连续梁桥减隔震设计与分析

王 平

(上海城兴市政工程设计有限公司 上海市 200030)

0 引言

目前，桥梁抗震体系主要有两种，延性抗震体系和减隔震抗震体系，延性抗震是允许墩柱产生塑性变形，通过对结构塑型区域的刚度折减使结构变柔从而达到增大墩柱顶位移而消耗地震能量的效果；减隔震抗震体系是利用减隔震支座的滞回耗能特性增长结构自振周期和增大阻尼，从而达到消耗地震能量和降低地震结构响应的目的[1]。

本桥墩柱高度较小，不易在地震作用下形成塑性铰，采用减隔震体系能保护上部结构、桥墩和基础不受损伤、在弹性范围内，减少了震后的修复工作。

1 工程概况

在建某连续梁上跨通航航道，规划河口宽度62m，为Ⅵ级航道，主桥分两幅设置，跨径布置采用48m+76m+48m=172m的变截面预应力混凝土连续梁桥。引桥采用标准跨径为20m的刚接空心板梁，西侧引桥为5跨，东侧引桥为14跨。见图1。

图1 主桥总体立面图

主桥横断面布置：0.25m(栏杆)+3.75m(慢行道)+1.0m(机非分隔带)+8.0m机动车道+0.5m(分隔带)+8.0m(有轨电车预留)+0.5m(分隔带)+8.0m机动车道+1.0m(机非分隔带)+3.75m(慢行道)+0.25m(栏杆)=35m。

单幅桥梁采用单箱双室截面，中支点梁高6.6m，边支点和中跨跨中梁高2.4m，箱梁底板呈抛物线变化，中支点线型根据景观效果进行局部调整，箱梁标准段顶宽17.5m，外侧挑臂长3.0m，腹板厚0.45～0.65m，顶板厚0.26m，底板厚0.25～0.60m。墩顶设置横梁，中横梁厚为2.0m，端横梁厚为1.5m。主桥采用挂篮悬浇施工，单个节段长度3.5～4.5m，单幅主桥共有39个节段，其中包括1个主跨合龙段、2个边跨合龙段、2个边跨现浇段及2个0号块。主桥主墩及过渡墩均采用矩形截面的柱式墩，主墩立柱尺寸为2.5m×2.5m，承台平面尺寸14.5m×7m，高3m。基础为18根直径为1m的钻孔灌注桩。过渡墩立柱尺寸为2.5m×2.0m，单个承台平面尺寸4.5m×4.5m，高2.5m，基础为4根直径为1m的钻孔灌注桩。见图2、图3。

图2 支点处横断面图

图3 跨中处横断面图

2 结构计算分析

2.1 支座参数

减隔震支座采用钟摆原理，通过滑动面的摩擦力消耗地震能和支座球面摆动延长运动周期来实现减隔震的功能[2]。非隔震桥支座采用盆式橡胶支座，中墩采用JPZ(Ⅱ)-27.5，边墩采用JPZ(Ⅱ)-6.0型支座；隔震桥支座采用摩擦摆支座，中墩支座选用JZQZ-27500/2750型支座，边墩支座选用JZQZ-6000/600型支座，参数见表1。

表1 摩擦摆支座参数表

2.2 模型建立

采用MIDAS/Civil通用有限元程序，建立空间三维杆系有限元分析模型，见图4，其中主梁、桥墩模拟为空间梁柱单元，承台模拟为梁单元，通过刚臂与墩底节点连接，全桥共202个单元，桩基础采用一般弹性支承模拟桩土相互作用，土弹簧刚度矩阵根据m法[3]计算确定。时程分析中将二期恒载转换为质量，通过静力法定义无量纲加速度时程函数来考虑恒载效应。非减隔震桥梁墩梁间采用弹性连接模拟支座；减隔震桥梁墩梁之间采用非线性弹簧连接，按表1计算参数输入。本次设计采用瑞利阻尼建立阻尼矩阵，根据《公路桥梁抗震设计规范》JTG/T 2231-01-2020，表示为下式[1]：

[C]=a0[M]+a1[K]

(1)

(2)

式中：[M]、[K]—结构的质量和刚度矩阵；

ξ—阻尼比，按0.05取值；

ωn，ωm—第n阶和第m阶圆频率。

图4 主桥有限元模型

2.3 动力特性分析

根据上述建立的抗震计算模型，对两种支座工况下结构的动力特性进行了分析。结构典型振型的动力特性描述如表2、图5所示。

表2 两种工况下动力特性对比表

图5 两种工况下结构振型图

根据现行《中国地震动参数区划图》和本项目所在区域的场地类别并结合规范，本项目的设计加速度反应谱特征周期Tg取值0.55s。

根据上述计算结果可得出：采用减隔震支座方案的桥梁能够明显延长结构的固有周期。从而达到远离地震能量集中的频率区段(反应谱平台段)，达到减隔震的效果。

2.4 地震波的拟合

根据《公路桥梁抗震设计规范》(JTG/T 2231-01-2020)，工程项目场地水平向设计反应谱函数确定如图6。

图6 场地水平地震反应谱

为进行非线性时程分析，根据E2作用下反应谱合成人工时程波。图7所示为大震条件下3条人工波。

在进行时程分析时，地震动输入采用与水平设计加速度反应谱对应的场地水平加速度时程。地震的激励方向分别采用纵向和横向两种方式。时程分析结果采用3条时程波地震作用下的反应最大值。

2.5 抗震性能分析

在纵向和横向地震激励下，分别计算得出减隔震体系桥梁和非减隔震体系桥梁墩柱的最大弯矩。钢筋混凝土桥墩截面的抗弯能力(强度)采用纤维单元法进行的弯矩-曲率(考虑相应轴力)分析，将混凝土截面根据配筋布置划分为多个纤维单元束，而每根钢筋则作为单元束中的1个纤维单元。计算出的最不利弯矩和相应弯矩需求以及支座位移见表3～表4。

图7 加速度时程地震波图

表3 纵向地震激励下桥墩弯矩对比表

表4 横向地震激励下桥墩弯矩对比表

由表3、表4可以得出：纵向地震激励下，两种工况桥墩均处于弹性阶段，减隔震桥梁主墩和过渡墩弯矩分配较为均匀，而非减隔震桥梁主墩弯矩较大，是过渡墩弯矩的5倍。

横向地震激励下，减隔震桥梁桥墩均处于弹性阶段，而非减隔震桥梁主墩进入塑性。两种工况下过渡墩弯矩较为接近，主墩弯矩最大相差约4倍。

由表5、表6可得出，减隔震桥梁的支座位移普遍大于非减隔震桥梁的支座位移。纵向地震工况下，支座位移要高出1倍；横向地震工况下，过渡墩高出1.5倍，主墩则高出2.5倍。可见，减隔震体系下，由于支座的钟摆滞回效应，上部结构的震动周期增加而导致梁体位移显著增大。

表5 纵向地震激励下支座位移对比表

3 结论

根据《公路桥梁抗震设计规范》JTG/T 2231-01-2020的要求，对采用减隔震设计的桥梁同时采用非减隔震设计进行抗震效果检验。以连续梁为例，分别对采用盆式支座的非减隔震体系和采用摩擦摆支座的减隔震体系进行动力特性分析和抗震性能分析，得出以下结论：

表6 横向地震激励下支座位移对比表

(1)非减隔震体系下桥梁位于地震能量集中的频率区段，而采用减隔震支座方案的桥梁能够明显延长结构的固有周期，减隔震效果明显。

(2)减隔震体系下桥梁在E2地震作用下，结构均处于弹性阶段，而非减隔震体系下桥梁在E2地震横向作用下桥墩已进入塑性。减隔震支座可明显改善桥墩的受力状况，使各桥墩内力相对更加均匀。减隔震体系下桥梁在纵横向的位移均增加较多。

(3)仅对两种工况下的支座位移做定量比较，而桥梁是三维空间结构，在地震作用下必将产生多方向的大位移，仅靠传统的伸缩装置难以满足大震下的位移需求，从而会限制减隔震支座依靠钟摆产生的滞回耗能的效果，导致减隔震效果降低，甚至墩柱进入塑性状态。所以减隔震体系的配套设计、限位装置的应用还需进一步研究。