葛志剛

(福建億達工程勘察設計研究院有限公司，三明 365000)

通過對汶川地震、 伊朗巴姆等多起嚴重自然地震災害分析可知，該類地震波均具有明顯的長周期特性。長周期地震波對自振周期較長的結(jié)構(gòu)(如隔震建筑[1]、長柔橋梁、附加阻尼系統(tǒng)結(jié)構(gòu)物)或深厚、軟弱且松散的場地土破壞尤其顯著。 其主要是因為遠場長周期地震波在這種情況下會進一步放大長周期的地震頻譜成分， 造成結(jié)構(gòu)自振周期延長、阻尼增加、地震響應發(fā)生變化等。因此，結(jié)構(gòu)抗震設計時， 不僅要考慮樁-土結(jié)合作用(Pile-Soil-Interaction，簡稱“PSI”)，還要考慮遠場長周期地震波對結(jié)構(gòu)的動力特性影響。查閱大量的相關(guān)文獻發(fā)現(xiàn)：目前大部分的學者研究主要集中在近場地震波對橋梁結(jié)構(gòu)的地震響應影響規(guī)律，而關(guān)于遠場長周期地震波對橋梁結(jié)構(gòu)(有無考慮PSI 效應、減隔震裝置)的抗震性能影響研究鮮為報道。

綜合上述分析，本文以某多跨連續(xù)梁橋為工程背景，選取普通地震波與遠場長周期地震波(具有明顯脈沖效應)共10 條作為地震輸入波，對比分析在不同支座(鉛芯橡膠支座、板式橡膠支座)類型、有無考慮樁-土結(jié)合作用下的地震響應差異性， 并深入探討了遠場長周期地震動對隔震橋梁的動力響應影響規(guī)律。

1 有限元模型的建立

1.1 分析模型

某四跨一聯(lián)的連續(xù)梁橋跨徑布置為120 m=4×30 m，上部主梁采用5 片單箱單室箱型變截面， 梁高1.6 m，頂板寬3.75 m，橋墩采用鋼筋混凝土雙柱式。上部箱梁均采用C50 混凝土、墩身采用C40 混凝土、橋梁樁基采用C30混凝土，其三維有限元模型如圖1 所示。

圖1 三維有限元模型布置圖

1.2 支座設置

為探析在遠場長周期地震動作用下有無安設隔震裝置對橋梁結(jié)構(gòu)的動力響應差異性， 在支座模擬方面分別考慮2 種模型：①非隔震橋梁：在3# 墩的墩頂設置縱向固定支座，其余4 個橋墩均設活動支座。②設置鉛芯橡膠支座隔震模型： 根據(jù) 《公路橋梁鉛芯隔震橡膠支座》(JT/T822-2011)[2]在1＃ 和5＃ 蓋 梁 相 應 位 置 處 布 置HDRD300-H/8 鉛芯橡膠支座，2#～4# 墩頂布設HDR(I)-D400-G8/8 鉛芯橡膠支座。 支座的性能參數(shù)詳見表1。

表1 支座參數(shù)

2 地震波頻譜特性對比

分別選取Taft 波、Elcentro 波、DLT352 波和1 條人工合成波作為普通地震波；選取CHY093、ILA056、ILA004、KAU015、TAP012 和TCU110 作為遠場長周期地震波。 表2 為6 條遠場長周期地震波的基本信息， 在計算結(jié)構(gòu)的地震響應分析時，將10 條地震波的峰值加速度峰值均調(diào)整為2 m/s2， 調(diào)整后的遠場長周期地震波和普通地震波波形如圖2～3。

表2 地震波參數(shù)信息

圖2 普通地震波加速度時程圖

圖3 遠場長周期地震波加速度時程圖

由圖2 普通地震波加速度時程曲線圖可以看出，該類型地震波記錄持時較短，且并無明顯的簡諧特性；從圖3 時程圖可以明顯看出遠場類諧和地震波不僅具有周期長、持時長特征，且ILA004 與ILA056 這兩條地震波具有很顯著的簡諧特性。

圖4 普通地震波加速度譜

圖5 遠場長周期地震波加速度譜

圖4～5 分別為普通地震波與遠場長周期地震波加速度反應譜。 從圖4 中可看出，4 條普通地震波加速度反應譜與規(guī)范譜基本吻合。 相對于圖5，6 條遠場長周期地震波的加速度反應譜峰值明顯大于規(guī)范譜， 并且遠場長周期地震波的頻譜成分明顯大于普通地震波，部分遠場長周期地震波的加速度反應譜還出現(xiàn)了雙峰現(xiàn)象。 說明遠場長周期地震波對于周期較長的高墩橋梁結(jié)構(gòu)或一般的隔震橋梁結(jié)構(gòu)將產(chǎn)生共振效應， 對結(jié)構(gòu)造成更嚴重的破壞。

3 隔震原理

減隔震裝置主要是通過將結(jié)構(gòu)與可能引起破壞的場地運動盡可能分開，從而降低結(jié)構(gòu)的破壞程度?？赏ㄟ^延長結(jié)構(gòu)的基本周期，避開地震能量過于集中，從而降低結(jié)構(gòu)的地震力。但通過延長結(jié)構(gòu)自振周期達到折減地震力，必然導致結(jié)構(gòu)位移偏大。為了控制變形過大，可通過在結(jié)構(gòu)中增設阻尼裝置，以增加結(jié)構(gòu)的阻尼效應，從而在折減結(jié)構(gòu)位移的同時降低結(jié)構(gòu)的動力加速度。

合理的橋梁隔震系統(tǒng)應具有以下3 點功能[3]：①一定的柔度，可延長結(jié)構(gòu)周期，降低地震力；②耗能能力(阻尼、耗能裝置)：降低位移變形量；③一定的剛度、屈服力：在正常使用荷載下(如風，制動力等)結(jié)構(gòu)不發(fā)生屈服等各種震害。

鉛芯橡膠支座(LRB)能較好地滿足這三點要求，其鉛芯提供了地震力的耗能和正常使用荷載下所必需的屈服強度與剛度，在較低水平力作用下，因具有較高的初始剛度，其變形很??；在地震作用下，由于鉛芯的屈服，一方面耗散地震能量，另一方面，剛度降低，達到延長結(jié)構(gòu)周期的目的。

4 樁-土結(jié)構(gòu)相互作用原理

如圖6 所示， 考慮樁-土結(jié)合作用模型是在Penzien模型基礎上作了進一步改進而成的。用集中質(zhì)量法將樁-土系統(tǒng)離散為質(zhì)量--彈簧系統(tǒng)時，采用以下假定：①在同一水平層土壤為各向同性線彈性體， 但不同層土壤性質(zhì)是不相同的；②側(cè)向土的性質(zhì)在2 個正交方向彼此無關(guān)；③土壤的抗力在軸向、側(cè)向和扭轉(zhuǎn)方向不耦合，且屬于小位移問題；④用等代土彈簧來反映土層的恢復力，其剛度用“m”法計算[4-6]。

圖6 樁-土結(jié)合作用模型

本文樁單元采用梁單元模擬， 將土體對整個樁的水平抗力轉(zhuǎn)化為彈簧單元對梁單元個別節(jié)點的水平抗力，從而計算出水平彈簧的剛度系數(shù)為kx=b0leym。

5 結(jié)果分析

5.1 動力特性分析

分別對考慮PSI 效應和墩底固結(jié)兩種情況進行隔震前后的動力特性分析，前三階自振周期對比見表3。

表3 隔震前后動力特性對比

由表3 可知，設置隔震支座后結(jié)構(gòu)周期明顯變長，這說明安裝隔震支座后結(jié)構(gòu)剛度變?nèi)幔?可有效延長結(jié)構(gòu)的自振周期； 有考慮PSI 效應的自振周期明顯比沒有考慮長；由地震反應譜曲線可知，結(jié)構(gòu)的自振周期延長后，上部結(jié)構(gòu)的加速度值逐漸減小，使得結(jié)構(gòu)的內(nèi)力值也減??；且增設隔震支座后，結(jié)構(gòu)的各階振型也發(fā)生了變化，結(jié)構(gòu)的第一階振型由主梁的豎向彎曲變?yōu)榭v向彎曲。

5.2 地震響應值分析

為明確長周期地震動作用下隔震橋梁地震反應的特點，本文對比非隔震與隔震橋梁分別在普通、遠場長周期地震作用下的響應值。分別以3#橋墩的墩頂變形量作為橋墩的位移控制值，墩底單元的剪力、彎矩值作為橋墩內(nèi)力響應值。 表4～5 為不同類型橋梁結(jié)構(gòu)在縱向地震動作用下的橋墩控制截面響應值。

由表4 數(shù)值可知，在普通地震動作用下：設置鉛芯橡膠支座的墩底剪力及彎矩值最大隔震率分別達到52.0%與71.5%， 可見隔震效果極其顯著； 在長周期地震作用下，TCU110 波的剪力隔震率僅為5.2%，其他波作用下橋墩內(nèi)力隔震率與普通波基本一致。因此，與普通地震動相比，在長周期地震動作用下，安設減隔震裝置的橋梁內(nèi)力響應值有一定幅度的減小。

表4 橋墩內(nèi)力響應值

表5 橋梁支座位移

由表5 數(shù)值分析結(jié)果可知，對于隔震橋梁，無論受到何種地震波或是否考慮PSI 效應， 其位移都比沒有隔震模型位移大。在不考慮PSI 效應的情況下：當普通地震動作用下，墩頂位移是非隔震的2.01 倍；長周期地震動下，支座位移是非隔震的2.55 倍。而考慮PSI 效應情況下：在普通地震動作用下，墩頂位移是非隔震的1.75 倍；長周期地震動下，支座位移是非隔震的3.82 倍。 由此可見在長周期地震動作用下， 隔震橋梁主要通過隔震支座破壞而耗散大部分的能量，從而降低結(jié)構(gòu)破壞程度。另一方面可以看出， 無論是否考慮PSI 效應， 在普通地震動作用下，橋墩控制截面的位移量基本一致；而在遠場長周期地震動作用下， 考慮PSI 效應的支座位移總是大于不考慮PSI 效應。

綜合上述分析可知， 隔震裝置是通過支座破壞以達到消耗地震能量來降低橋梁的破壞程度。 結(jié)構(gòu)抗震設計驗算時， 對于減隔震橋梁僅考慮常規(guī)地震動的影響是不全面的，應考慮長周期地震動對結(jié)構(gòu)的安全性能影響。

圖7～9 為代表性地選擇遠場長周期地震波、 普通地震波、人工地震波，分別在考慮PSI 效應或墩底固結(jié)情況下，隔震橋梁模型橋墩控制截面位移、墩底彎矩和剪力的地震響應時程對比圖。

圖7 El centro 地震波下PSI 與墩底固結(jié)的隔震橋梁地震響應時程圖

圖8 人工地震波下PSI 與墩底固結(jié)的隔震橋梁地震響應時程圖

圖9 ILA004 地震波下PSI 與墩底固結(jié)的隔震橋梁地震響應時程

從圖7 可以看出，在El centro 地震波下，墩底固結(jié)模型比考慮PSI 內(nèi)力響應值大，且數(shù)值差異較大，墩底固結(jié)模型比考慮PSI 的墩底剪力、 彎矩和位移峰值分別大123.7%、144.0%和310.0%。 由此可見按照墩底固結(jié)進行抗震設計過于偏保守而造成浪費，不可取。從圖8～9 可以看出， 在人工合成波或ILA004 不同類型地震波作用下，墩底按固結(jié)計算模型均比考慮PSI 模型地震響應值小，其中墩底剪力值分別小26.4%和34.0%、 彎矩值分別小19.6%和33.7%、位移值小1.0%和31.3%。 不難看出在人工波或ILA004 波作用下，將墩底按固結(jié)方式進行抗震設計是偏頗的，應當考慮PSI 效應。

綜合上述分析可知，在不同類型的地震波作用下，墩底按固結(jié)方式計算或考慮PSI 的地震響應值計算結(jié)果規(guī)律截然相反。 因此，在實際梁橋抗震設計時，應考慮PSI效應，避免結(jié)構(gòu)設計過于偏安全或安全系數(shù)不滿足要求，均不可取。

5 結(jié)論

(1)在遠場長周期地震波作用下，不論有無考慮樁-土相互作用，隔震裝置在連續(xù)梁橋中均能起到隔震作用，從而有效提高結(jié)構(gòu)的抗震性能。

(2)在普通地震波作用下，連續(xù)梁橋墩底按固結(jié)方式計算的地震響應值遠高于考慮樁-土結(jié)合作用的內(nèi)力值。

(3)在人工合成波或遠場長周期地震波作用下，考慮樁-土結(jié)合作用計算的橋墩內(nèi)力值或位移值均比按固結(jié)模擬方式響應值大。

(4)實際梁橋結(jié)構(gòu)抗震設計時，應當準確模擬樁-土效應對連續(xù)梁橋的抗震性能影響， 避免結(jié)構(gòu)在不同類型的地震波作用下， 結(jié)構(gòu)設計過于偏保守或安全系數(shù)不滿足相關(guān)要求，從而影響結(jié)構(gòu)的正常使用功能。