胡 曉

（中鐵四院集團南寧勘察設(shè)計院有限公司，南寧 530003）

0 引言

近年來, 裝配式預應力混凝土連續(xù)T 梁橋因具有整體性好、施工簡便及成本低等優(yōu)點,逐漸在我國公路橋梁中得到廣泛應用[1-2]。 但是,在地震作用下該類橋梁下部結(jié)構(gòu)極易遭到破壞, 嚴重時會引起梁體損壞甚至倒塌災害,因此合理的橋型結(jié)構(gòu)與防震設(shè)計研究已成為當下學者的重要課題[3-4]。

目前, 國內(nèi)外學者關(guān)于不同橋型結(jié)構(gòu)的抗震性能展開了大量研究,如陳愛軍等[5]通過分析雙肢薄壁墩在地震作用下的破壞形態(tài)與力學性能, 得出主筋率較高的雙肢薄壁墩滯回曲線較為飽滿,耗能性能良好,適當提高軸壓比可顯著提高該橋墩的延性性能。徐略勤等[6]基于推倒分析和增量動力分析研究了材料性能劣化對橋梁時變抗震性能的影響規(guī)律, 證明了材料劣化對高烈度地區(qū)和采用延性設(shè)計方法的橋梁抗震而言是不可忽視的影響因素。靳曉燕等[7]通過分析不同墩高下橋梁結(jié)構(gòu)振型特征和彈性時程,發(fā)現(xiàn)橋墩較高時易形成平面外彎曲變形,橋墩較低時更多的是表現(xiàn)出橫彎和豎彎墩高的整體性改變。 楊艷等[8]從結(jié)構(gòu)自振周期、墩底內(nèi)力、墩頂位移、梁端位移以及支座剪切位移等方面分析高阻尼隔震橡膠支座對橋梁抗震性能的影響, 并對其在公路常規(guī)橋梁上的適用性提出建議。以上學者主要是從橋梁結(jié)構(gòu)設(shè)計、材料性能以及減震支座選擇等方面進行的研究, 而關(guān)于不同類型支座的抗震性和適用性的研究還有待進一步完善。 基于此,本文通過軟件建立不同類型支座的裝配式預應力混凝土連續(xù)T 梁橋等效模型, 對比分析了橋梁的變形及內(nèi)力變化規(guī)律,以期為同類型橋梁的抗震設(shè)計提供一定參考。

1 工程概括

某裝配式預應力混凝土連續(xù)梁橋全長625.7m, 主橋采用先簡支后連續(xù)T 梁結(jié)構(gòu),跨徑布置為4×32.5,橋梁上部結(jié)構(gòu)主梁橫向由5 片T 梁構(gòu)成,梁高為2.6m,橋面縱向為連續(xù)結(jié)構(gòu),濕接縫寬度為0.5m,半幅橋面寬12.5m,橋面鋪裝采用10cm 厚瀝青混凝土+橡膠瀝青碎石防水層+10cm 混凝土。 下部結(jié)構(gòu)橋墩采用雙柱式圓形墩,直徑為1.6m,雙柱橫向間距為7.2m,樁基礎(chǔ)采用鉆孔灌注樁,每個單柱下方設(shè)置2 根直徑為1.5m 的鉆孔樁,間距4m。 該地區(qū)斷裂、褶皺構(gòu)造發(fā)育明顯,地震動反應譜周期為0.4s,地震動加速度為0.15g,屬于強震區(qū)。 因此橋梁上、下部結(jié)構(gòu)連接采用高阻尼矩形隔震橡膠支座,支座尺寸為320mm×420mm×127mm,其主要力學參數(shù)如表1 所示。橋梁立面布置如圖1 所示。

表1 隔震橡膠支座力學參數(shù)

圖1 橋梁結(jié)構(gòu)立面圖

2 建立模型

根據(jù)《公路橋梁抗震設(shè)計細則》(JTG/T B02-01-2008)規(guī)范要求,運用有限元軟件MIDAS/CIVIL 等效模擬裝配式預應力混凝土連續(xù)T 梁橋結(jié)構(gòu), 計算模型中T 梁、橋墩、樁基礎(chǔ)以及承臺均采用梁單元進行模擬,模型共包含1632 個單元和2046 個節(jié)點。 橋梁有限元模型如圖2所示。

圖2 橋梁有限元模型示意圖

計算過程中采用點彈簧方式對樁基礎(chǔ)進行約束,并考慮樁土間相互作用的影響。 在抗震計算中非巖石地基的抗力系數(shù)與基礎(chǔ)埋深成正比關(guān)系, 樁基礎(chǔ)埋深的水平抗力系數(shù)計算方法為：Cz=m×z(z 代表埋深位置),樁端地基的豎向抗力系數(shù)計算方法為：C0=m0×h0, 其中樁基點彈簧剛度的計算方法與靜力計算相同。 根據(jù)支座特性,采用不同約束類型模擬梁板與蓋梁接觸面, 其中活動支座采用釋放方向的約束模擬,采用彈性連接模擬板式支座,采用剛性連接模擬固定支座, 支座的剪切剛度采用彈性連接約束剛度模擬,采用滯回曲線模擬減震支座剛度。

3 結(jié)果與分析

根據(jù)該橋結(jié)構(gòu)自重和活載設(shè)計要求,分別針對橡膠、盆式以及減震3 種不同類型支座的連續(xù)T 梁橋整體抗震性能進行對比分析,以確定較優(yōu)的支座布置形式。 不同類型支座布置方案如表2 所示。

表2 不同類型支座布置方案

3.1 墩頂位移分析

由于連續(xù)T 梁橋的縱橋向剛度要遠小于橫橋向剛度, 且地震作用下橋梁發(fā)生縱向破壞的情況相對常見,因此在分析該橋抗震性能時主要針對橋梁各墩頂?shù)目v向位移變化情況進行比較, 通過計算得到不同支座布置方案的墩頂縱向位移如表3 所示。

表3 不同方案墩頂位移計算結(jié)果

根據(jù)表3 可知, 采用板式橡膠支座和減震支座的橋梁2#～4# 墩頂最大水平位移值基本一致, 其中采用減震支座的橋墩最大位移相對較大, 原因是減震支座剛度較大,相對板式橡膠支座對于橋梁上、下部結(jié)構(gòu)的約束作用更為明顯。相對于方案一和方案二,采用盆式活動/固定支座的橋梁墩頂最大水平位移明顯較大, 其中采用方案三的橋梁,雖然2#、4# 墩頂?shù)淖畲笏轿灰朴兴鶞p小,但3#墩的最大位移值達到了157.6mm,縱向變形過大,極易對橋梁造成嚴重破壞, 而方案四的橋梁各墩墩頂?shù)淖畲笏轿灰凭h大于方案一和二。 由此可知,采用板式橡膠支座或減震支座可以防止橋梁出現(xiàn)較大的縱向破壞情況,從而可以有效提升橋梁整體抗震能力。

3.2 內(nèi)力分析

運用有限元軟件分別計算不同支座布置方案的橋梁各墩縱向彎矩值, 并針對主墩最大縱向彎矩值進行比較,以分析不同支座布置方案對橋梁內(nèi)力的影響。 不同方案下的各墩最大彎矩值如表4 所示。

表4 不同方案橋墩內(nèi)力計算結(jié)果

根據(jù)表4 可知, 采用板式橡膠支座和減震支座的橋梁各墩最大縱向彎矩值大致相似, 說明兩種支座布置方案下的橋梁各主墩內(nèi)力分布均勻, 在受到地震作用時各主墩的內(nèi)力同樣會呈均勻分布, 有利于橋梁的整體抗震能力。 采用方案四的橋梁各墩最大縱向彎矩值差距較小,但整體受力明顯要大于方案一和方案二, 而采用方案三時, 橋梁2 號墩和4 號墩的最大縱向彎矩值要小于其他方案,但3 號墩的最大縱向彎矩值要遠遠大于其他方案。由此可知, 采用盆式支座不僅會造成橋梁各墩的縱向彎矩過大,更會導致各墩之間受力分布不均,而采用板式橡膠支座或減震支座可以使橋墩縱向受力及內(nèi)力分布更為合理,更有利于增強橋梁的整體抗震性。

3.3 支座位移分析

運用有限元軟件分別計算不同支座布置方案的橋梁各墩支座位移, 并針對各支座的最大位移值進行比較,以分析不同支座布置方案對支座變形的影響。 不同方案下的各支座最大位移值如表5 所示。

表5 不同方案支座位移計算結(jié)果

根據(jù)表5 可知, 不同支座布置方案對各墩的支座位移值影響存在較大差異。采用板式橡膠支座、減震支座以及兩個盆式活動支座的橋梁各墩支座位移基本一致,其中采用板式橡膠支座和兩個盆式活動支座的各墩支座位移值相對較小,最大值分別為9.26mm 和2.54mm,而采用減震支座的各墩支座位移值相對較大, 最大值達到36.9mm。 方案三為1 個盆式固定支座+2 個活動支座,各墩支座位移值差異較大, 其中3 號墩支座位移值較小,僅3.2mm, 而2 號墩和4 號墩的支座位移值較大, 達到了121.5mm 和124.2mm。 由此可知,橋梁采用板式橡膠支座或1 個盆式活動支座的方案可以有效控制各墩墩頂?shù)淖冃瘟? 而采用減震支座或2 個盆式活動支座方案會導致墩頂變形較大及各墩之間出現(xiàn)較大變形差異。

4 結(jié)論

本文通過運用有限元軟件建立裝配式連續(xù)T 梁橋等效分析模型, 針對不同類型支座布置方案橋梁的墩頂縱向變形、支座變形及橋墩內(nèi)力進行對比分析,得到以下主要結(jié)論：

(1) 采用盆式支座的橋梁墩頂最大縱向位移達到了157.6mm, 墩頂縱向變形過大不利于橋梁抗震能力,而采用板式橡膠支座和減震支座橋梁縱向位移均在52～54mm 左右,相對較優(yōu)。

(2)采用盆式支座的橋墩的最大縱向彎矩達到16037.7kN·m,而采用板式橡膠支座或減震支座的橋墩彎矩值在4811～5238kN·m 之間, 橋墩縱向受力及內(nèi)力分布更為合理。

(3)采用板式橡膠支座或1 個盆式活動支座的橋梁支座變形較小, 而采用減震支座或2 個盆式活動支座方案會導致墩頂變形較大,且各墩之間會出現(xiàn)較大變形差異。