白廣前

(新疆新紀(jì)元公路設(shè)計有限責(zé)任公司，烏魯木齊 830000)

橋梁作為交通運(yùn)輸體系的中心樞紐環(huán)節(jié)， 在整個交通路網(wǎng)系統(tǒng)中起著舉足輕重的作用。 如何保證橋梁結(jié)構(gòu)在地震力作用下的安全及正常使用， 已經(jīng)成為當(dāng)今地震研究的一個重要課題。 中國在橋梁工程領(lǐng)域的抗震、減震及隔震工作取得了較大的突破與進(jìn)展［1-2］。 針對連續(xù)梁橋抗震減震措施，相關(guān)研究表明：采用減隔震支座裝置具有一定的減隔震效果。 基于此，本文以新疆地區(qū)某連續(xù)梁橋為工程實例，應(yīng)用有限元軟件Midas Civil 建立計算模型，通過非線性時程分析方法， 對橋梁結(jié)構(gòu)進(jìn)行系統(tǒng)性的地震響應(yīng)分析研究［3］，以期為連續(xù)梁橋的橋梁抗震設(shè)計提供參考。

1 工程概況

以新疆地區(qū)某4×40 m 預(yù)應(yīng)力混凝土先簡支后連續(xù)T 梁橋為工程背景進(jìn)行模擬分析，橋梁全長160 m。 上部結(jié)構(gòu)采用預(yù)應(yīng)力混凝土T 梁，1～5 號橋墩采用雙柱式橋墩，其中橋墩編號從左往右依次增大，樁基礎(chǔ)為鉆孔灌注樁基礎(chǔ)。橋面凈寬：2×14.75 m。其布置形式為：250(人行道)+50(防撞護(hù)欄)+1100(車行道)+50(防撞護(hù)欄)+50(中央分隔帶)+50(防撞護(hù)欄)+1100(車行道)+50(防撞護(hù)欄)+250(人行道)=2950 cm，橋型布置如圖1 所示。 為更加科學(xué)安全、合理經(jīng)濟(jì)地進(jìn)行橋梁抗震設(shè)計， 特選取該連續(xù)梁橋的左半幅進(jìn)行詳細(xì)的減隔震動力時程分析， 并以此作為該橋抗震設(shè)計的重要依據(jù)。

2 模型建立

2.1 連續(xù)梁橋有限元模型

圖1 橋型布置

采用有限元軟件Midas Civil 建立(4×40)m 預(yù)制T 梁橋全橋空間有限元計算分析模型。 主梁和橋墩均采用三維梁單元，二期恒載作為梁單元附加質(zhì)量，并建立樁基模型[2]。 結(jié)構(gòu)三維模型如圖2 所示。

圖2 結(jié)構(gòu)三維模型圖

結(jié)構(gòu)的約束條件為： 通過采用表征土介質(zhì)彈性值的“m”法參數(shù)計算的等代土彈簧剛度模擬樁土作用，樁底固結(jié)；主梁與橋墩根據(jù)實際支座類型建立非線性連接。坐標(biāo)系采用世界坐標(biāo)系，即順橋向為X 軸，橫橋向為Y 軸，豎向為Z 軸。

2.2 隔震橡膠支座模型

(1)HDR 高阻尼隔震橡膠支座可簡化為雙線性恢復(fù)力力學(xué)模型，如圖3 所示。

圖3 HDR 固定型支座雙線性恢復(fù)力力學(xué)模型

圖中：K1為屈服前剛 度，K2為屈服后剛度，Sy為屈服位移量，Sd為設(shè)計阻尼位移，F(xiàn)y為屈服力，F(xiàn)d為設(shè)計阻尼力［3］。 隔震橡膠支座的計算參數(shù)見表1。

表1 隔震橡膠支座計算參數(shù)

3 減隔震動力分析及驗算

依據(jù)《公路橋梁抗震設(shè)計細(xì)則》(JTG/T B02-01-2008)中的相關(guān)規(guī)定， 減隔震橋梁抗震分析可以采用反應(yīng)譜法和時程分析法，通常情況下，宜采用非線性動力時程分析方法。因此，本文采用非線性動力時程分析方法進(jìn)行橋梁減隔震動力分析［3］。

經(jīng)查閱本連續(xù)橋梁屬于B 類橋梁， 基本地震動峰值加速度為0.213 g，特征周期為0.45 s，II 類場地，場地系數(shù)為1.0，E1 地震抗震重要性系數(shù)為0.5，E2 地震抗震重要性系數(shù)為1.7。

3.1 支座厚度驗算及分析

由于《公路橋梁抗震設(shè)計細(xì)則》(JTG/T B02-01-2008)第10.4.2 條規(guī)定了減隔震裝置的驗算要求： 對于橡膠型減隔震裝置， 在E1 作用下產(chǎn)生的剪切應(yīng)變應(yīng)小于100%， 在E2 地震作用下產(chǎn)生的剪切應(yīng)變應(yīng)小于250%，并驗算其穩(wěn)定性。表2 列出了HDR 隔震支座狀態(tài)的支座位移驗算結(jié)果，表3 列出了HDR 隔震支座狀態(tài)的支座抗滑穩(wěn)定性驗算結(jié)果。

表2 E2 地震+永久作用效應(yīng)組合下支座位移驗算

表3 E2 地震+永久作用效應(yīng)組合下支座抗滑穩(wěn)定性驗算

通過表2～3 可以看出，在E2 地震下支座的計算位移小于HDR 高阻尼隔震橡膠支座的容許地震位移，且有一定富裕，支座滿足地震下位移和受力要求［3］。 同時，在E2地震下支座的水平地震力均小于HDR 高阻尼隔震橡膠支座的容許水平地震力，且有一定富裕，支座滿足地震下抗滑穩(wěn)定性驗算要求。

3.2 墩柱強(qiáng)度分析及驗算

在E1 地震作用下，墩柱應(yīng)處于彈性范圍內(nèi)，根據(jù)《公路橋梁抗震設(shè)計細(xì)則》的規(guī)定，順橋向和橫橋向E1 地震作用下效應(yīng)和永久作用效應(yīng)組合，應(yīng)驗算橋墩的強(qiáng)度。表4 列出了HDR 隔震支座在E1 地震下墩柱截面抗彎承載能力驗算。

表4 E1 地震+永久作用效應(yīng)組合下墩柱截面抗彎承載能力驗算

在E2 地震作用下延性構(gòu)件(墩柱)可發(fā)生損傷，產(chǎn)生彈塑性變形，耗散地震能力，但延性構(gòu)件(墩柱)的塑性鉸區(qū)域應(yīng)具有足夠的塑性變形能力。根據(jù)《公路橋梁抗震設(shè)計細(xì)則》第7.3.4 條和第7.4.6 條的規(guī)定，應(yīng)分別對墩柱塑性鉸區(qū)域斜截面抗剪強(qiáng)度與橋墩墩頂?shù)奈灰七M(jìn)行驗算。表5～6 分別列出高阻尼HDR 隔震支座狀態(tài)在E2 地震作用效應(yīng)和永久作用效應(yīng)組合下墩柱塑性鉸區(qū)域斜截面抗剪強(qiáng)度驗算和橋墩墩頂位移驗算［4-6］。

表5 E2 地震+永久作用效應(yīng)組合下墩柱抗剪驗算

表6 E2 地震+永久作用效應(yīng)組合下墩頂位移驗算

通過表4～6 可以看出采用HDR 高阻尼支座狀態(tài)：E1地震作用下，全橋橋墩計算彎矩小于初始屈服彎矩，橋墩截面處于彈性狀態(tài)；E2 地震作用下， 墩柱塑性鉸區(qū)域斜截面剪力值小于墩柱截面剪力容許值， 墩柱斜截面抗剪能力儲備較大，墩頂順橋向位移小于容許位移值，墩頂位移安全較大［6］。 因此，橋墩墩身滿足地震下受力要求。

3.3 樁基礎(chǔ)強(qiáng)度驗算

大量試算表明： 恒載和地震的最不利組合是恒載和地震組合軸力的最小值控制驗算，基于此，采用恒載和地震組合軸力的最小值進(jìn)行初始屈服彎矩的計算。 輔助墩、引橋墩下的樁身截面直徑為2.0 m，計算結(jié)果列于表7～8。

表7 E1 地震作用下引橋墩下樁身截面抗震驗算

表8 E2 地震作用下引橋墩下樁身截面抗震驗算

由表7～8 可知，減、隔震后E1 地震作用下樁身最不利截面的地震彎矩小于初始屈服彎矩， 表明樁身截面處彈性工作狀態(tài)， 滿足相應(yīng)的抗震設(shè)防標(biāo)準(zhǔn)；E2 地震作用下樁身最不利截面的地震彎矩大于其初始屈服彎矩小于等效屈服彎矩， 表明樁身截面部分鋼筋屈服但整體處于彈塑性狀態(tài)，滿足樁基礎(chǔ)的抗震設(shè)防目標(biāo)。

4 結(jié)語

(1) 連續(xù)梁橋通過采用HDR 高阻尼隔震橡膠支座可以有效地隔離上下部的地震力，讓中墩參與協(xié)同抗震，使得每個橋墩縱向和橫向承受的地震力較為均勻， 內(nèi)力最大峰值顯著減小，取得了優(yōu)異的減隔震效果。

(2)采用高阻尼橡膠支座之后，墩柱在E1 地震作用下計算彎矩均小于初始屈服彎矩， 橋墩截面處于彈性狀態(tài)；墩頂位移較小，墩頂位移安全度較大，墩柱抗剪能力儲備較高，樁基礎(chǔ)在E2 地震作用下均滿足能力保護(hù)構(gòu)件設(shè)計要求，取得了良好的抗震效果。

(3)盡管有限元軟件作為分析輔助工具，可便于模擬橋梁結(jié)構(gòu)在地震作用下的受力與位移情況， 但是地震的發(fā)生是瞬時的， 橋梁結(jié)構(gòu)在地震的作用下反應(yīng)也是非常復(fù)雜的。因此，如果想更好地研究橋梁結(jié)構(gòu)在地震過程中受力情況， 單純的過有限元軟件來模擬分析是遠(yuǎn)遠(yuǎn)不夠的，必須結(jié)合實際工程情況進(jìn)行綜合計算分析，才能得到橋梁結(jié)構(gòu)在地震作用下的受力與位移情況。