劉米多 錢鼎 李驚濤 尹雪夢(mèng) 覃吉寧

摘 要：支座是橋梁抗震設(shè)計(jì)的薄弱環(huán)節(jié)，文章對(duì)裝配式連續(xù)梁橋抗震性能進(jìn)行分析，以某連續(xù)梁橋?yàn)橛?jì)算實(shí)例印證了大震條件下考慮橋梁的支座損傷，即支座作為保險(xiǎn)絲式單元優(yōu)先破壞，可以比較有效地控制梁體位移和墩底的地震反應(yīng)。

關(guān)鍵詞：斜拉橋；抗震分析；動(dòng)力特性

1 工程概況

近幾年來，世界范圍內(nèi)發(fā)生多次強(qiáng)烈地震，不僅造成了重大的人員傷亡，而且損毀了城市的基礎(chǔ)設(shè)施，特別對(duì)橋梁結(jié)構(gòu)造成了嚴(yán)重的損毀破壞，導(dǎo)致了巨大的財(cái)產(chǎn)損失[1]。與橋梁結(jié)構(gòu)抗震相關(guān)問題的研究工作變得尤為迫切。

以某五跨預(yù)應(yīng)力混凝土連續(xù)梁橋?yàn)楣こ瘫尘?，跨徑布置?6+3×160+90 m，主橋上部采用五跨預(yù)應(yīng)力混凝土變高度直腹板連續(xù)梁，單箱單室。單幅箱梁頂板寬13.50 m，底板寬7.0 m，懸臂寬3.25 m。梁高在主墩處為8.5 m，在主跨跨中和邊跨端部為3.5 m，箱梁梁高和底板厚度均按二次拋物線變化。下部結(jié)構(gòu)主墩采用帶帽梁圓柱實(shí)體墩，直徑5 m。上部箱梁采用C55號(hào)混凝土，墩帽、墩身采用C40號(hào)混凝土。分析了地震作用下該橋的抗震性能。采用有限元程序MIDAS Civil對(duì)全橋建立三維空間有限元模型，分析了地震作用下該橋的抗震性能，如圖1所示。分析了支座損傷和限位裝置的非線性對(duì)橋梁結(jié)構(gòu)彈塑性地震反應(yīng)的影響，不僅提出了可以綜合考慮支座損傷和與限位裝置接觸以及材料非線性的單元滯回曲線模型，同時(shí)也印證了當(dāng)活動(dòng)支座喪失滑動(dòng)性能，即發(fā)生破壞且與限位裝置發(fā)生接觸時(shí)，既可以限制梁體的位移，又可以有效地降低固定墩的地震反應(yīng)。

2 結(jié)構(gòu)有限元建模

計(jì)算分析中，不考慮地基、樁基礎(chǔ)和樁土結(jié)構(gòu)等的相互作用，墩底與地面固結(jié)，用限位裝置模擬支座損傷（見表1）。橋墩均采用非線性彈塑性單元，非線性變形規(guī)律采用修正的Takeda計(jì)算模型（Modified Takeda Type），塑性鉸設(shè)置在墩底，塑性鉸長(zhǎng)度取2/3b，其中b為矩形截面的短邊尺寸或者圓形截面直徑。為了簡(jiǎn)化分析，在有限元模型中略去了碰撞力的作用，沿橋梁橫橋向布置限位裝置且僅對(duì)橋梁橫橋向的地震反應(yīng)進(jìn)行研究。

（1）方案一：忽略支座摩擦力，簡(jiǎn)稱橋墩彈塑性方案，是連續(xù)梁橋進(jìn)行彈塑性抗震分析時(shí)的慣用方案。

（2）方案二：考慮活動(dòng)支座的摩擦力，不考慮限位裝置作用，簡(jiǎn)稱支座摩擦方案。將支座簡(jiǎn)化成理想彈塑性模型，取活動(dòng)支座的摩擦系數(shù)為μd=0.02，屈服位移為xy=0.005，支座發(fā)生滑動(dòng)后剛度為0。

（3）方案三：支座滑動(dòng)一定距離后，限位裝置阻止其相對(duì)滑動(dòng)，不考慮限位裝置的破壞，即按彈性考慮，簡(jiǎn)稱彈性限位裝置方案。支座限位裝置初始位移取0.1 m。

（4）方案四：限位裝置進(jìn)入塑形狀態(tài)，或者支座發(fā)生剪切破壞，簡(jiǎn)稱非線性限位裝置方案。此方案通過在模型中調(diào)整限位裝置的臨界屈服力和剛度來實(shí)現(xiàn)[2]。

3 有限位裝置的活動(dòng)支座單元模型

地震作用下，存在支座限位裝置的支座活動(dòng)范圍受限，當(dāng)梁橋縱向變形較大時(shí)可能引起碰撞接觸問題，從而主梁和下部結(jié)構(gòu)橋墩間的支座和限位裝置等連接構(gòu)件將可能進(jìn)入非線性狀態(tài)。這個(gè)過程可以分為以下5點(diǎn)來描述。

（1）活動(dòng)支座未開始滑動(dòng)，支座處于彈性狀態(tài)，橋墩與主梁彈性連接。

（2）活動(dòng)支座開始滑動(dòng)，但支座剛度較小，可忽略，橋墩與主梁之間僅有摩擦力作用。

（3）位移達(dá)到一定程度，活動(dòng)支座繼續(xù)滑動(dòng)，限位裝置開始起作用，橋墩與主梁通過限位裝置連接，傳遞力為活動(dòng)支座摩擦力與限位裝置的作用力之和。

（4）活動(dòng)支座繼續(xù)滑動(dòng)，限位裝置進(jìn)入非線性，傳遞力仍為活動(dòng)支座摩擦力與限位裝置的作用力之和。

（5）主梁反方向運(yùn)動(dòng)，卸載。

用滑動(dòng)摩擦單元（理想彈塑性模型）模擬活動(dòng)支座，根據(jù)滑動(dòng)摩擦單元和碰撞接觸單元的特性建立可以同時(shí)考慮支座摩擦及限位裝置雙重非線性作用的支座單元[3]。

4 動(dòng)力特性計(jì)算與分析

選用El Centro波（峰值加速度0.356 9 g，持續(xù)時(shí)間53.72 s）并擴(kuò)大2倍系數(shù)模擬大震條件，分別輸入橫向+豎向（2/3）組合、縱向+豎向（2/3）組合作用下的地震動(dòng)。

通過對(duì)橋梁進(jìn)行動(dòng)力特性計(jì)算，結(jié)果如圖2—3所示。

（1）當(dāng)采用方案一時(shí)，各橋墩墩底的彎矩和曲率最大，且全面進(jìn)入塑性狀態(tài)，極有可能發(fā)生破壞。當(dāng)采用方案二時(shí)，各橋墩墩底的彎矩和曲率最小。

（2）當(dāng)采用方案三時(shí)，考慮活動(dòng)支座的摩擦和限位裝置的彈性作用，各橋墩墩底的彎矩和曲率均較方案二、四大，且2#、5#活動(dòng)墩的內(nèi)力變化非常明顯。

（3）當(dāng)采用方案四時(shí)，考慮活動(dòng)支座的摩擦和限位裝置的非線性作用，各墩墩底的截面彎矩和曲率均較方案三有所減小，但進(jìn)入塑性的中活動(dòng)墩墩底曲率幾乎沒有變化，而固定墩墩底曲率減小22.8%，非常明顯。說明當(dāng)限位裝置進(jìn)入非線性后，耗散了更多的地震動(dòng)能量，從而有效地降低了固定墩墩底的地震反應(yīng)[4]。

5 結(jié)語

本文建立了考慮支座、限位裝置及墩身彈塑性的橋梁整體計(jì)算有限元模型并進(jìn)行地震反應(yīng)分析，結(jié)果表明：（1）在大震條件下，當(dāng)活動(dòng)支座喪失滑動(dòng)性能，極有可能造成橋墩的破壞，在抗震設(shè)計(jì)時(shí)需要對(duì)橋墩配置一定量的鋼筋保證其延性。（2）采用限位裝置可以比較有效地限制梁體位移、降低固定墩的地震反應(yīng)，同時(shí)均衡各墩間的分布地震力作用。（3）當(dāng)活動(dòng)支座喪失滑動(dòng)性能且與限位裝置發(fā)生接觸時(shí)，既可以限制梁體的位移，又可以有效地降低固定墩的地震反應(yīng)。（4）對(duì)于不同的橋梁結(jié)構(gòu)，可以通過改變限位裝置與活動(dòng)支座的初始距離、限位裝置的剛度和屈服強(qiáng)度，以及支座的摩擦系數(shù)和剛度等，尋求既能有效地防止上部結(jié)構(gòu)位移過大、又能降低固定墩的地震反應(yīng)以及均衡地震動(dòng)輸入能量在各墩之間的均衡分配的優(yōu)選方案。

[參考文獻(xiàn)]

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[3]劉榮燦，王克成，唐紅梅，等.橋梁抗震設(shè)計(jì)中滑移擋塊作用機(jī)理[J].重慶交通學(xué)報(bào)（自然科學(xué)版），2010（2）：171-173，279.

[4]許祥，劉偉慶，徐秀麗.新型抗震擋塊的抗震性能[J].東南大學(xué)學(xué)報(bào)（自然科學(xué)版），2009（2）：165-168.