■陳峻

（江蘇中設(shè)集團(tuán)股份有限公司，無(wú)錫214072）

大跨度連續(xù)梁橋的減隔震設(shè)計(jì)研究

■陳峻

（江蘇中設(shè)集團(tuán)股份有限公司，無(wú)錫214072）

本文以京杭運(yùn)河大橋主橋?yàn)槔?，?duì)大跨度連續(xù)梁橋的減隔震設(shè)計(jì)進(jìn)行研究。采用摩擦擺式減隔震支座、減震型盆式橡膠支座和粘滯阻尼器3種減隔震裝置，分別對(duì)橋梁的減隔震設(shè)計(jì)進(jìn)行了研究；結(jié)果表明：使用摩擦擺式減隔震支座可以有效延長(zhǎng)結(jié)構(gòu)的自振周期，改善結(jié)構(gòu)的抗震性能，而粘滯阻尼器對(duì)主梁的位移有良好的限制作用。

大跨度連續(xù)梁橋減隔震設(shè)計(jì)摩擦擺式減隔震支座粘滯阻尼器

1 前言

我國(guó)是一個(gè)強(qiáng)震多發(fā)的國(guó)家，幾乎所有的省、市、自治區(qū)都發(fā)生過(guò)六級(jí)以上的破壞性地震。橋梁結(jié)構(gòu)如果缺乏合理的抗震設(shè)計(jì)，將在地震作用下受到嚴(yán)重的破壞。統(tǒng)計(jì)數(shù)據(jù)表明，國(guó)內(nèi)外由于地震災(zāi)害而造成橋梁結(jié)構(gòu)破壞的數(shù)量，遠(yuǎn)遠(yuǎn)多于風(fēng)災(zāi)、船撞等原因而導(dǎo)致的破壞。同時(shí)，公路橋梁是生命線系統(tǒng)工程中的重要組成部分，在抗震救災(zāi)中，公路橋梁更是搶救人民生命財(cái)產(chǎn)、減輕地震次生災(zāi)害、重建家園的重要環(huán)節(jié)。

連續(xù)梁橋由于其行車平穩(wěn)舒適、結(jié)構(gòu)剛度大、變形小等突出優(yōu)點(diǎn)，被廣泛應(yīng)用于高等級(jí)公路，因此其抗震性能受到廣泛的重視。目前，公路橋梁抗震設(shè)計(jì)方法主要有兩大類：延性抗震設(shè)計(jì)和減隔震設(shè)計(jì)。本文依托京杭運(yùn)河大橋主橋?yàn)楣こ瘫尘?，?duì)大跨度連續(xù)梁橋的減隔震設(shè)計(jì)進(jìn)行研究。

2 工程背景

京杭運(yùn)河大橋主橋?yàn)槿邕B續(xù)梁橋，跨徑布置為105m+150m+90m，主墩高5.3m，主墩總體布置立面圖及主墩截面構(gòu)造圖如圖1和圖2所示。

圖1 主橋總體布置立面圖（單位：cm）

圖2 主橋主墩截面（單位：cm）

京杭運(yùn)河大橋主橋位于地震烈度8度區(qū)，水平向設(shè)計(jì)基本地震動(dòng)加速度峰值為0.2g，場(chǎng)地類型為Ⅲ類。其主墩為典型的“矮胖墩”，該“先天條件”決定了本橋不能進(jìn)行延性抗震設(shè)計(jì)，因此必須進(jìn)行減隔震設(shè)計(jì)。目前常用的減隔震支座有：鉛芯橡膠支座、高阻尼橡膠支座和摩擦擺式減隔震支座。本橋跨徑較大，主墩處設(shè)置兩個(gè)支座，在結(jié)構(gòu)自重作用下，每個(gè)支座的豎向反力為45100kN，常規(guī)的鉛芯橡膠支座和高阻尼橡膠支座的豎向承載力均不能滿足使用要求。此外，盆式橡膠支座由于其豎向承載力大而被廣泛應(yīng)用于大跨度連續(xù)梁橋，但是由于設(shè)置盆式橡膠支座的連續(xù)梁橋在地震作用下，大部分水平縱向地震力都由固定支座和固定墩承受，對(duì)結(jié)構(gòu)受力不利。針對(duì)這一情況，國(guó)內(nèi)外較多學(xué)者提出在活動(dòng)墩處設(shè)置粘滯阻尼器來(lái)改善其抗震性能。因此，對(duì)于本橋的減隔震設(shè)計(jì)，分別采用摩擦擺式減隔震支座、減震型盆式橡膠支座及粘滯阻尼器進(jìn)行研究。

3 計(jì)算模型及參數(shù)

3.1 模型建立

計(jì)算采用midas civil有限元分析軟件，主梁和橋墩均采用三維梁?jiǎn)卧M，橫梁和二期鋪裝作為梁?jiǎn)卧郊淤|(zhì)量，并建立樁基模型，主橋空間有限元模型如圖3所示。

圖3 主橋空間有限元模型

3.2 地震波選取

計(jì)算方法采用時(shí)程分析方法，計(jì)算選用3條地震波，其中第1條地震波來(lái)自宿遷至新沂高速公路工程場(chǎng)地地震安全性評(píng)價(jià)報(bào)告，其余兩條地震波根據(jù)場(chǎng)地類型相同的地震安全性評(píng)價(jià)報(bào)告中的地震波換算得來(lái)。以地震波1和地震波2為例，其加速度時(shí)程曲線如圖4所示。

3.3 邊界條件模擬

邊界條件的模擬是抗震分析的一個(gè)關(guān)鍵環(huán)節(jié)，主要包括支座剛度及樁土效應(yīng)的模擬，其中支座模擬是減隔震設(shè)計(jì)的關(guān)鍵。圖5為兩種支座恢復(fù)力模型。

圖4 地震波加速度時(shí)程曲線

圖5 支座恢復(fù)力模型

對(duì)于盆式橡膠支座，采用雙線性理想彈塑性彈簧單元模擬，活動(dòng)盆式橡膠支座和固定盆式橡膠支座的滑動(dòng)摩擦系數(shù)ud分別取0.02和0.2。摩擦擺支座采用圖5所示恢復(fù)力模型來(lái)模擬，具體參數(shù)可查閱相關(guān)支座選型指南。

4 減震效果對(duì)比分析

為了對(duì)京杭運(yùn)河大橋主橋進(jìn)行合理的減隔震設(shè)計(jì)，本文分別對(duì)下述三種情況進(jìn)行比較。

模型①：主墩支座采用摩擦擺式減隔震支座。根據(jù)摩擦擺支座選型指南，摩擦面曲率半徑取7.5m。

模型②：主墩支座采用減震型盆式橡膠支座，其中固定支座設(shè)置在主墩1上。

模型③：主墩支座采用減震型盆式橡膠支座，其中固定支座設(shè)置在主墩1上。同時(shí)在主墩2上沿縱向設(shè)置4個(gè)粘滯阻尼器，經(jīng)試算，確定每個(gè)粘滯阻尼器參數(shù)均為阻尼系數(shù)C=550kN/（m/s）0.15，阻尼指數(shù)ɑ=0.15（模型中，采用1個(gè)阻尼系數(shù)C=2200kN/（m/s）0.15的粘滯阻尼器來(lái)模擬）。

4.1 結(jié)構(gòu)自振特性對(duì)比

模型①和模型②的第一階振型如下圖6所示，模型③和模型②的振型基本一致，因此不予列出。

圖6 結(jié)構(gòu)第一階振型

從圖6中可以看出，采用摩擦擺式減隔震支座和減震型盆式橡膠支座的模型振型相差較大。模型①的基本周期為7.39s，模型②的基本周期為1.67s。兩個(gè)模型的前十階自振周期如表1所示。從表中可以看出，模型①各階振型的周期均大于等于模型②，采用摩擦擺式減隔震支座可以增大結(jié)構(gòu)的各階自振周期，顯著延長(zhǎng)結(jié)構(gòu)的基本周期。

4.2 各項(xiàng)內(nèi)力對(duì)比

各項(xiàng)內(nèi)力最終的計(jì)算結(jié)果取3條地震波的最大值，具體結(jié)果如表2所示。

表1 各個(gè)模型的前十階振型周期

表2 各個(gè)模型的內(nèi)力結(jié)果

從表中可以看出，采用減震型盆式橡膠支座，大部分水平縱向地震力都由固定支座承受，主墩1（固定墩）墩底彎矩顯著大于主墩2（活動(dòng)墩）墩底彎矩，主墩1受力十分不利。采用摩擦擺式減隔震支座，各個(gè)主墩縱向受力均勻，主墩最大順橋向墩底彎矩比采用盆式支座減小了57.7%。同時(shí)，采用摩擦擺式減隔震支座，主墩的橫向受力性能也明顯優(yōu)于采用減震型盆式橡膠支座，主墩最大橫橋向墩底彎矩減小了41%，墩梁橫向相對(duì)位移減小了8.1%。

主墩支座采用減震型盆式橡膠支座，在主墩2設(shè)置粘滯阻尼器之后，主墩1的順橋向墩底彎矩?zé)o明顯變化（增大了0.97%），主墩2的順橋向墩底彎矩則顯著增大，增大幅度與阻尼器參數(shù)有關(guān)。此外，粘滯阻尼器對(duì)墩梁相對(duì)位移有一定的限制，本例中墩梁縱向相對(duì)位移減小了25.1%。

4.3 支座滯回曲線結(jié)果

以主墩2外側(cè)支座為例，摩擦擺式減隔震支座和減震型活動(dòng)盆式橡膠支座的滯回曲線分別如圖7所示。從圖中可以看出，摩擦擺式減隔震支座的內(nèi)力及變形均大于減震型活動(dòng)盆式橡膠支座，其滯回曲線所圍面積更大，耗能性能優(yōu)于減震型活動(dòng)盆式橡膠支座。

圖8為粘滯阻尼器的滯回模型，從圖中可以看出，粘滯阻尼器的滯回曲線較為飽滿，但設(shè)置粘滯阻尼器后主墩2的彎矩增大，說(shuō)明粘滯阻尼器耗能減小的彎矩沒(méi)有阻尼力產(chǎn)生的墩底彎矩大。

4.4 減隔震設(shè)計(jì)進(jìn)一步優(yōu)化

在大跨度連續(xù)梁橋抗震設(shè)計(jì)中，采用摩擦擺式減隔震支座可以有效改善結(jié)構(gòu)的受力性能，然而使用該支座，墩梁相對(duì)位移比使用減震型盆式橡膠支座大10.3%。在本項(xiàng)目中，采用摩擦擺式減隔震支座后，主梁梁端最大縱向絕對(duì)位移達(dá)200.8mm，而伸縮縫預(yù)設(shè)寬度為24cm，為滿足要求，主梁的最大縱向位移宜限值在16cm以下。為了限制主梁的縱向位移，本文采用了如下兩種方法進(jìn)行研究：（1）減小摩擦擺支座的摩擦面曲率半徑；（2）采用粘滯阻尼器結(jié)合摩擦擺式減隔震支座，在改善結(jié)構(gòu)抗震性能的同時(shí)，來(lái)限制主梁的位移。

為了進(jìn)一步優(yōu)化本橋的減隔震設(shè)計(jì)，本文對(duì)以下方案進(jìn)行了動(dòng)力時(shí)程分析。

模型④：主墩支座采用摩擦擺式減隔震支座。根據(jù)摩擦擺支座選型指南，摩擦面曲率半徑取5m（該型號(hào)支座對(duì)應(yīng)的最小摩擦面曲率半徑為5m）。

模型⑤：主墩支座采用摩擦擺式減隔震支座。同時(shí)在每個(gè)主墩設(shè)置2個(gè)粘滯阻尼器，每個(gè)粘滯阻尼器參數(shù)均為阻尼系數(shù)C=600kN/（m/s）0.15，阻尼指數(shù)ɑ=0.15。

各個(gè)模型的部分內(nèi)力結(jié)果如表3所示。其中對(duì)比模型為上文中模型①，其主墩支座采用摩擦擺式減隔震支座，摩擦面曲率半徑為7.5m。

圖7 支座滯回曲線

圖8 粘滯阻尼器滯回曲線

表3 各個(gè)模型的內(nèi)力結(jié)果

（括號(hào)內(nèi)數(shù)據(jù)表示該項(xiàng)結(jié)果與對(duì)比模型相比，增大或減小的百分比）

從表中數(shù)據(jù)可以看出，減小摩擦擺式減隔震支座摩擦面曲率半徑后，由于支座剛度增大，主梁位移得到一定的限制，同時(shí)主墩墩底彎矩也相應(yīng)增大。而采用粘滯阻尼器結(jié)合摩擦擺式減隔震支座，主墩墩底彎矩僅有小幅增大，主梁位移得到了有效的限制。

5 結(jié)論

本文對(duì)京杭運(yùn)河主橋的減隔震進(jìn)行研究，對(duì)比了不同減隔震裝置的減隔震效果，通過(guò)計(jì)算分析得出以下結(jié)論：

（1）高烈度區(qū)大跨連續(xù)梁橋采用摩擦擺式減隔震支座可以顯著延長(zhǎng)結(jié)構(gòu)的基本周期，有效改善結(jié)構(gòu)的抗震性能。但摩擦擺支座存在一定的殘留位移，設(shè)計(jì)中應(yīng)予以注意。

（2）采用減震型盆式橡膠支座，雖然固定支座的水平承載能力得到提升，但對(duì)主墩受力更為不利，且水平承載能力提升后的固定盆式橡膠支座也極有可能在強(qiáng)震下受到破壞。

（3）粘滯阻尼器具有一定抗震耗能效果及限制位移的作用，但粘滯阻尼器并不是在所有的情況下都能得到良好的耗能效果。以本橋?yàn)槔?，設(shè)置了活動(dòng)盆式橡膠支座的主墩上設(shè)置粘滯阻尼器，阻尼力產(chǎn)生的彎矩導(dǎo)致主墩彎矩顯著增大；而設(shè)置了摩擦擺式減隔震支座的主墩上設(shè)置粘滯阻尼器后，主墩彎矩變化不大，但位移得到了有效限制。

本文中，減隔震裝置的參數(shù)均經(jīng)過(guò)一定的試算，接近于最優(yōu)參數(shù)。

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