橫向抗震擋塊對橋梁抗震性能的影響分析

莊 鑫， 李建中， 王瑞龍

(同濟(jì)大學(xué)土木工程防災(zāi)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，上海 200092)

在我國，中小跨度梁式橋廣泛采用板式橡膠支座，并且在墩、臺上設(shè)置混凝土橫向抗震擋塊防止落梁。但是國內(nèi)現(xiàn)行的橋梁抗震規(guī)范，包括《公路橋梁抗震設(shè)計(jì)細(xì)則》［1］和《城市橋梁抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》［2］都沒有對混凝土橫向抗震擋塊的設(shè)計(jì)和構(gòu)造提出明確規(guī)定，僅將其作為一種構(gòu)造措施。汶川地震中混凝土擋塊破壞是梁式橋最普遍的震害之一［3-4］。汶川地震梁式橋的震害表明:汶川地震區(qū)大量橋梁出現(xiàn)擋塊破壞對于減小橋墩及基礎(chǔ)的地震損傷是有利的，如果擋塊設(shè)計(jì)得非常強(qiáng)大，地震力可能直接傳遞到橋墩和基礎(chǔ)，引起橋梁下部結(jié)構(gòu)的嚴(yán)重?fù)p傷，但是擋塊設(shè)計(jì)得太弱，起不到防落梁作用也是不可取的。在對汶川地震擋塊破壞震害分析的基礎(chǔ)上，本文提出采用彈塑性鋼擋塊代替混凝土擋塊，利用地震作用下彈塑性擋塊的彈塑性變形，耗散地震能量，在控制梁體橫向位移的同時減小橋梁墩柱的橫向地震力。目前國內(nèi)對于橋梁結(jié)構(gòu)彈塑性抗震擋塊的研究并不多，黃小國［5］開發(fā)了一種X形彈塑性鋼擋塊并對其進(jìn)行了試驗(yàn)研究;周行人［6］等提出了一種由鋼型材制作的橫向彈塑性擋塊，并對其抗震性能作了初步探索。

為了考慮橫向混凝土擋塊對結(jié)構(gòu)地震反應(yīng)的影響，實(shí)際橋梁抗震分析中混凝土擋塊的模擬有以下兩種方式:(1)假設(shè)混凝土擋塊為剛體，墩、梁間橫橋向?yàn)閯傂赃B接;(2)假設(shè)地震作用下?lián)鯄K破壞，不考慮混凝土擋塊橫向水平約束。本文以一典型梁式橋?yàn)楣こ瘫尘?，?yīng)用非線性時程方法分析比較了墩梁之間橫向固結(jié)(假設(shè)混凝土擋塊設(shè)計(jì)得足夠強(qiáng)，地震作用下不破壞)、不考慮橫向混凝土擋塊作用(假設(shè)混凝土擋塊設(shè)計(jì)得比較弱，地震作用下破壞)、墩梁間橫向彈塑性約束(采用彈塑性擋塊)三種工況下結(jié)構(gòu)地震反應(yīng)，并對不同的彈塑性擋塊參數(shù)進(jìn)行了分析。

1 計(jì)算模型

1.1 工程背景及地震動輸入

(1)工程背景。本文采用廣東省某高架橋的一聯(lián)梁式橋作為工程背景，并取前后兩側(cè)各一聯(lián)梁式橋作為邊界條件，研究橋段為4×28 m先簡支后橋面連續(xù)梁橋，橋段立面圖如圖1所示。上部結(jié)構(gòu)采用鋼筋混凝土裝配式箱梁，小箱梁高1.6 m，橋面板寬3 m，每一幅橋由5個小箱梁澆注而成，左右兩幅分開。下部結(jié)構(gòu)為帶蓋梁的雙柱式橋墩，橋墩是邊長2 m的方墩;基礎(chǔ)為承臺式群樁基礎(chǔ)，樁徑1.8 m。兩幅橋共同安置在蓋梁上，橋梁橫斷面如圖2所示。上部結(jié)構(gòu)與蓋梁之間采用板式橡膠支座進(jìn)行連接，每片小箱梁下設(shè)置一個支座，支座型號為GYZ-D450×114。

圖1 橋段立面圖(單位:m)

圖2 橋段橫斷面圖(單位:m)

(2)地震動輸入。地震動輸入采用3條橋址場地處50 a超越概率為2.5%的人工地震加速度時程，地震反應(yīng)的分析結(jié)果取3組反應(yīng)的最大值。圖3(a)所示為3條人工地震加速度時程波對應(yīng)的反應(yīng)譜，圖3(b)為其中一條典型的人工地震加速度時程曲線TH-1。

圖3 地震動輸入

1.2 計(jì)算模型

采用三維有限元建立了結(jié)構(gòu)非線性空間動力模型。主梁、橋墩及蓋梁均采用梁單元模擬;承臺視為剛體，等效為質(zhì)點(diǎn)并賦予質(zhì)量;樁基采用6個方向的土彈簧進(jìn)行模擬，土彈簧剛度采用m法計(jì)算得到。選取研究橋段前后兩側(cè)各一聯(lián)作為邊界條件，前后兩聯(lián)的跨徑布置分別為3×31 m+28 m與28 m+3×31 m。板式橡膠支座和彈塑性擋塊的計(jì)算模型分別如下。

1.2.1 板式橡膠支座

上部結(jié)構(gòu)為5片混凝土小箱梁澆注而成，與蓋梁之間采用板式橡膠支座進(jìn)行連接，每片小箱梁下設(shè)置一個支座，支座型號為GYZ-D450×114，本文將上部結(jié)構(gòu)與蓋梁之間的5個板式橡膠支座并聯(lián)成一個支座進(jìn)行計(jì)算。由于板式橡膠支座與梁底和蓋梁頂均無構(gòu)造措施約束滑動，因此需要考慮板式橡膠支座的滑動效應(yīng)。

圖4所示的力-變形關(guān)系用以描述板式橡膠支座的滑動效應(yīng)，其中Fy為板式橡膠支座的滑動摩擦力，根據(jù)《公路橋梁板式橡膠支座規(guī)格系列》［7］，支座與鋼板接觸時摩擦系數(shù)取0.2，故Fy=0.2N，其中，N為支座恒載反力;K0為板式橡膠支座初始剛度，可參考《公路橋梁抗震設(shè)計(jì)細(xì)則》［1］按公式(1)進(jìn)行計(jì)算。本文中支座型號為GYZ-D450×114，根據(jù)《公路橋梁板式橡膠支座規(guī)格系列》［7］橡膠層厚度∑t=0.082 m，根據(jù)公式(1)可知板式橡膠支座的并聯(lián)初始剛度為K0=11 637 kN/m;K1為板式橡膠支座的滑動后剛度，本文取K1=1/10 000K0;xy為板式橡膠支座滑動位移，xy=Fy/K0。

式中，Gd為板式橡膠支座的動剪切模量，取1 200 kN/m2;Ar為橡膠支座的剪切面積;∑t為橡膠層的總厚度。

1.2.2 彈塑性擋塊

自2011年5月以來，選煤廠原煤質(zhì)量波動較大，直接影響了精煤質(zhì)量。主要表現(xiàn)為：精煤快灰穩(wěn)定性差、銷售精煤灰分偏高、批合格率下降、精煤產(chǎn)率下降。造成這一現(xiàn)象的重要原因是粉精煤產(chǎn)量明顯增加，灰分也大幅上升。從現(xiàn)場粉精煤刮板輸送機(jī)的運(yùn)輸量來看，粉精煤產(chǎn)量增至原來的3倍左右，灰分也由原來的12%以下上升到14%以上。為了穩(wěn)定精煤灰分，生產(chǎn)中不得不將粉精煤全部(或部分)摻入中煤，由此也在一定程度上降低了精煤產(chǎn)率，損失了經(jīng)濟(jì)效益。

本文所采用的橫向彈塑性擋塊為X形彈塑性鋼擋塊，圖5所示的力-變形關(guān)系用以描述其非線性行為，其中，F(xiàn)y為X形彈塑性擋塊的屈服力，可通過改變X形鋼板的厚度及層數(shù)進(jìn)行調(diào)整［5］;xy為屈服位移，本文取xy=0.02 m;K0為X形彈塑性鋼擋塊的初始剛度，K0=Fy/xy;K1為其屈后剛度，本文取K1=0.05K0。

圖5 X形彈塑性鋼擋塊力-變形關(guān)系

圖4 板式橡膠支座力-變形關(guān)系

2 橫向抗震擋塊對橋梁橫向地震反應(yīng)的影響

2.1 工況設(shè)置

為研究梁式橋設(shè)置不同橫向擋塊對橋梁橫向地震反應(yīng)的影響，進(jìn)行了3種工況的非線性時程反應(yīng)分析，3種工況分別為:工況一，不考慮橡膠支座與梁底的滑動效應(yīng)，假設(shè)梁體與橋墩間在橫橋向?yàn)閯偨?假設(shè)混凝土擋塊為剛體);工況二，考慮板式橡膠支座與梁底間的滑動，連接單元采用圖4所示的力-變形關(guān)系，橫橋向不考慮擋塊作用(假設(shè)混凝土擋塊破壞);工況三，考慮板式橡膠支座與梁底間的滑動，連接單元采用圖4所示的力-變形關(guān)系，橫橋向采用X形彈塑性鋼擋塊，連接單元采用圖5所示的力-變形關(guān)系，屈服力Fy取支座恒載反力的10%，屈服位移取xy=0.02 m。

2.2 各工況地震響應(yīng)比較

通過對上述3種工況進(jìn)行非線性時程分析，得到該橋梁結(jié)構(gòu)的橫橋向地震響應(yīng)。重點(diǎn)列出并比較了橋梁橫橋向地震作用下墩底彎矩、墩底剪力和支座位移3種典型地震響應(yīng)值，如圖6所示，橋墩編號見圖1。通過圖6(a)和圖6(b)發(fā)現(xiàn)，墩梁之間橫向設(shè)置X形彈塑性鋼擋塊(工況三)時，地震內(nèi)力響應(yīng)(墩底彎矩及墩底剪力)較墩梁之間橫向固結(jié)(工況一)時減小約50%，而僅比墩梁之間橫向不考慮擋塊作用(工況二)時增大約20%。通過圖6(c)發(fā)現(xiàn)，工況三較工況二支座橫向地震位移響應(yīng)減小近55%。

因此，墩梁橫向之間設(shè)置X形彈塑性鋼擋塊時，對于整體結(jié)構(gòu)的橫橋向地震內(nèi)力響應(yīng)有較好的減震效果，而對支座位移也有較好的控制。

3 彈塑性抗震擋塊參數(shù)分析

前文所述結(jié)構(gòu)響應(yīng)分析中，X形彈塑性鋼擋塊屈服力Fy取用支座恒載反力的10%，屈服位移取xy=0.02 m。然而，橫向抗震擋塊的橫向剛度及屈服力對橋梁墩柱和基礎(chǔ)的橫向地震響應(yīng)有較大影響，同時對墩梁之間的橫向相對位移也有較大影響。為研究X形彈塑性鋼擋塊的橫向剛度變化對橋梁結(jié)構(gòu)橫向地震響應(yīng)的影響，通過調(diào)整X形彈塑性鋼擋塊中鋼板的層數(shù)和厚度等參數(shù)實(shí)現(xiàn)鋼擋塊屈服力及初始剛度的改變，用數(shù)值方法計(jì)算了以下4組擋塊參數(shù)時橋梁橫向地震響應(yīng):

(1)剛度0.5K:Fy=0.05N(N 為支座恒載反力)，xy=0.02 m。

(2)剛度1.0K:Fy=0.10N(N 為支座恒載反力)，xy=0.02 m。

圖6 三種工況橋梁橫橋向地震響應(yīng)代表值

(3)剛度1.5K:Fy=0.15N(N 為支座恒載反力)，xy=0.02 m。

(4)剛度2.0K:Fy=0.20N(N 為支座恒載反力)，xy=0.02 m。

圖7所示為橫向X形彈塑性鋼擋塊采用四組不同屈服力及初始剛度等參數(shù)時，橋梁結(jié)構(gòu)橫橋向非線性時程分析結(jié)果的比較，橋墩編號見圖1。圖7(a)為4組參數(shù)下各橋墩墩底彎矩值，圖7(b)為4組參數(shù)下各橋墩墩底剪力值，圖7(c)為4組參數(shù)下各支座位移值，圖7(d)為某典型橋墩墩底彎矩及相應(yīng)支座位移隨X形彈塑性鋼擋塊參數(shù)改變時的變化情況。

通過比較可以發(fā)現(xiàn)，當(dāng)增大X形彈塑性鋼擋塊的屈服力和剛度時，各橋墩墩底彎矩和剪力都有明顯的增加，支座位移也得到了有效的控制。尤其通過圖7(d)所示的變化規(guī)律可以明顯看出，以剛度0.5K為基準(zhǔn)，剛度每增加1倍，橫向墩底彎矩響應(yīng)分別約增加6%、26%和42%，橫向支座位移響應(yīng)分別約減小32%、38%和45%。橫向擋塊剛度從0.5K增加到1.0K的過程中，橋梁橫向地震內(nèi)力響應(yīng)增加不大，而橫向支座位移響應(yīng)減小明顯;橫向擋塊剛度從1.0K增加到2.0K的過程中，橋梁橫向地震內(nèi)力響應(yīng)增加明顯，而橫向支座位移響應(yīng)減小緩慢。因此，橫向X形彈塑性鋼擋塊的屈服力取Fy=0.10N(N為支座恒載反力)，屈服位移取xy=0.02 m時，橋梁結(jié)構(gòu)橫向地震響應(yīng)最為有利。

4 結(jié)論

結(jié)合廣東省某高架橋的一聯(lián)先簡支后橋面連續(xù)梁橋，采用非線性時程分析方法討論了墩梁之間橫向設(shè)置X形彈塑性鋼擋塊與橫向固結(jié)和橫向不考慮擋塊作用時橋梁結(jié)構(gòu)橫向地震響應(yīng)的不同，以及改變X形彈塑性鋼擋塊屈服力及初始剛度時對橋梁結(jié)構(gòu)橫向地震的影響，主要結(jié)論如下:

(1)與墩梁之間橫向固結(jié)及橫向不考慮擋塊作用相比，墩梁之間橫向設(shè)置X形彈塑性鋼擋塊使得橋梁結(jié)構(gòu)的橫向地震響應(yīng)更趨合理。

(2)墩梁之間橫向設(shè)置X形彈塑性鋼擋塊時，橋梁結(jié)構(gòu)的橫向地震響應(yīng)隨擋塊初始剛度和屈服力的變化有明顯規(guī)律，墩底內(nèi)力響應(yīng)不斷增加，支座位移響應(yīng)不斷減小。

(3)通過比較發(fā)現(xiàn)，墩梁之間橫向設(shè)置X形彈塑性鋼擋塊屈服力取Fy=0.10N(N為支座恒載反力)，屈服位移取xy=0.02 m時，橋梁結(jié)構(gòu)橫向地震響應(yīng)最為有利。在橋梁抗震設(shè)計(jì)中，彈塑性鋼擋塊屈服力取相應(yīng)位置處支座恒載反力0.1倍左右的范圍內(nèi)可以達(dá)到最好的抗震效果。

圖7 改變擋塊剛度橋梁橫向地震響應(yīng)代表值

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