許 祥 范平易

(1.中冶華天工程技術(shù)有限公司，江蘇 南京 210019； 2.南京水利科學(xué)研究院，江蘇 南京 210029)

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高墩連續(xù)梁橋隔震設(shè)計(jì)

許 祥1范平易2

(1.中冶華天工程技術(shù)有限公司，江蘇 南京 210019； 2.南京水利科學(xué)研究院，江蘇 南京 210029)

針對(duì)某高墩連續(xù)梁橋結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)難以滿足抗震設(shè)防要求的問(wèn)題，提出了采用盆式橡膠支座與隔震支座的組合約束方案，通過(guò)分析表明，該組合結(jié)構(gòu)約束體系減小了橋墩的地震內(nèi)力和滑動(dòng)支座的位移，抗震性能良好。

高墩連續(xù)梁橋，隔震設(shè)計(jì)，抗震性能，支座

0 引言

目前，國(guó)內(nèi)已開展了一些高墩連續(xù)梁橋抗震性能的研究，但還缺乏相對(duì)成熟的抗震設(shè)計(jì)方法。我國(guó)JTG/T B02—01—2008公路橋梁抗震設(shè)計(jì)細(xì)則[1]中規(guī)定對(duì)墩高超過(guò)30 m的橋梁應(yīng)作專項(xiàng)研究，但并沒(méi)有給出具體可操作的設(shè)計(jì)方法，而橋梁設(shè)計(jì)工程師通常只能借用中、低墩橋梁的相關(guān)規(guī)范對(duì)高墩橋梁進(jìn)行抗震設(shè)計(jì)，設(shè)計(jì)過(guò)程具有較大的盲目性和隨意性。本文提出了一種可以有效提升高墩連續(xù)梁橋抗震性能的結(jié)構(gòu)約束體系，研究結(jié)論可為同類高墩連續(xù)梁橋的抗震設(shè)計(jì)提供參考。

1 常規(guī)約束體系的高墩連續(xù)梁橋抗震性能

考慮到為了能有效約束上部結(jié)構(gòu)，高墩連續(xù)梁橋中通常會(huì)將高墩與主梁設(shè)計(jì)成剛構(gòu)連接，但在先簡(jiǎn)支后連續(xù)橋梁中很難實(shí)現(xiàn)節(jié)點(diǎn)的剛構(gòu)連接，同時(shí)考慮到避免主梁出現(xiàn)過(guò)大的溫度應(yīng)力和有效約束上部結(jié)構(gòu)的需要，先簡(jiǎn)支后連續(xù)橋梁的結(jié)構(gòu)約束體系方案通常采用固定盆式橡膠支座+活動(dòng)盆式橡膠支座的約束體系。下面將分析這種約束體系下的高墩連續(xù)梁橋的抗震性能。如圖1所示為某高地震烈度區(qū)的一座四跨連續(xù)梁橋(4×40 m)，上部結(jié)構(gòu)采用預(yù)應(yīng)力先簡(jiǎn)支后連續(xù)的T梁，橋面寬13 m。橋墩為獨(dú)柱式變截面混凝土矩形墩柱，墩頂截面為1.6 m×6 m，墩底截面為2 m×6 m，墩頂設(shè)有一個(gè)2.2 m×2.2 m的方形截面蓋梁，基礎(chǔ)采用群樁基礎(chǔ)。

支座布設(shè)形式如表1所示。

表1 常規(guī)約束體系的支座布設(shè)形式

為了使分析更具一般性，根據(jù)不同的地震動(dòng)參數(shù)(震級(jí)、加速度峰值和場(chǎng)地特征等)，選取如表2所示的由美國(guó)太平洋地震工程研究中心(PEER)提供的3條地震波。分析中考慮了設(shè)計(jì)地震和罕遇地震作用，將每條地震波的加速度峰值作相應(yīng)的調(diào)整。地震波輸入方式采用100%縱向地震荷載與60%豎向地震荷載的疊加。如沒(méi)有特殊說(shuō)明，結(jié)構(gòu)的地震反應(yīng)值均為3條地震波計(jì)算結(jié)果的平均值。

表2 選取的地震波

表3 峰值加速度為0.2g時(shí)橋梁結(jié)構(gòu)的地震反應(yīng)

從表3中可以看出在設(shè)計(jì)地震(0.2g)作用下，盆式支座約束體系下的橋墩在縱豎向和橫豎向地震作用下都可以滿足承載能力的要求，且所有活動(dòng)盆式支座(最大位移能力為0.25 m)的位移都能滿足要求。從圖2中可以看出在罕遇地震(0.4g)作用下，橋梁主梁與橋臺(tái)的最大相對(duì)位移已經(jīng)達(dá)到0.48 m，這已經(jīng)遠(yuǎn)遠(yuǎn)超出此處相應(yīng)活動(dòng)盆式支座的位移能力，可能引起支座的破壞及橋梁碰撞破壞，甚至引發(fā)落梁震害。

2 隔震設(shè)計(jì)

高墩連續(xù)梁橋由于墩高較高的緣故，使得其下部結(jié)構(gòu)的抗推剛度偏小，結(jié)構(gòu)整體偏柔，結(jié)構(gòu)的自振周期一般較大，地震中結(jié)構(gòu)的位移反應(yīng)也會(huì)比普通墩高的連續(xù)梁橋大得多，這就使得通過(guò)延長(zhǎng)結(jié)構(gòu)周期來(lái)降低結(jié)構(gòu)地震反應(yīng)的隔震設(shè)計(jì)方法在高墩橋梁抗震設(shè)計(jì)中的運(yùn)用受到了很大的限制。日本道路橋梁抗震設(shè)計(jì)規(guī)范[2]中規(guī)定當(dāng)橋墩與主梁全部固結(jié)時(shí)橋梁的基本周期如超過(guò)1 s，則不宜采用減隔震體系，如圖2所示橋梁墩與主梁固結(jié)時(shí)的基本周期為1.15 s，已超出規(guī)定范圍。針對(duì)常規(guī)盆式橡膠支座約束方案中固定墩受力較大和橋臺(tái)處主梁與下部結(jié)構(gòu)的相對(duì)位移較大的問(wèn)題，本文提出了一種可以有效提升高墩連續(xù)梁橋抗震性能的局部隔震約束體系，通過(guò)耗能和充分發(fā)揮所有墩臺(tái)抗震能力來(lái)提高整個(gè)結(jié)構(gòu)的抗震性能。具體為：在原支座布設(shè)基礎(chǔ)上，將0號(hào)和4號(hào)橋臺(tái)以及1號(hào)和3號(hào)橋墩處的6個(gè)盆式支座各更換為6個(gè)LRB600的鉛芯橡膠支座，鉛芯直徑為12 cm；2號(hào)墩處約束方式不變。

圖3和圖4分別為El Centro波作用下1號(hào)橋墩處鉛芯橡膠支座的縱向和橫向的滯回曲線，從兩個(gè)圖中可以明顯地看到，在0.2g的縱豎向或橫豎向地震作用下鉛芯橡膠支座都已經(jīng)屈服，由于滯回曲線的面積大小代表了支座耗能大小，因此在峰值0.2g的地震作用下，鉛芯支座已經(jīng)開始耗能。表4中給出了局部隔震約束體系和原盆式支座約束體系時(shí)各橋墩的最大剪力比和彎矩比。從表4中可以看出，因鉛芯支座耗能降低了橋梁結(jié)構(gòu)的地震反應(yīng)，所以局部隔震約束體系時(shí)橋墩的最大剪力和彎矩都有不同程度的減少，其中剪力最大減小了近30%，彎矩也在30%左右。

表4 峰值加速度為0.2g時(shí)局部隔震約束體系

如圖5和圖6所示分別為0.4g的El Centro工況作用下1號(hào)橋墩處鉛芯橡膠支座的縱向和橫向的滯回曲線，對(duì)比圖3和圖4可以看到，隨著地震輸入的增強(qiáng)，鉛芯支座的最大變形量增大，同時(shí)支座滯回曲線包圍的面積也更大，這也意味著更大的支座耗能。此外，從圖3～圖6中還可以明顯地看出鉛芯橡膠支座在橫豎

向地震作用下滯回曲線的面積要比相應(yīng)的縱豎向地震作用下的面積更大，這主要是因?yàn)闃蛄旱臋M向基本周期要明顯小于縱向基本周期，而一般而言隔震對(duì)短周期結(jié)構(gòu)的效果更明顯。表5中給出了在0.4g工況時(shí)局部隔震約束體系下各位置的主梁與相應(yīng)的下部結(jié)構(gòu)的最大相對(duì)位移，對(duì)比圖2中的數(shù)據(jù)可以看到，橋臺(tái)處的最大縱向相對(duì)位移減小了近38%，從0.48 m減小到0.30 m。從表5中還可以看到，各橋墩處主梁與下部結(jié)構(gòu)的相對(duì)位移都不大，但是在縱豎向地震作用下橋臺(tái)處主梁與下部結(jié)構(gòu)的相對(duì)位移較大，在設(shè)計(jì)中應(yīng)在橋臺(tái)處留有足夠的空間讓支座充分變形。

表5 峰值加速度為0.4g局部隔震約束體系下各墩梁或臺(tái)梁的最大相對(duì)位移 m

3 結(jié)語(yǔ)

本文對(duì)高墩橋梁抗震性能進(jìn)行了分析，結(jié)果表明采用常規(guī)結(jié)構(gòu)約束體系較難滿足抗震設(shè)防要求，在綜合考慮橋梁的正常使用性能和抗震性能要求的基礎(chǔ)上，提出通過(guò)局部設(shè)置減隔震支座可提高高墩橋梁的抗震性能，主要結(jié)論如下：

1)在高烈度抗震設(shè)防地區(qū)，高墩連續(xù)梁橋若采用盆式橡膠支座約束體系，在大震作用下固定約束支座下墩的地震內(nèi)力和滑動(dòng)支座的位移均較大，較難滿足抗震設(shè)防要求。

2)針對(duì)先簡(jiǎn)支后連續(xù)高墩梁橋的特點(diǎn)，結(jié)合現(xiàn)有的減隔震設(shè)計(jì)方法，提出了采用固定支座與隔震支座相結(jié)合的局部隔震約束體系。分析結(jié)果表明，采用局部隔震設(shè)計(jì)的高墩連續(xù)梁橋不僅橋墩的受力顯著減小，而且結(jié)構(gòu)的位移反應(yīng)也可以有效地降低，橋梁整體抗震性能顯著提升。

[1] JTG/T B02—01—2008，公路橋梁抗震設(shè)計(jì)細(xì)則[S].

[2] 日本道路協(xié)會(huì).道路橋示方書·同解說(shuō),V耐震設(shè)計(jì)篇[Z].

Isolation design for high-pier continuous bridges

Xu Xiang1Fan Pingyi2

(1.HuatianEngineering&TechnologyCorporation,MCC,Nanjing210019,China； 2.NanjingHydraulicResearchInstitute,Nanjing210029,China)

According to some problems in the structural design of some high-pier continuing girder bridge which fail to meet the demands of the seismic fortification, points out the combined constraint scheme with the cassette rubber bearing and seismic isolation baring, and proves by the analysis that the combined structural constraint system can reduce the seismic internal force of the pier and the displacement of the sliding bearing with better seismic performance.

high-pier continuing girder bridge, seismic isolation design, seismic performance, bearing

1009-6825(2016)10-0162-02

2016-01-26

許 祥(1984- )，男，碩士，工程師； 范平易(1985- )，女，碩士，工程師

U441.3

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