趙建鋒，孟慶一，薛振興，劉雪飛

(青島理工大學(xué) 土木工程學(xué)院，山東 青島 266033)

0 引 言

近年來，世界各地大地震頻發(fā)，導(dǎo)致許多橋梁結(jié)構(gòu)出現(xiàn)嚴(yán)重的破壞且短期內(nèi)不易修復(fù)[1]。橋梁結(jié)構(gòu)作為交通運(yùn)輸中的樞紐環(huán)節(jié)，一旦在地震中遭到破壞，勢必會引起交通的癱瘓從而影響震后的救援工作，間接造成更大的人員傷亡和經(jīng)濟(jì)損失。隨著橋梁抗震學(xué)科的發(fā)展，橋梁抗震設(shè)計理念從基于性能開始向基于可恢復(fù)抗震設(shè)計方法轉(zhuǎn)變[2]。

與延性結(jié)構(gòu)抗震相比，隔震體系表現(xiàn)出優(yōu)越的抗震性能和震后快速恢復(fù)能力，逐漸在橋梁抗震中得到應(yīng)用。在隔震橋梁的研究中，1995年日本的阪神-淡路大地震后，重建的Benten高架橋采用了墩底隔震技術(shù)，極大地提高了結(jié)構(gòu)整體的抗震性能[3]。李曙光[4]以某簡支變連續(xù)的橋梁為例，使用NBA程序?qū)蛄翰捎枚枕敻粽鸷投盏赘粽?種形式進(jìn)行了計算評估，結(jié)果表明墩底隔震體系比墩頂隔震體系更能夠有效延長橋梁的基本周期和降低橋梁的地震反應(yīng)。

目前橋梁隔震技術(shù)和工程實(shí)踐已較為廣泛[5-7],但傳統(tǒng)的橋梁結(jié)構(gòu)體系橋墩多為整體現(xiàn)澆構(gòu)造；相比于整體現(xiàn)澆橋墩，預(yù)制拼裝構(gòu)造形式的橋墩具有施工速度快、自復(fù)位能力強(qiáng)、震后殘余位移小的優(yōu)點(diǎn)，將成為未來抗震區(qū)橋梁下部結(jié)構(gòu)應(yīng)用的趨勢。在預(yù)制拼裝橋墩橋梁抗震方面的研究多以單墩為主，例如王志強(qiáng)等[8-9]通過對預(yù)制拼裝橋墩進(jìn)行擬靜力加載試驗(yàn)和振動臺試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，此類型橋墩地震中耗能能力不足，塑性鉸節(jié)段受損嚴(yán)重，但橋墩自復(fù)位能力強(qiáng)、殘余位移小的性能使橋墩具有較好的震后可恢復(fù)性，另外可以通過外加耗能連接裝置提高橋墩的耗能，減小橋墩損傷。Roh等[10]在基礎(chǔ)與橋墩節(jié)段之間設(shè)置形狀記憶合金(SMA)作為耗能減震裝置，發(fā)現(xiàn)其可以提高橋墩的抗震性能。Elgawady等[11]在預(yù)制拼裝橋墩墩底節(jié)段與承臺之間設(shè)置氯丁橡膠支座，發(fā)現(xiàn)橡膠支座可以減小橋墩在地震中的預(yù)應(yīng)力損失并延長橋墩的自振周期，進(jìn)而增大橋墩在地震中的位移需求。Motaref[12]在預(yù)制拼裝橋墩墩底節(jié)段與基礎(chǔ)之間設(shè)置橡膠隔震墊支座，對橋墩進(jìn)行擬靜力加載試驗(yàn)，研究表明墩底設(shè)置橡膠隔震支座可以顯著提高橋墩的延性和滯回耗能，但并沒有對隔震支座的隔震性能進(jìn)行研究。預(yù)制拼裝橋墩成橋后研究很少，Zhao等[13]基于OpenSEES建立了整體現(xiàn)澆橋墩整橋和預(yù)制拼裝橋墩整橋2種分析模型，對2種形式橋墩成橋后的地震響應(yīng)進(jìn)行分析，研究發(fā)現(xiàn)預(yù)制拼裝橋墩具有更小的殘余位移和更大的橋面碰撞力。現(xiàn)階段缺乏對預(yù)制拼裝橋墩成橋之后的研究工作，對于預(yù)制拼裝橋墩隔震橋梁的研究開展工作也較少。

鑒于國內(nèi)外在預(yù)制拼裝橋墩連續(xù)梁橋隔震研究方面仍存在不足，本文以一座20 m+30 m+20 m的預(yù)制拼裝橋墩三跨連續(xù)梁橋作為算例，基于美國加州大學(xué)伯克利分校開發(fā)的有限元計算軟件OpenSEES分別建立墩頂和墩底設(shè)置鉛芯橡膠支座的預(yù)制拼裝橋墩連續(xù)梁橋2D模型，選取地震動記錄，對橋墩模型進(jìn)行非線性動力時程分析，通過分析橋梁的地震響應(yīng)來評價隔震效果，為預(yù)制拼裝橋墩連續(xù)梁橋隔震設(shè)計提供參考。

1 鉛芯橡膠支座的模擬

1.1 鉛芯橡膠支座模型

鉛芯橡膠支座是一種在支座中加入鉛芯或鉛棒，使得原有橡膠支座阻尼特性得到改善的一種抗震支座。當(dāng)支座發(fā)生剪切變形時鋼板和橡膠把鉛芯緊緊裹住，迫使鉛芯發(fā)生塑性剪切變形，鉛芯和橡膠具有的恢復(fù)力改變了支座原有的滯回曲線，支座會擁有較大的滯回耗能能力，所以該類型支座在橋梁抗震中得到廣泛應(yīng)用。

目前用于分析鉛芯橡膠支座的模型主要有：雙線性滯回模型和圓滑的Bouc-Wen模型[14]。此次模擬選取雙線性滯回模型作為鉛芯橡膠支座的恢復(fù)力模型，其力-位移曲線如圖1所示。

圖1 鉛芯橡膠支座的力-位移曲線

雙線性恢復(fù)力F表達(dá)式如下

(1)

式中：ki為初始剛度(1階剛度)；kd為屈服后剛度(2階剛度)；Qd為屈服強(qiáng)度。

1.2 鉛芯橡膠支座的模擬

OpenSEES具有大量其他有限元軟件所不具有的支座模擬模型，并擁有多種模擬鉛芯橡膠支座的方法，為了模擬方便，多將支座的力學(xué)性能進(jìn)行簡化，簡化后雙線性滯回模型可以采用零長度單元配合Steel01模型模擬，也可以采用專門模擬橡膠彈性支座的單元模擬(例如Elastomeric Bearing單元等)。本文采用第1種方法在橋墩墩頂和墩底設(shè)置零長度單元配合Steel01模型模擬鉛芯橡膠支座。

Steel01模型可用來模擬鉛芯橡膠支座是因?yàn)镾teel01模型滯回性能與雙線性模型極為相似，如圖2所示。往復(fù)荷載下應(yīng)力-應(yīng)變曲線由彈性段和強(qiáng)化段組成[15]，用OpenSEES進(jìn)行材料設(shè)定時，Steel01材料命令流中對鋼筋屈服應(yīng)力fy、鋼筋初始彈性模量E0和屈服后模量Ep的定義[16],分別對應(yīng)于鉛芯橡膠支座雙線性模型中屈服強(qiáng)度、1階剛度和2階剛度。

圖2 Steel01模型應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系

2 橋墩纖維模型及橋梁算例

2.1 橋墩纖維模型的建立及驗(yàn)證

布占宇等[17]對3個縮尺比為1∶3.5的圓形截面墩柱試件進(jìn)行了循環(huán)加載試驗(yàn)，探究了預(yù)制拼裝橋墩與普通整體現(xiàn)澆RC橋墩在抗震性能方面的差異。本研究選取其中的試件2作為預(yù)制拼裝橋墩纖維有限元模型的原型，利用OpenSEES有限元軟件建立與試件2相同的纖維橋墩模型，橋墩構(gòu)造如圖3所示，橋墩混凝土和鋼筋材料參數(shù)見文獻(xiàn)[17]，對應(yīng)的橋墩有限元模型如圖4所示。

圖3 文獻(xiàn)[17]試件2的立面構(gòu)造及橫截面(單位:mm)

圖4 橋墩有限元模型

橋墩的每個節(jié)段均為普通的鋼筋混凝土節(jié)段，采用基于柔度法的纖維單元Nonlinear Beam-Column模擬，并考慮豎向彎曲產(chǎn)生的荷載-位移(P-Δ)效應(yīng)?；炷敛捎没贙ent-Scott-Park本構(gòu)的Concrete01模型[18]，節(jié)段縱筋和箍筋均采用基于Giuffre-Mnegotto-Pinto本構(gòu)的Steel02模型[19]。

預(yù)應(yīng)力筋單元采用Corotaional Truss(桁架)單元模擬，預(yù)應(yīng)力筋的頂節(jié)點(diǎn)和墩頂節(jié)點(diǎn)以及預(yù)應(yīng)力筋底節(jié)點(diǎn)與承臺底節(jié)點(diǎn)3個方向自由度全部約束，為模擬預(yù)應(yīng)力筋的無黏結(jié)，中間節(jié)點(diǎn)與相應(yīng)墩身節(jié)點(diǎn)約束水平面內(nèi)2個平動自由度，豎向自由度放松。初始預(yù)應(yīng)力通過定義初始應(yīng)變的方式施加。

預(yù)制拼裝橋墩干接縫區(qū)域采用筆者重新定義的干接縫單元進(jìn)行模擬，干接縫單元模型如圖5所示，干接縫單元兩端采用零長度單元配合ENT材料，此材料定義只在受壓狀態(tài)下才具有彈性模量，受拉時彈性模量為0(用來模擬干接縫處受拉張開的情況)。零長度單元兩端2個節(jié)點(diǎn)坐標(biāo)相同，兩節(jié)點(diǎn)之間用ENT材料連接，接縫處中部兩節(jié)點(diǎn)之間沒有連接材料。

圖5 干接縫單元模型

圖6給出了橋墩纖維模型模擬計算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果水平荷載-位移滯回曲線的對比情況。從圖6可以看出，模擬計算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合良好，說明基于干接縫單元的橋墩纖維模型模擬方法具有較高精度，該纖維模型可以準(zhǔn)確模擬預(yù)制拼裝橋墩的滯回性能、水平承載力和剛度。

圖6 水平荷載-位移滯回曲線

2.2 橋梁算例概況

在之前橋墩纖維模型模擬方法的基礎(chǔ)上，通過OpenSEES建立一座三跨預(yù)制拼裝橋墩隔震連續(xù)梁橋2D模型作為非線性動力時程分析的橋梁模型[13]。橋梁左右兩跨長均為20 m，中跨長30 m，三跨一聯(lián)，結(jié)構(gòu)整體布置如圖7所示。

圖7 橋梁結(jié)構(gòu)整體布置(單位:m)

橋梁主梁采用單箱單室箱型截面，箱梁高1.8 m，頂板寬8.4 m，底板寬4.5 m，橫截面尺寸如圖8所示。橋墩采用節(jié)段預(yù)制拼裝形式的實(shí)心墩，墩高10 m，共分為4個節(jié)段，每個節(jié)段高2.5 m，承臺高1 m，橋墩整體構(gòu)造和節(jié)段橫截面見圖9。主梁和橋墩混凝土均采用C40混凝土，縱筋為HRB400鋼筋，箍筋為HPB300鋼筋。

圖8 主梁橫截面尺寸(單位:mm)

圖9 橋墩構(gòu)造(單位:mm)

墩頂隔震體系橋墩的構(gòu)造如圖10(a)所示，橋墩在上部主梁和橋墩蓋梁之間設(shè)置鉛芯橡膠支座，支座通過螺栓分別錨固在主梁底部和橋墩頂部，預(yù)應(yīng)力筋穿過支座中部孔道，上部錨固在箱梁底板上，下部錨固在承臺底部，節(jié)段縱筋不穿過支座。

圖10 不同隔震體系橋墩構(gòu)造

墩底隔震體系橋墩的構(gòu)造如圖10(b)所示，橋墩在底節(jié)段(S1節(jié)段)和承臺之間設(shè)置鉛芯橡膠支座，支座通過螺栓分別錨固在橋墩底節(jié)段底部和承臺頂部，預(yù)應(yīng)力筋穿過支座中部孔道，上部錨固在箱梁底板上，下部錨固在承臺底部，節(jié)段縱筋不穿過支座。

2.3 橋梁模型的建立

采用OpenSEES建立的非隔震橋梁有限元模型如圖11(a)所示，墩頂隔震橋梁有限元模型如圖11(b)所示，墩底隔震橋梁有限元模型如圖11(c)所示。

圖11 不同體系橋梁有限元模型

橋梁模型中主梁采用Elastic Beam-Column單元模擬，計算參數(shù)見表1。橋墩仍采用纖維模型模擬，建立模型時不考慮承臺高度對模型的影響，墩底固接。模型考慮橋臺填土及樁基對橋墩結(jié)構(gòu)的影響，但不考慮主梁的碰撞效應(yīng)。橋臺采用剛性單元模擬，橋臺填土和樁基的模擬[11]：橋臺填土采用零長度單元配合Elastic-perfectly Plastic Gap材料模擬，模擬縫隙長度取為0，彈簧初始剛度為200 000 kN·m-1，極限力為10 000 kN；樁基礎(chǔ)由24根樁組成，采用零長度單元配合Elastic-perfectly Plastic材料模擬，考慮樁周土的作用，彈簧極限力為4 000 kN。2種材料的本構(gòu)力-位移曲線如圖12所示。

表1 主梁計算參數(shù)

圖12 橋臺填土和樁基材料力-位移曲線

2.4 鉛芯橡膠支座的選取及隔震橋梁模擬

鉛芯橡膠支座的選取可以根據(jù)《公路橋梁鉛芯隔震橡膠支座》(JT/T 822—2011)初步選擇適合本橋型的鉛芯橡膠支座，支座尺寸和力學(xué)參數(shù)應(yīng)符合下面3條規(guī)定[20]。

(1)豎向承載力要求：

F′≥k(1.2FDL+1.4FLL)

(2)

式中：F′為減隔震規(guī)范中支座的豎向承載力；k為安全系數(shù)，本文取1.5；FDL，F(xiàn)LL分別為上部結(jié)構(gòu)的恒載和活載。

(2)水平恢復(fù)力要求：支座屈服力應(yīng)大于橋梁制動力。

(3)支座與橋墩的剛度要求：選取的減隔震支座應(yīng)保證在地震中發(fā)生較大的位移變形，最大限度消耗地震能量，中國抗震規(guī)范建議隔震度在2或2.5以上，隔震度為橋梁采用隔震支座和全橋支座視為鉸接的基本周期之比。

經(jīng)過初步計算，選擇橋梁隔震支座中的LRB600支座[14]作為本次模擬的支座，支座相關(guān)參數(shù)見表2。

表2 LRB600支座參數(shù)

在不同隔震形式的模擬方面：

(1)非隔震橋梁支座采用GYZ600普通板式橡膠支座，在墩頂利用Elastomeric Bearing單元模擬，支座連接墩頂和主梁。

(2)墩頂隔震橋梁隔震支座采用LRB600支座，在墩頂利用零長度單元配合Steel01模型模擬，支座連接墩頂和主梁。

(3)墩底隔震橋梁隔震支座采用LRB600支座，在墩底利用零長度單元配合Steel01模型模擬，為防止主梁橫橋向產(chǎn)生過大變形，橋墩與上部主梁固接成整體,形成框架體系共同受力。

3 地震動的選取及輸入

3.1 地震動選取

在進(jìn)行結(jié)構(gòu)動力分析時，地震動的選取是十分重要的，根據(jù)中國《城市橋梁抗震設(shè)計規(guī)范》(CJJ 166—2011)和《公路橋梁抗震設(shè)計細(xì)則》(JTG/T B02-01—2008)中的規(guī)定，需要選取2條天然地震動和1條人工地震動進(jìn)行動力分析。橋梁抗震設(shè)防烈度為Ⅷ度，Ⅱ類場地，設(shè)計基本加速度為0.4g(g為重力加速度)。因此從美國太平洋地震工程研究中心(PEER)數(shù)據(jù)庫中選取3組地震動記錄作為本次動力時程分析的地震，其中包括近斷層地震動(Tabas波)和遠(yuǎn)場地震動(Taft波)以及人工地震動(蘭州波)，地震動場地類別均為Ⅱ類場地，持時均小于60 s，分析時選取地震動擁有最大地震動峰值加速度(PGA)的方向，地震動相關(guān)數(shù)據(jù)如表3所示，3組地震動加速度反應(yīng)譜如圖13所示。

表3 地震動相關(guān)數(shù)據(jù)

圖13 地震動加速度反應(yīng)譜

3.2 地震動輸入

進(jìn)行動力時程分析時，需要對原地震動記錄持時和幅值按照相應(yīng)的相似關(guān)系進(jìn)行調(diào)整，將3組地震動峰值加速度依次調(diào)整為小震0.2g、中震0.4g、大震0.6g進(jìn)行輸入，以研究不同地震動強(qiáng)度下橋梁隔震結(jié)構(gòu)的隔震效果。

通過OpenSEES軟件定義相關(guān)命令流可以對結(jié)構(gòu)進(jìn)行多維地震分析，由于本文模擬鉛芯橡膠支座為水平X向鉛芯橡膠支座，所以按X方向(系統(tǒng)1方向)對橋梁結(jié)構(gòu)施加所選擇的地震動。阻尼采用Rayleigh阻尼，設(shè)置橋墩結(jié)構(gòu)的阻尼比為5%，采用能量收斂準(zhǔn)則和Newmark-β積分方法。

分析時先進(jìn)行橋墩重力和上部主梁重力的施加，單根橋墩質(zhì)量為59 000 kg，主梁總質(zhì)量為320 000 kg；而后進(jìn)行非線性動力時程分析。

4 預(yù)制拼裝橋墩隔震連續(xù)梁橋地震響應(yīng)分析

4.1 橋梁動力特性分析

為探究不同隔震形式對橋梁結(jié)構(gòu)動力特性的影響，在動力分析前利用OpenSEES對不同隔震體系的橋梁進(jìn)行模態(tài)分析。

表4 橋梁模型動力特性

由表4可知，采用鉛芯橡膠支座進(jìn)行隔震可以延長橋梁的自振周期，墩頂隔震體系橋梁自振周期最大為無隔震時的1.78倍，墩底隔震體系橋梁自振周期最大為無隔震時的2.15倍，顯然墩底隔震體系使得橋梁結(jié)構(gòu)具有更長的自振周期。墩頂隔震和墩底隔震橋梁前5階自振周期均大于1.5 s，這使得地震中的橋梁在振動時能有效避開地震的卓越周期，避免了高頻地震帶來的損傷。

4.2 橋梁位移響應(yīng)分析

由于鉛芯橡膠支座具有較小的水平剛度，導(dǎo)致加入鉛芯橡膠支座后墩底隔震橋墩地震響應(yīng)增大，采用絕對位移無法評價鉛芯橡膠支座的隔震效果。因此墩底隔震橋梁使用墩頂(主梁)節(jié)點(diǎn)的絕對位移與鉛芯橡膠支座頂部節(jié)點(diǎn)的絕對位移之差(相對位移)作為位移響應(yīng)評判指標(biāo)，來評價橋梁結(jié)構(gòu)的隔震效果。

3組地震動激勵下隔震橋梁模型水平向位移響應(yīng)幅值數(shù)據(jù)見表5。因?yàn)槎盏赘粽饦蛄翰捎枚樟汗探有问剑髁何灰坪投枕斘灰茢?shù)值相同，僅計算主梁的位移即可。定義減震率為隔震橋墩隔震前后地震響應(yīng)幅值絕對值之差與隔震前地震響應(yīng)幅值絕對值的比值[21]。

由表5可知，不同地震動激勵下隔震體系位移和減震率有所不同，Tabas波特征為典型的短周期(地震波峰值速度與峰值加速度的比值小于0.2 s)近斷層脈沖波，Taft波則表現(xiàn)出較少的長周期(地震波峰值速度與峰值加速度的比值大于0.2 s)遠(yuǎn)場地震動特征[22]，說明橋梁結(jié)構(gòu)的地震反應(yīng)和隔震效果與輸入地震的頻譜特性有關(guān)。墩頂隔震體系橋梁在Tabas波激勵下的減震率為19.4%～40.8%，Taft波激勵下的減震率為32.3%～51.6%，蘭州波激勵下的減震率為27.8%～40.9%；墩底隔震體系橋梁在Tabas波激勵下的減震率為41.9%～66%，Taft波激勵下的減震率為51.6%～75.4%，蘭州波激勵下的減震率為38.9%～60.6%，證明采用墩底隔震體系的橋梁具有更小的位移響應(yīng)，隔震效果更顯著。同一地震動激勵下，隨著峰值加速度激勵增大，隔震體系的減震率也不斷增大，說明隔震支座隔震效果較好。

表5 隔震橋梁位移響應(yīng)幅值

4.3 橋梁內(nèi)力響應(yīng)分析

3組地震動激勵下隔震橋梁模型水平向內(nèi)力響應(yīng)幅值數(shù)據(jù)整理于表6中。由表6可知，整體來看相比于無隔震的橋梁，采用墩頂隔震體系和墩底隔震體系均可以大幅減小橋梁結(jié)構(gòu)在地震作用下的墩底剪力和墩底彎矩，墩底隔震橋梁隔震效果更為顯著，且橋梁結(jié)構(gòu)內(nèi)力隔震效果與輸入地震的頻譜特性依舊有關(guān)。地震動強(qiáng)度較小時，2種隔震體系隔震效果相近，但隨著地震動強(qiáng)度的增大，墩底隔震體系表現(xiàn)出更好的隔震能力。

表6 隔震橋梁內(nèi)力響應(yīng)幅值

4.4 殘余位移分析

橋梁遭受地震發(fā)生振動，振動使得橋墩發(fā)生塑性變形，隔震支座也存在震后一部分塑性變形無法恢復(fù)，這些無法恢復(fù)的變形使得橋梁具有震后的殘余位移，它可以表征地震中橋梁承受地震能量大小的情況(圖14)。由于篇幅限制僅給出Taft波(峰值加速度為0.2g)和蘭州波(峰值加速度為0.4g)激勵下的墩頂位移時程。

圖14 橋梁墩頂位移響應(yīng)時程

將3組地震動激勵下隔震橋梁模型振動穩(wěn)定后的水平向殘余位移值整理于表7中，不同峰值加速度地震動激勵下的殘余位移取3條地震動的平均值。

由表7可知，對于預(yù)制拼裝橋墩形式的橋梁，橋墩在震后具有較小的殘余位移，即使在峰值加速度為0.6g的地震動激勵下，墩頂水平殘余位移最大也僅有12 mm，說明預(yù)制拼裝橋墩殘余位移小的優(yōu)勢在地震中得到了充分發(fā)揮。

表7 墩頂水平向殘余位移

墩底隔震體系橋梁橋墩具有更小的殘余位移，這是因?yàn)楫?dāng)預(yù)制拼裝橋墩連續(xù)梁橋采用墩底隔震體系時，可以充分利用橋墩較強(qiáng)的自復(fù)位能力減小殘余位移。

4.5 支座內(nèi)力及變形分析

在橋梁減隔震中，隔震支座的內(nèi)力大小和承受變形能力對隔震效果起到?jīng)Q定性作用。以Taft波為例，因?yàn)椴捎玫你U芯橡膠支座具有較強(qiáng)的大變形能力，所以本文只研究較大地震力作用下支座的性能。圖15為Taft波(地震動峰值加速度為0.6g)激勵下墩頂和墩底的鉛芯橡膠支座剪力-位移滯回曲線。

圖15 鉛芯橡膠支座剪力-位移滯回曲線

從圖15可以看出，在峰值加速度為0.6g的Taft波激勵下，2種隔震體系中鉛芯橡膠支座工作良好，并未出現(xiàn)破壞。墩頂支座的最大位移為42.09 mm，最大剪力為148.73 kN，墩底支座最大位移為77.28 mm，最大剪力為192.01 kN。擬靜力試驗(yàn)表明，橋墩在地震中S1節(jié)段(塑性鉸節(jié)段)較大縱向壓應(yīng)變下可形成柱腳的剛性轉(zhuǎn)動，加載后混凝土的開裂和剝落現(xiàn)象均主要集中于S1節(jié)段和承臺接縫位置[23]，當(dāng)鉛芯橡膠支座被設(shè)置在墩底時相比于墩頂會承受更大的水平剪力和位移，這與試驗(yàn)結(jié)果吻合。

4.6 預(yù)應(yīng)力筋預(yù)應(yīng)力及接縫壓力分析

預(yù)制拼裝橋墩節(jié)段受到較大的水平向地震力，橋墩節(jié)段接縫處受拉側(cè)邊緣混凝土應(yīng)力變?yōu)?時接縫開始張開，如圖16所示，此時預(yù)應(yīng)力筋會發(fā)生拉伸，預(yù)應(yīng)力增大，一旦預(yù)應(yīng)力超過預(yù)應(yīng)力筋的屈服強(qiáng)度，橋墩將發(fā)生巨大損壞；同時預(yù)應(yīng)力的增大會增大接縫處受壓側(cè)混凝土的豎向壓力，因此需研究不用隔震體系橋墩預(yù)應(yīng)力筋預(yù)應(yīng)力及接縫豎向壓力的變化。這里以Tabas波激勵下橋墩為例進(jìn)行研究，輸出Tabas波不同峰值加速度激勵下橋墩的預(yù)應(yīng)力筋預(yù)應(yīng)力時程和S1-承臺接縫豎向壓力時程，如圖17，18所示。

圖16 接縫張開及預(yù)應(yīng)力筋拉伸

圖17 Tabas波激勵下的預(yù)應(yīng)力時程

由圖17可知：墩底隔震體系橋墩由于采用墩梁固接的構(gòu)造，上部結(jié)構(gòu)質(zhì)量更大，地震激勵下橋墩接縫張開量增加使得預(yù)應(yīng)力筋具有更長的拉伸量，預(yù)應(yīng)力變動幅度更大；此外橋墩預(yù)應(yīng)力筋初始預(yù)應(yīng)力為5 191 kN，在橋梁振動平穩(wěn)后，不同峰值加速度下墩頂隔震體系橋墩的預(yù)應(yīng)力幾乎都維持在5 191 kN，而墩底隔震體系橋墩的預(yù)應(yīng)力均小于5 191 kN，墩底隔震相比于墩頂隔震預(yù)應(yīng)力筋具有更多的預(yù)應(yīng)力損失。

圖18為接縫豎向壓力時程，直接反映出橋墩S1-承臺接縫受壓側(cè)混凝土在地震中的受力情況。由圖18可知，不同峰值加速度地震激勵下墩底隔震體系橋墩的S1-承臺接縫混凝土?xí)艿礁蟮呢Q向壓力，且混凝土壓力變化幅度明顯大于墩頂隔震，墩梁固接的設(shè)計會給接縫區(qū)混凝土帶來更大的損傷風(fēng)險，這對預(yù)制拼裝橋墩是不利的。

圖18 Tabas波激勵下接縫豎向壓力時程

5 結(jié)語

(1)預(yù)制拼裝橋墩連續(xù)梁橋采用墩頂隔震體系和墩底隔震體系均可以大幅減小橋梁在地震中的位移和內(nèi)力，延長橋梁自振周期，隔震效果較好，這種形式的隔震橋梁可用于改善抗震區(qū)橋梁的地震損傷。

(2)地震動激勵下采用墩梁固接、墩底隔震的橋梁結(jié)構(gòu)相比于直接采用隔震支座連接墩梁的橋梁結(jié)構(gòu)具有更長的自振周期、更小的橋梁震中位移和墩頂殘余位移，表現(xiàn)出更加優(yōu)越的隔震效果，在大地震中墩底隔震體系隔震優(yōu)勢更加明顯。

(3)當(dāng)鉛芯橡膠支座設(shè)置在墩底時相比于墩頂會承受更大的水平剪力和位移，因此在采用墩底隔震體系時鉛芯橡膠支座需要具備更大的抗剪能力和變形能力，在選擇時應(yīng)當(dāng)予以考慮，必要時需要設(shè)置擋塊。

(4)采用墩底隔震體系墩梁固接設(shè)計的預(yù)制拼裝橋墩相比于墩頂隔震會有更大的預(yù)應(yīng)力筋預(yù)應(yīng)力變化、預(yù)應(yīng)力損失和接縫豎向壓力，這可能會導(dǎo)致預(yù)應(yīng)力筋的屈服和接縫的過早破壞，對橋梁產(chǎn)生不利影響。