1地震作用取0.5，對(duì)E2地震作用取1.7;Cs場(chǎng)地系數(shù)取1;Cd阻尼調(diào)整系數(shù)取1;A設(shè)計(jì)基本加速度峰值取0.30g，因此，水平設(shè)計(jì)加速度反應(yīng)譜最大值Smax=2.25，對(duì)E1為3.3075 m/s2，對(duì)E2為11.2455 m/s2。

在進(jìn)行該橋梁的地震時(shí)程響應(yīng)計(jì)算時(shí)，依據(jù)公路工程抗震設(shè)計(jì)規(guī)范規(guī)定，應(yīng)采用多條地震波進(jìn)行計(jì)算分析，為便于比較，現(xiàn)選用一條根據(jù)反應(yīng)譜擬合的人工波和兩條調(diào)整后的天然波進(jìn)行計(jì)算，E1下3條地震波的加速度峰值統(tǒng)一調(diào)幅為1.49 m/s2(類似地，E2下的3條地震波峰值調(diào)整為5.06 m/s2)，E1下某條地震波加速度時(shí)程曲線如圖6所示，E2下某條地震波加速度時(shí)程曲線如圖7所示。

圖6 E1地震波加速度時(shí)程曲線

圖7 E2地震波加速度時(shí)程曲線

3 動(dòng)力模型及結(jié)構(gòu)動(dòng)力特性

依據(jù)空間梁格桿系理論，采用Midas/Civil 2011軟件進(jìn)行計(jì)算分析，對(duì)結(jié)構(gòu)模型進(jìn)行非線性時(shí)程分析計(jì)算，考慮樁－土作用采用“m”法模擬，邊界條件采用樁底固結(jié)。

全橋建立連續(xù)的三聯(lián)模型，全橋模型如8所示。

圖8 全橋模型

3.1 普通板式支座與鉛芯支座的動(dòng)力特性

采用圖8計(jì)算模型，對(duì)該橋進(jìn)行動(dòng)力特性分析。表2分別給出了采用普通板式支座和鉛芯橡膠隔震支座下，橋梁結(jié)構(gòu)前8階振型對(duì)應(yīng)的自振周期。

表2 普通板式與鉛芯支座橋梁的動(dòng)力比較

3.2 不同支座的動(dòng)力特性比較

通過比較表2可以看出，對(duì)于前三階振型，采用鉛芯隔震橡膠支座的結(jié)構(gòu)周期小于板式支座的結(jié)構(gòu)周期，且數(shù)值相差約20%左右;

對(duì)于第四至第八振型，采用板式支座的周期比鉛芯支座的周期要大些。采用普通板式支座和鉛芯橡膠隔震支座后，橋梁結(jié)構(gòu)的周期符合規(guī)范要求，都能起到很好的隔震效果。

4 普通板式支座分析結(jié)果

采用時(shí)程法計(jì)算分析時(shí)，選用提供的3條震波作用下結(jié)構(gòu)地震響應(yīng)的最大值，計(jì)算結(jié)果均為恒載和地震作用效應(yīng)之和，表格中所提數(shù)據(jù)均是假設(shè)支座沒有滑動(dòng)或者沒有破壞的情況(即支座上下面與梁、墩想辦法連接了，支座本身也有足夠的變形能力)。

4.1 E1地震作用

4.1.1 順橋向計(jì)算結(jié)果

E1地震作用下普通板式支座順橋向計(jì)算結(jié)果如表3和表4所示。表中:FN為單樁軸力;FQ為樁剪力;M為樁端彎矩。

表3 E1地震作用下各橋墩墩頂順橋向最大位移

表4 E1地震作用下單樁內(nèi)力最大響應(yīng)

4.1.2 橫橋向計(jì)算結(jié)果

E1地震作用下普通板式支座橫橋向計(jì)算結(jié)果如表5和表6所示。

表5 E1地震作用下各橋墩墩頂橫橋向最大位移

表6 E1地震作用下單樁內(nèi)力最大響應(yīng)

4.2 E2地震作用

4.2.1 順橋向計(jì)算結(jié)果

E2地震作用下普通板式支座順橋向計(jì)算結(jié)果如表7和表8所示。

表7 E2地震作用下各橋墩墩頂順橋向最大位移

表8 E2地震作用下單樁內(nèi)力最大響應(yīng)

4.2.2 橫橋向計(jì)算結(jié)果

E2地震作用下普通板式支座橫橋向計(jì)算結(jié)果如表9和表10所示。

表9 E2地震作用下各橋墩墩頂橫橋向最大位移

表10 E2地震作用下單樁內(nèi)力最大響應(yīng)

4.3 支座驗(yàn)算

根據(jù)《細(xì)則》7.5.1的規(guī)定，在E2地震作用下，需要對(duì)板式橡膠支座的厚度及抗滑穩(wěn)定性進(jìn)行驗(yàn)算。

4.3.1 支座厚度驗(yàn)算

式中:∑t為橡膠層的總厚度(m);tanγ為橡膠片剪切角正切值，取tanγ=1.0;X0為E2地震作用效應(yīng)和永久作用效應(yīng)組合后橡膠支座頂面相對(duì)于底面的水平位移(m)。

4.3.2 支座抗滑穩(wěn)定性驗(yàn)算

式中:μd為支座的動(dòng)摩阻系數(shù)，橡膠支座與混凝土表面的動(dòng)摩阻系數(shù)采用0.15，與鋼板的動(dòng)摩阻系數(shù)采用0.10;Rb為上部結(jié)構(gòu)重力在支座上產(chǎn)生的反力(kN);Ehzb為E2地震作用效應(yīng)和永久作用效應(yīng)組合后橡膠支座的水平地震力(kN)。

計(jì)算結(jié)果見表11。

表11 支座位移、抗滑力和地震剪力計(jì)算值

4.3.3 小結(jié)

結(jié)合E2地震分析的結(jié)果及規(guī)范要求可以看出，在縱向地震作用下，板式橡膠支座的厚度及抗滑穩(wěn)定性均不滿足要求，橫橋向地震作用下支座的厚度不滿足要求。因此為了防止地震下落梁破壞的發(fā)生，需要設(shè)置抗震錨栓及擋塊等抗震構(gòu)造措施。為了橋梁的安全運(yùn)行，本研究分析工程不建議采用普通板式支座。

5 鉛芯隔震橡膠支座分析結(jié)果

5.1 E1地震作用

5.1.1 順橋向計(jì)算結(jié)果

E1地震作用下鉛芯支座順橋向計(jì)算結(jié)果如表12和表13所示。

表13 單樁內(nèi)力最大響應(yīng)

5.1.2 橫橋向計(jì)算結(jié)果

E1地震作用下橫橋向墩頂、梁及支座的最大位移響應(yīng)和單樁內(nèi)力最大響應(yīng)計(jì)算結(jié)果如表14和表15所示。

表14 橫橋向墩頂、梁及支座的最大位移響應(yīng)

表15 單樁內(nèi)力最大響應(yīng)

5.2 E2地震作用

5.2.1 順橋向計(jì)算結(jié)果

E2地震作用下鉛芯支座順橋向計(jì)算結(jié)果如表16和表17所示。

表16 順橋向墩頂、梁及支座的最大位移響應(yīng)

表17 單樁內(nèi)力最大響應(yīng)

5.2.2 橫橋向計(jì)算結(jié)果

E2地震作用下鉛芯支座橫橋向計(jì)算結(jié)果如表18和表19所示。

表18 橫橋向墩頂、梁及支座的最大位移響應(yīng)

表19 單樁內(nèi)力最大響應(yīng)

5.3 截面抗彎能力驗(yàn)算

鋼筋混凝土橋墩和樁截面的抗彎能力(強(qiáng)度)采用纖維單元法進(jìn)行的彎矩–曲率(考慮相應(yīng)軸力)分析，得出圖9所示的彎矩–曲率曲線。

圖9 等效彎矩的計(jì)算圖示

圖10 1.6 m墩的彎矩–曲率曲線(軸力6000kN)

5.3.1 墩身截面抗彎驗(yàn)算結(jié)果

分析提供的1.6 m、4.0 m×2.0 m實(shí)心墩及變截面空心墩，主筋為Φ25HRB335及Φ28HRB335鋼筋;箍筋均為Φ12HRB335鋼筋。典型彎矩－曲率(M-)曲線如圖10和11所示。

圖11 4.0×2.0m墩的彎矩–曲率曲線(軸力20000 kN)

E1、E2地震順橋向墩關(guān)鍵截面的驗(yàn)算結(jié)果分別見表20、21。表中軸力表示最不利組合后軸力，正值為壓力，負(fù)值為拉力;彎矩的方向?yàn)槔@橫橋向y軸。

表20 E1地震順橋向墩關(guān)鍵截面驗(yàn)算

表21 E2地震順橋向墩關(guān)鍵截面驗(yàn)算

5.3.2 樁截面抗彎驗(yàn)算結(jié)果

樁截面為D150和D200，根據(jù)彎矩–曲率關(guān)系計(jì)算出軸力和彎矩如下。

表22 E2地震樁頂線彈性內(nèi)力

5.4 E2地震作用下墩身斜截面抗剪驗(yàn)算

5.4.1 E2地震作用下墩身斜截面抗剪驗(yàn)算(順橋向)

3號(hào)墩:

為驗(yàn)算構(gòu)件抗剪能力，需得到墩底剛剛出現(xiàn)塑性鉸時(shí)的彎矩值:

墩底Mxzc=114903 kN·m

根據(jù)《細(xì)則》第7.3.4條進(jìn)行墩柱順橋向斜截面抗剪強(qiáng)度驗(yàn)算。墩底塑性加密區(qū)箍筋擬采用直徑12 mm，12肢，HRB335鋼筋，間距10 cm;其它截面箍筋間距不得大于18 cm。

式中:Vs為墩柱斜截面剪力;Ak為箍筋面積;Sk為箍筋間距;fyh為鋼筋屈服強(qiáng)度;b為沿計(jì)算墩柱寬度;Ae為核芯混凝土面積;Ac為混凝土面積;fc'為混凝土抗壓標(biāo)準(zhǔn)強(qiáng)度;為抗剪強(qiáng)度折減系數(shù)，取=0.85。

根據(jù)計(jì)算結(jié)果，配筋達(dá)標(biāo)。

5.4.2 E2地震作用下墩身斜截面抗剪驗(yàn)算(橫橋向)

3號(hào)墩:

為驗(yàn)算構(gòu)件抗剪能力，需得到墩頂和墩底剛剛出現(xiàn)塑性鉸時(shí)的彎矩值:

根據(jù)《細(xì)則》第7.3.4條進(jìn)行墩柱橫橋向斜截面抗剪強(qiáng)度驗(yàn)算。墩底和墩頂塑性加密區(qū)箍筋擬采用直徑12 mm，8肢，HRB335鋼筋，間距10 cm;其它截面箍筋間距不得大于18 cm。同理計(jì)算可得配筋達(dá)標(biāo)。

5.5 小結(jié)

通過驗(yàn)算，隔震計(jì)算后墩柱抗剪滿足要求。

采用單柱樁，考慮樁土(巖石)的情況下，單樁截面內(nèi)力大于墩底內(nèi)力，理論配筋率要高于墩截面的配筋率，建議采用多排樁布置或加大樁的截面尺寸。

5.6 支座驗(yàn)算

根據(jù)《細(xì)則》10.4.2的規(guī)定，在E1地震作用下產(chǎn)生的剪切應(yīng)變應(yīng)小于100%，在E2地震作用下產(chǎn)生的剪切應(yīng)變應(yīng)小于250%。

由上面計(jì)算數(shù)據(jù)可知，支座滿足要求。

6 結(jié)論

(1)在縱向和橫向的E2地震作用下，普通板式支座的厚度及抗滑移穩(wěn)定性均不滿足規(guī)范要求;墩的內(nèi)力還是遠(yuǎn)遠(yuǎn)超過塑性極限，根據(jù)此時(shí)的內(nèi)力進(jìn)行配筋，不滿足理論要求。

(2)采用鉛芯隔震橡膠支座，墩的內(nèi)力得到大大改善，隔震計(jì)算后墩柱抗剪均滿足要求，抗彎能力也得到大大改善。

(3)本橋第3聯(lián)6#～7#墩為高低墩特殊結(jié)構(gòu)，高墩6#墩在E2作用下橫向受力較大，計(jì)算得出M/My為1.87，故6#墩不建議采用隔震支座。

(4)對(duì)于高底墩結(jié)構(gòu)建議通過調(diào)節(jié)墩的截面尺寸來改變墩的剛度分配及受力分布，或建議在高墩處采用減震裝置。

(5)采用單柱樁，考慮樁土(巖石)的情況下，單樁截面內(nèi)力大于墩底內(nèi)力，理論配筋率要高于墩截面的配筋率，建議采用多排樁布置或加大樁的截面尺寸。

(6)截面抗剪能力滿足要求，可以適當(dāng)減少箍筋的配置。

［1］王凱睿，徐秀麗，李雪紅，等.板式支座與鉛芯支座連續(xù)梁橋振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)對(duì)比分析［J］.防災(zāi)減災(zāi)工程學(xué)報(bào)，2014，(2)，136-142.

［2］鐵道部專業(yè)設(shè)計(jì)院.鐵路工程設(shè)計(jì)技術(shù)手冊(cè)——混凝土橋［M］.北京:中國鐵道出版社，1998.

［3］黃艷，閻貴平，鞠彥忠.采用減隔震支座提高橋梁結(jié)構(gòu)的安全性［J］.中國安全科學(xué)學(xué)報(bào)，2002，(5):75-79.

［4］龔萬江，劉朝福，劉維娟.支座對(duì)連續(xù)T形梁橋抗震性能影響分析［J］.公路交通科技(應(yīng)用技術(shù)版)，2008，(9):17-19.

［5］莊軍生.橋梁支座［M］.北京:中國鐵道出版社，2000.

［6］陳程.淺談橋梁隔震技術(shù)的應(yīng)用［J］.中國高新技術(shù)企業(yè)，2012，(21):48-50.

［7］位建召.鉛芯橡膠支座在連續(xù)梁橋中的應(yīng)用［J］.北方交通，2013，(9):62-64.

［8］王麗，閆維明，閻貴平.鉛芯橡膠支座參數(shù)對(duì)隔震橋梁動(dòng)力響應(yīng)的影響［J］.北京工業(yè)大學(xué)學(xué)報(bào)，2004，30(3):304-308.

Seism ic Isolation Analysis Study on Big Different Pier Height Bridge W ith Plate and Lead Rubber Bearing

WU Bo
(China Merchants Chongqing Communications Technology Research and Design Institute Co Ltd，Chongqing 400067，China)

For the comparation of plate bearing and lead rubber bearing under severe earthquake，the seimic analysis subjectof setting plate bearing and lead rubber bearing in the bridge were studied on the basisof SaMiKa bridge.Two bridgemodelswith ordinary plate bearing and lead rubber bearing were calculated separately，and the dynamic characteristics of the bridge，the changes of moment，shear force and displacement of the bridge columns were compared under the design basis earthquake and maximum considered earthquake.The calculated results show that，the thickness and anti-slide stability of the ordinary plate bearing do notmeet the requirements of specification when it subject to themaximum considered earthquake in the dynamic analysis of the bridge.While using lead rubber bearing，the internal force performance was improved greatly，pier column anti-shear strength allmet the requirements，the bending resistance ability was also improved.

ordinary plate bearing;lead rubber bearing;equivalentbending strength;isolation effect

U442.5+5

A

2095-0985(2015)02-0023-08

2014-12-26

2015-03-27

伍波(1970-)，男，重慶人，高級(jí)工程師，研究方向?yàn)榇罂缍葮蛄涸O(shè)計(jì)(Email:wubo1@cmhk.com)

國家自然科學(xué)基金(51278219)