潘 哲

（杭州市地鐵集團有限責任公司，浙江 杭州 310000）

0 引言

板式橡膠支座于1936 年第一次實際運用于橋梁工程中，并在第二次世界大戰(zhàn)后被廣泛運用于橋梁工程中。目前，因板式橡膠支座構造簡單、制造容易、成本低廉、安裝方便等優(yōu)點，已替代了原有的剛性支座，被廣泛運用于我國公路、市政梁式橋體系中。由于板式橡膠支座的大量運用，汶川地震中，震區(qū)簡支梁橋出現了新的震害特點。

陳樂生[1]對汶川地震中實際烈度在7～11 度范圍內的958 座簡支梁橋進行了震害統(tǒng)計，歸納出其主要震害特征為：支座震害多、橋墩震害少；主梁移位多、落梁少。統(tǒng)計表明，在實際烈度7 度及以上的區(qū)域，支座的破壞率為16.6%，而橋墩破壞率僅為0.76%；主梁移位率達19.5%，但處于運營狀態(tài)的橋梁僅有7 跨發(fā)生落梁，占橋跨總數（總跨數3 298跨）的0.2%。震區(qū)簡支梁橋的橋墩及其基礎的震害比例大為減小，震害特點與國內外其他地震中簡支梁橋的表現明顯不同。

肖旭紅[2]通過計算分析與振動臺試驗，定量解釋了地震中梁體與板式橡膠支座之間的相對滑動釋放了主梁的地震作用是汶川地震中簡支梁橋橋墩震害少的主要原因。

范立礎等[3]提出對于使用板式橡膠支座的橋梁，地震作用中梁底與支座之間發(fā)生的相對滑動，實際上起到了隔震作用，能夠有效減少下部結構的地震作用，同時提出對于這種體系橋梁的抗震設計關鍵是:（1）采用合理的梁體限位裝置；（2）設置合理的梁墩搭接長度，將梁體控制在不發(fā)生落梁的范圍內，以達到減少墩柱地震作用的目的。

最新出版的《公路橋梁抗震設計規(guī)范》（JTG/T 2231-01—2020）明確，對于采用板式橡膠支座的橋梁，在E2 地震作用下，當支座抗滑性能不能滿足規(guī)范要求時，應更換支座類型或按抗震體系類型Ⅱ（減隔震支座）進行抗震設計。

采用板式橡膠支座的簡支梁橋多為中小跨徑，其數量多、分布廣，在E2 地震作用下，板式橡膠支座的抗滑移性能或難以滿足規(guī)范要求，因此研究板式橡膠支座橋梁在抗震體系類型Ⅱ設計原則下的地震響應特點具有實際意義。本文以地震序列作用下板式橡膠支座簡支梁橋支座位移的響應特點為切入點，展開相關研究。

1 地震序列簡介

根據地震學的定義，在一定時間區(qū)間內，在同一震源區(qū)域內發(fā)生的具有一定相關性的1 組大小不同的地震總稱為地震序列。在地震序列中，震級最大的地震稱為主震，發(fā)生在主震前的地震稱為前震，發(fā)生在主震后的地震稱為余震。

1.1 地震序列中強余震發(fā)生的普遍性

根據文獻[4]中關于地震的統(tǒng)計，在發(fā)生強地震后可能伴隨發(fā)生等級較高的余震。文獻[5]從結構抗震分析的角度給出了強余震的概念定義：強余震是在同個地震序列中，在主震發(fā)生后的20 d 內，發(fā)生在同一震源機制下、震級不小于5 級的余震。

呂曉健等[6]對1966 年邢臺地震以來我國發(fā)生的21 次主震震級大于7 級的地震序列進行了統(tǒng)計研究。統(tǒng)計發(fā)現，除了1969 年的渤海地震以外，其余的地震序列中都伴隨著強余震。其中，12 次地震序列中發(fā)生了震級大于6 級的強余震，占統(tǒng)計總數的57%，強余震發(fā)生次數最多的達到31 次。其中包含了多震型地震序列，包括邢臺地震序列（發(fā)生4 次震級大于6 級的強余震）；龍陵地震序列（發(fā)生6 次震級大于6級的強余震）。可見，在強震過后，強余震的發(fā)生是比較普遍的。

1.2 考慮強地震序列作用對板式橡膠支座簡支梁橋抗震設計的影響

目前的抗震設計中，對于板式橡膠支座簡支梁橋地震響應分析，往往選取單次的地震作用展開設計計算。而在實際工程中，在較強的地震序列作用下，橋梁結構將依次受到主震與各余震的地震作用，橋梁結構在主震作用與余震作用下的動力響應有著一定的差異，其主要差異在于，在主震發(fā)生前橋梁結構并無損傷，橋梁結構性能良好，而在余震作用下的橋梁結構往往在之前的主（余）震中發(fā)生了損傷，使結構性能有所下降。對于板式橡膠支座簡支梁橋，在單次地震作用后，梁體與橋墩間將產生殘余位移，由于板式橡膠支座沒有自恢復能力，這種殘余位移將在后續(xù)的余震作用中得到累計。可以預想，這種殘余位移的累計效應將大大降低橋梁的抗震安全性，增加橋梁發(fā)生破壞的可能性。

本文將選取算例，對地震序列作用下板式橡膠支座簡支梁橋的響應特點展開研究。

2 算例

2.1 工程概況

橋例為3 跨（3×20 m）預應力混凝土簡支梁橋，其主梁由6 片跨徑20 m 后張法預應力混凝土預制空心板組成，并簡支于下部結構。下部結構橋墩采用雙柱柱式墩接鉆孔灌注樁基礎；橋臺采用一字墻橋臺擴大基礎。支座與伸縮縫的設置見圖1 所示的橋型布置圖。橋墩處支座采用矩形板式橡膠支座（12×GJZ 250×300×47 mm），橋臺處支座采用聚四氟乙烯滑板支座（12×GJZF4 250×300×49 mm）。

圖1 橋型布置圖（單位：m）

2.2 相關參數選取

2.2.1 支座摩擦系數的選取

本文板式橡膠支座摩擦系數取為0.3，聚四氟乙烯支座摩擦系數取為0.05，不考慮摩擦系數的速度相關性。

2.2.2 地震序列的選取

本文選擇同一地震測站所收集到的集集地震主震與余震記錄，并進行整理篩選，挑選出具有代表性的主震與余震記錄，其參數信息見表1 和圖2～圖7。

圖7 余震2 豎向分量加速度時程

表1 集集地震主震及具有代表性的余震地震信息

圖2 主震縱向分量加速度時程

圖3 主震豎向分量加速度時程

2.3 計算結果

2.3.1 強地震序列作用下簡支梁橋各支座位移時程分析

圖4 余震1 縱向分量加速度時程

圖5 余震1 豎向分量加速度時程

圖6 余震2 縱向分量加速度時程

圖8 ～圖13 列出了6 個支座在地震序列作用下的位移時程。為方便數據分析，將主震、余震1、余震2 的結構響應時程繪制于同一張圖中，其中0～100 s為主震發(fā)生時段；100～170 s 為余震1 發(fā)生時段；170～240 s 為余震2 發(fā)生時段（下同）。

由圖8～圖13 可知：（1）歷次主震、余震過后，各個支座均產生了殘余位移，隨著地震序列的發(fā)生，這種支座位移的殘余效應將得到累計，對于整座橋梁而言，這種支座位移的累計效應無疑是危險的，這將加大橋梁破壞的可能性，降低橋梁后續(xù)的抗震及運營能力；（2）由于主（余）震后支座殘余位移的貢獻，余震作用中的支座最大位移要大于主震作用下的支座最大位移，此時余震作用中梁體發(fā)生落梁震害的可能性將大于主震情況；（3）主震過后，在余震1、2的作用下，支座位移基本都停留在負值上，這說明在余震的影響下，簡支梁所有梁體都向1 號伸縮縫靠近，這將減小1、2 號伸縮縫的實際工作寬度并增大4號伸縮縫的實際工作寬度，那么梁體于1、2 號伸縮縫位置發(fā)生碰撞的可能性將有所增大，而梁體于4號伸縮縫處發(fā)生碰撞的可能性將減小，并增加了梁體于右側橋臺（6 號支座處）發(fā)生落梁的風險。

圖8 強地震序列下1 號支座位移

圖9 強地震序列下2 號支座位移

圖13 強地震序列下6 號支座位移

2.3.2 強地震序列作用下板式橡膠支座簡支梁橋伸縮縫碰撞力分析

橋梁結構在伸縮縫處發(fā)生分段，伸縮縫左右橋梁構件并非一體，在地震作用中伸縮縫左右構件可能發(fā)生碰撞，這種碰撞的發(fā)生將導致構件的損傷甚至破壞，對橋梁結構的安全性及震后的正常通行造成不可忽視的影響。強地震序列作用下的橋梁伸縮縫碰撞計算結果見圖14～圖17。

圖10 強地震序列下3 號支座位移

圖11 強地震序列下4 號支座位移

圖12 強地震序列下5 號支座位移

圖14 強地震序列下1 號伸縮縫碰撞力

圖15 強地震序列下2 號伸縮縫碰撞力

圖16 強地震序列下3 號伸縮縫碰撞力

圖17 強地震序列下4 號伸縮縫碰撞力

由圖14～圖17 可知：（1）在余震作用下，1、2 號伸縮縫處發(fā)生的碰撞響應，不管是從碰撞的次數還是碰撞力的大小上，都要強于3、4 號伸縮縫處的碰撞響應（其中4 號伸縮縫處并未發(fā)生碰撞響應）；（2）余震作用中，1、2、3 號伸縮縫處均發(fā)生了碰撞，并且碰撞力的大小都超過了其在主震作用中的最大碰撞力，這將造成伸縮縫構件的破壞并大大加大梁體、橋臺發(fā)生局部損傷的可能性。

3 結語

（1）在歷次主震、余震過后，各個支座均產生了殘余位移，隨著地震序列的發(fā)生，這種支座位移的殘余效應將得到累計。

（2）支座位移的累計效應將增加橋梁梁體與梁體、梁體與橋臺間碰撞的可能性，橋臺及梁體發(fā)生局部損傷的可能性有所增大。

（3）對于整座橋梁而言，這種支座位移的累計效應無疑是危險的，這將加大橋梁發(fā)生落梁的可能性，并降低橋梁后續(xù)的抗震及運營能力。板式橡膠支座簡支梁橋抗震設計中，應充分考慮地震序列的影響。