安振偉， 胡遠(yuǎn)琳， 康斌鍇

(長(zhǎng)安大學(xué),陜西 西安 710064)

HDR隔震支座梁橋橫向碰撞參數(shù)的研究

安振偉， 胡遠(yuǎn)琳， 康斌鍇

(長(zhǎng)安大學(xué),陜西 西安 710064)

由近年來(lái)的震害調(diào)查表明，中小跨徑橋梁在橫向地震作用下梁體、抗震擋塊碰撞破壞現(xiàn)象嚴(yán)重。為尋求減隔震支座在減小中小跨徑橋梁橫向碰撞效應(yīng)方面的應(yīng)用，選用HDR高阻尼隔震支座，建立了考慮支座非線性、墩柱彈塑性、樁土作用的橫橋向碰撞模型。采用非線性地震反應(yīng)時(shí)程分析方法，詳細(xì)研究了HDR支座剛度、接觸單元碰撞剛度、初始間隙等參數(shù)對(duì)隔震梁橋橫向碰撞效應(yīng)的影響。結(jié)果表明：采用較大的HDR支座的剛度、合理的擋塊剛度，可以有效地減小梁橋的橫向碰撞響應(yīng)。

橫向碰撞；抗震擋塊；HDR高阻尼隔震支座；參數(shù)分析

近些年來(lái)，我國(guó)地震災(zāi)害頻發(fā)，對(duì)震后橋梁的破壞情況調(diào)查發(fā)現(xiàn)，橫向碰撞造成的擋塊破壞、梁體破壞與橫向落梁占了較大比例[1-2]。這是由于我國(guó)中小跨徑的梁橋，較多采用的是普通板式橡膠支座。板式橡膠支座在使用不當(dāng)時(shí)容易出現(xiàn)滑動(dòng)或脫空現(xiàn)象，在地震作用下，這些現(xiàn)象愈發(fā)明顯，而且往往造成很大側(cè)向位移，此時(shí)支座的傳力功能通常喪失。為了限制梁體的橫向位移，抗震擋塊被普遍采用?？拐饟鯄K設(shè)計(jì)的目的是限制梁體的橫向位移，但同時(shí)也增大梁體與擋塊碰撞的概率，并且擋塊受到的橫向碰撞會(huì)通過(guò)蓋梁具有一系列傳力作用，造成墩柱更加不利的受力。在我國(guó)的公路橋梁抗震規(guī)范中，擋塊僅作為一種構(gòu)造措施[3]，在與梁體發(fā)生碰撞時(shí)，擋塊往往發(fā)生破壞，此時(shí)其防止橫向落梁的作用就被大大削弱[4]。

以往對(duì)橋梁橫向碰撞方面的研究，多集中在非隔震支座橋梁方面，而減隔震支座在控制橋梁結(jié)構(gòu)的縱向地震響應(yīng)方面，已顯示出極佳的效果，但關(guān)于減隔震支座在控制橋梁結(jié)構(gòu)的橫向地震響應(yīng)方面的研究略顯不足，且橋梁結(jié)構(gòu)的縱向、橫向碰撞機(jī)理較為接近。為獲得HDR隔震支座在控制梁橋橫向地震響應(yīng)方面的應(yīng)用效果，以單跨30 m簡(jiǎn)支箱梁為例，建立全橋有限元模型，采用非線性時(shí)程分析法分析了適用于隔震支座梁橋橫向碰撞效應(yīng)的參數(shù)設(shè)置。

1 結(jié)構(gòu)計(jì)算模型

1.1 背景工程

某城市跨線高架橋的上部結(jié)構(gòu)形式為簡(jiǎn)支預(yù)制小箱梁，橋面全寬16.75 m，由5片小箱梁組成，設(shè)計(jì)荷載為公路-Ⅰ級(jí)；支座采用HDR(Ⅱ)-270×370×118-G 0.8型；下部結(jié)構(gòu)為雙柱式橋墩，墩徑D=1.6 m；基礎(chǔ)為鉆孔灌注樁，樁徑D=1.8 m；抗震擋塊頂截面為180 cm×25 cm、底截面為180 cm×50 cm、高50 cm，結(jié)構(gòu)形式如圖1所示。

圖1 結(jié)構(gòu)橫斷面圖(單位：cm)

1.2 計(jì)算模型

圖2為典型的單跨簡(jiǎn)支箱梁的計(jì)算模型，上部結(jié)構(gòu)采用梁格法模擬，蓋梁、墩柱和樁基采用梁?jiǎn)卧M，碰撞作用通過(guò)GAP單元模擬，考慮支座非線性、墩柱彈塑性和樁-土相互作用的邊界條件，具體模擬方法如下所述。

圖2 結(jié)構(gòu)計(jì)算模型

1.2.1 碰撞效應(yīng)的模擬

罕遇地震作用下，會(huì)引起主梁產(chǎn)生較大的側(cè)向移位，進(jìn)而導(dǎo)致主梁與橫向擋塊發(fā)生碰撞[5-7]。對(duì)地震作用下橋梁結(jié)構(gòu)的碰撞問(wèn)題，國(guó)內(nèi)外有許多學(xué)者進(jìn)行了研究，目前，對(duì)橋梁結(jié)構(gòu)縱向伸縮縫處相鄰梁體間的碰撞以及橫向梁體與擋塊等限位裝置間的碰撞效應(yīng)的模擬，多采用碰撞單元形式[8-9]，如圖3所示。碰撞單元的非線性力-位移關(guān)系可表示為：

(1)

式中：d0為梁體側(cè)面與擋塊間的初始間隙;d為地震作用下梁體與擋塊的相對(duì)位移;KD為擋塊接觸碰撞剛度;F為碰撞力。

圖3 碰撞單元模擬

1.2.2 HDR支座模擬

HDR高阻尼橡膠支座是隔震橡膠支座中的一種，在動(dòng)態(tài)力作用下具有很明顯的粘彈性性質(zhì)，它受溫度、頻率和應(yīng)變幅值的影響[10]，在動(dòng)態(tài)力作用下所形成的恢復(fù)力和變形滯回曲線為橢圓形或者月牙形[11]。在地震分析(如時(shí)程分析)中很難采用這種實(shí)際的恢復(fù)力曲線，大多數(shù)情況下需要進(jìn)行簡(jiǎn)化處理。

同大多數(shù)減隔震支座類似，HDR支座宜采用等效雙線性恢復(fù)力模型進(jìn)行模擬，圖4為HDR模型支座力-變形關(guān)系曲線，用以描述其非線性行為。圖中K1為彈性階段的剛度，K2為屈服階段的剛度，Q為支座位移引起的剪力，Qy為支座水平屈服力，Qd為滯回曲線與豎軸交點(diǎn)對(duì)應(yīng)的支座剪力，X為剪切位移，F(xiàn)為阻尼力，S為相對(duì)位移，Xy為屈服位移，Kh為水平等效剛度。板式橡膠支座屈服后并不具備良好的可塑性，其支座模型力-變形關(guān)系通常用線性彈簧模擬。

圖4 HDR支座力-變形關(guān)系

1.2.3 橋墩單元的彈塑性模擬

若對(duì)隔震梁橋橫向碰撞效應(yīng)進(jìn)行分析[12-13]，需對(duì)橋墩進(jìn)行彈塑性模擬分析，依據(jù)工程實(shí)際，建模墩柱鋼筋選用HRB335，即屈服強(qiáng)度為335 N/mm2；鋼筋本構(gòu)采用雙折線模型，屈服前彈性模量為E1=2×105N/mm2，屈服后彈性模量為E2，取E2/E1=0.000 1，即忽略鋼筋屈服后的抗拉能力；墩柱采用C40混凝土，并采用Mander本構(gòu)模型來(lái)定義約束混凝土，墩柱單元的塑性鉸特性根據(jù)彎矩-曲率關(guān)系來(lái)定義，其彎矩-曲率關(guān)系曲線如圖5所示，具體分析結(jié)果見表1。

圖5 墩底單元彎矩-曲率曲線

狀態(tài)點(diǎn)彎矩/(kN·m)曲率/(m-1)開裂點(diǎn)1409.742.032E-04初始屈服點(diǎn)4180.041.571E-03屈服點(diǎn)5634.046.122E-03等效屈服點(diǎn)5642.392.121E-03極限破壞點(diǎn)5986.625.398E-02

1.2.4 樁-土相互作用模擬

樁-土相互作用會(huì)使結(jié)構(gòu)的動(dòng)力特性、阻尼和地震反應(yīng)發(fā)生改變，而忽略這種改變的抗震分析可能會(huì)導(dǎo)致較大的誤差，并導(dǎo)致不安全的抗震設(shè)計(jì)，考慮到樁-土相互作用可更準(zhǔn)確地模擬隔震橋梁的受力性能。本文采用等代土彈簧法模擬樁-土相互作用情況，土彈簧剛度采用《公路橋涵地基與基礎(chǔ)設(shè)計(jì)規(guī)范》的“m”法確定。首先根據(jù)土層把樁分成若干段，然后確定每段樁的計(jì)算寬度b1、本段樁的長(zhǎng)度L、地基水平抗力系數(shù)Cz，彈簧水平剛度為三者的乘積，即

k=Czb1L。

(2)

2 地震動(dòng)記錄選取

為獲得橋梁結(jié)構(gòu)的動(dòng)力響應(yīng)，對(duì)分析模型輸入橫橋向的實(shí)際地震動(dòng)加速度時(shí)程波進(jìn)行非線性時(shí)程分析。本文選用的6條地表加速度時(shí)程波(見表2)均取自太平洋地震工程中心地震波數(shù)據(jù)庫(kù)。假定橋梁位于地震烈度9度區(qū)，將每條地震波的加速度峰值調(diào)整為0.4g。在橫橋向分別輸入表2所列出的6條時(shí)程波，地震響應(yīng)結(jié)果取6條地震波的平均值。

表2 加速度時(shí)程波

3 橫向碰撞效應(yīng)參數(shù)分析

以往關(guān)于非隔震支座梁橋橫向碰撞效應(yīng)的研究，多集中在墩高、跨徑、接觸單元初始間隙、接觸單元碰撞剛度、恢復(fù)系數(shù)等參數(shù)變化方面[14-15]，對(duì)于隔震支座梁橋橫向碰撞效應(yīng)的研究較少。本文從支座剛度、接觸單元初始間隙、接觸單元碰撞剛度3方面展開研究[16-17]，尋求減隔震支座梁橋橫向碰撞效應(yīng)參數(shù)變化的規(guī)律。

地震作用下，橫向碰撞發(fā)生在梁體與擋塊之間，下文圖示中碰撞單元號(hào)1、3為橋梁中心線同側(cè)位置，2、4為橋梁中心線另一側(cè)的位置；墩底單元號(hào)145、147為橋梁中心線同側(cè)位置，146、148為橋梁中心線另一側(cè)的位置。

3.1 支座剛度參數(shù)分析

不同初始剛度和屈服剛度的支座對(duì)碰撞效應(yīng)會(huì)有不同的影響，依據(jù)工程實(shí)際，選取相同承載力的支座，而對(duì)支座的初始剛度和屈服剛度依分析需求，選取3種工況下的支座，其具體參數(shù)見表3。

表3 HDR高阻尼隔震支座選用參數(shù)

圖6為不同支座參數(shù)下碰撞單元內(nèi)力響應(yīng)曲線。

圖6 不同支座參數(shù)下碰撞單元內(nèi)力響應(yīng)情況

由圖6中可知，隨著支座剛度的增加，碰撞單元內(nèi)力減小。這是由于地震激勵(lì)作用下，HDR支座剛度越大，支座對(duì)梁體的橫向限位作用越強(qiáng)，擋塊相對(duì)梁體的橫向位移越小，從而碰撞單元內(nèi)力也就越小。

墩底內(nèi)力的大小，一方面取決于上部結(jié)構(gòu)通過(guò)支座傳遞下來(lái)的地震力；另一方面梁體與擋塊碰撞效應(yīng)產(chǎn)生的碰撞力也會(huì)傳遞到墩底。圖7為不同支座參數(shù)下墩底單元內(nèi)力響應(yīng)曲線。由圖7可知，隨著支座剛度的增加，墩底彎矩、橫向剪力都減小。增大HDR支座剛度，在地震作用下，支座對(duì)梁體橫向限位作用增強(qiáng)，則梁體橫向位移就會(huì)減小，梁體與擋塊之間的碰撞效應(yīng)就會(huì)減弱，這樣傳遞到墩底的碰撞力也會(huì)減小，墩底內(nèi)力也就減小。

圖7 為不同支座參數(shù)下墩底單元內(nèi)力響應(yīng)

圖8為在地震動(dòng)1940-Imperial Valley作用下支座1與支座3工況下的碰撞力時(shí)程圖。從圖8中發(fā)現(xiàn)：在同一地震動(dòng)作用下，支座3工況下的碰撞次數(shù)比支座1工況下的少很多，且碰撞力只有支座1工況下的一半左右，說(shuō)明通過(guò)增大HDR隔震支座剛度來(lái)減小碰撞響應(yīng)是十分有效的。

圖8 地震動(dòng)1940-Imperial Valley作用下碰撞力時(shí)程圖

圖9為在地震動(dòng)1940-Imperial Valley作用下支座1與支座3工況下墩底彎矩時(shí)程圖。從圖9中可知，增大HDR支座剛度并不會(huì)導(dǎo)致墩底的受力更加不利，反而可以使墩底彎矩得到減小。

圖9 地震動(dòng)1940-Imperial Valley作用下墩底彎矩時(shí)程圖

3.2 接觸單元初始間隙的參數(shù)分析

初始間隙是碰撞問(wèn)題中的一個(gè)重要參數(shù)，為研究罕遇地震作用下，碰撞單元初始間隙對(duì)隔震混凝土梁橋橫向碰撞效應(yīng)的影響，分別定義初始間隙r0=0 cm、r1=1 cm、r2=2 cm、r3=3 cm、r4=4 cm、r5=5 cm，此時(shí)碰撞剛度定義為k=5×106kN/m。

圖10為不同初始間隙參數(shù)下碰撞單元內(nèi)力響應(yīng)曲線。由圖10可知，隨著碰撞間隙的增大，最大碰撞內(nèi)力總體減小。這是因?yàn)槌跏奸g隙越大，梁體橫向可移位空間越大，地震作用下梁體與擋塊發(fā)生碰撞的幾率減小。因此，架梁施工時(shí)，梁體與擋塊之間應(yīng)預(yù)留適當(dāng)?shù)拈g隙，這樣不僅方便施工，而且使梁體受力更加合理。

圖10 不同初始間隙下碰撞單元內(nèi)力響應(yīng)

圖11為初始間隙5 cm下支座的力-位移曲線。從圖11中可以看出，支座滯回曲線飽滿，隔震支座得以充分發(fā)揮耗能特性。

圖12為不同初始間隙參數(shù)下墩底單元內(nèi)力響應(yīng)曲線。由圖12可知，隨著初始間隙的增大，墩底彎矩發(fā)生了明顯減小，這是因?yàn)樵龃蟪跏奸g隙一方面減小了梁體與擋塊碰撞的幾率，這樣碰撞效應(yīng)產(chǎn)生的碰撞力也就減弱；另一方面HDR高阻尼隔震支座有適當(dāng)橫向位移空間，可以充分發(fā)揮其滯回耗能的特性來(lái)吸收地震能量。而墩底剪力對(duì)初始間隙參數(shù)的變化不是十分敏感。

圖11 初始間隙為5 cm時(shí)下支座的力-位移曲線

圖12 不同初始間隙下墩底內(nèi)力響應(yīng)

3.3 接觸單元碰撞剛度的參數(shù)分析

接觸單元?jiǎng)偠鹊膮?shù)分析中，初始間隙定義為3 cm，單元碰撞剛度分別選取k0=5×103、k1=5×104、k2=5×105、k3=5×106，單位為kN/m。圖13為不同碰撞剛度參數(shù)下接觸單元碰撞力響應(yīng)曲線。

圖13 不同碰撞剛度下碰撞單元內(nèi)力響應(yīng)

由圖13可知，隨著接觸單元碰撞剛度的增加，橫向碰撞力也隨之增大，在接觸剛度為103數(shù)量級(jí)的情況下，橫向擋塊受到的碰撞力最小，這為擋塊與梁體間加塞橡膠墊提供了理論依據(jù)。在碰撞剛度達(dá)到105～106數(shù)量級(jí)的時(shí)候，碰撞力非常接近，也就是接觸單元?jiǎng)偠热≈翟僭龃螅瑢?duì)橫向碰撞力幾乎沒(méi)有影響。

理想情況下，接觸單元?jiǎng)偠热≈翟叫?，?duì)橋墩、擋塊受力越有利，但接觸單元?jiǎng)偠群苄〉那闆r下會(huì)造成主梁與擋塊的相對(duì)位移增大。圖14為不同碰撞剛度下主梁與擋塊相對(duì)位移響應(yīng)曲線。從圖中可以看出，隨著接觸單元?jiǎng)偠鹊臏p小，梁體與擋塊的相對(duì)位移逐漸增大，擋塊對(duì)梁體的限位大大減弱。只有接觸單元?jiǎng)偠仍诤侠碇涤驎r(shí)，才能保證擋塊與主梁的相對(duì)位移，既滿足支座滯回耗能的要求，又不至引起支座脫空的現(xiàn)象。

圖14 不同碰撞剛度下主梁與擋塊相對(duì)位移響應(yīng)

圖15為不同碰撞剛度參數(shù)下墩底單元彎矩與剪力響應(yīng)曲線。由圖15可知，隨著碰撞剛度的增加，墩底單元的墩底彎矩、橫向剪力增大，在接觸單元?jiǎng)偠葹閗0=5×103kN/m時(shí)，墩底彎矩、橫向剪力最小，當(dāng)接觸單元?jiǎng)偠冗_(dá)到5×105～5×106kN/m時(shí)，墩底彎矩幾乎不隨碰撞剛度的增加而增加，橫向剪力也遵循相近的規(guī)律。這說(shuō)明當(dāng)接觸單元碰撞剛度增大到一定數(shù)值時(shí)，已不是影響HDR隔震支座梁橋碰撞響應(yīng)的重要因素。

圖15 不同碰撞剛度下墩底內(nèi)力響應(yīng)

4 結(jié)語(yǔ)

1)地震動(dòng)作用的全過(guò)程中，擋塊與梁體之間碰撞次數(shù)及接觸時(shí)間通常非常有限，抗震擋塊對(duì)于防止橫向落梁效果顯著，但碰撞效應(yīng)會(huì)造成橋墩受力不利，對(duì)橋墩的抗震性能提出了更高的要求。

2)通過(guò)控制HDR支座的水平剛度來(lái)控制橫向碰撞效應(yīng)，無(wú)疑是一個(gè)有效的措施，增大支座的水平剛度，可以減小最大碰撞力、墩底彎矩、墩頂位移、主梁與擋塊的最大橫向相對(duì)位移。

3)增大梁體與擋塊之間的初始間隙，可以減小墩底彎矩，這對(duì)保護(hù)墩柱的抗彎能力無(wú)疑是有利的。通過(guò)增大初始間隙來(lái)減小梁體與擋塊之間的最大碰撞力、墩底橫向剪力并不是一個(gè)有效措施，二者的變化并不隨初始間隙的變化有明顯的變化規(guī)律。增大初始間隙對(duì)于HDR高阻尼隔震支座橫向移位是有利的，通過(guò)增大初始間隙，HDR隔震支座在地震作用下，可以有足夠的橫向空間來(lái)發(fā)揮其滯回耗能特性，可以吸收大量的地震能量，這正是隔震支座減小橫向碰撞效應(yīng)的原因之一。

4)結(jié)構(gòu)的地震反應(yīng)對(duì)于接觸單元碰撞剛度比較敏感，減小接觸單元碰撞剛度，可以顯著減小橫向碰撞力、墩底彎矩、墩底橫向剪力，工程實(shí)際中，可以通過(guò)在梁體與擋塊之間加塞橡膠墊塊來(lái)實(shí)現(xiàn)。但過(guò)小的碰撞剛度，會(huì)導(dǎo)致梁體與墩頂相對(duì)位移過(guò)大的現(xiàn)象出現(xiàn)。

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(責(zé)任編輯：杜明俠)

Study on Lateral Pounding Parameters of HDR Isolation Bearing Bridge

AN Zhenwei, HU Yuanlin, KANG Binkai

(Chang′an University， Xi′an 710064， China)

In recent years, the bridge earthquake damage investigation shows that girders and seismic retainers of small and medium-span bridges suffer severe damage because of pounding between girders and seismic retainers under lateral earthquake excitation. In order to realize the application of using isolation bearing to reduce the lateral pounding of medium and small-span bridges, by using HDR high-damping isolation bearing, a lateral pounding model considering the bearing nonlinearity, pier-column elastic-plastic behavior and pile-soil interaction was established. The effect of HDR bearing stiffness, contact element stiffness, initial clearance and other parameters on the lateral impact of isolated bridge is studied in detail by nonlinear seismic response time-history analysis method. The results show that the lateral pounding response of the bridge can be effectively reduced by adopting the large stiffness of the HDR bearing and reasonable stopper rigidity.

lateral pounding; seismic retainer; HDR; parameter study

2016-08-05

安振偉(1990—)，男，河南焦作人，碩士研究生，從事橋梁抗震方面的研究。E-mail：anzhenww@163.com。

10.3969/j.issn.1002-5634.2017.01.014

TV335;U442.5

A

1002-5634(2017)01-0068-07