高墩連續(xù)梁橋抗震性能優(yōu)化

許 祥 范平易

(1.中冶華天工程技術有限公司，江蘇 南京 210019； 2.南京水利科學研究院，江蘇 南京 210029)

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高墩連續(xù)梁橋抗震性能優(yōu)化

許 祥1范平易2

(1.中冶華天工程技術有限公司，江蘇 南京 210019； 2.南京水利科學研究院，江蘇 南京 210029)

在分析某高墩連續(xù)梁橋常規(guī)約束體系抗震性能的基礎上，探討了優(yōu)化該連續(xù)梁橋抗震性能的設計方案，提出了板式橡膠支座、滑板支座加縱橫向限位器的結構約束體系，顯著提升了橋梁結構的抗震性能。

連續(xù)梁橋，抗震性能，結構約束體系，限位器

0 引言

近年來，隨著社會經(jīng)濟的迅速發(fā)展，我國公路建設在東部穩(wěn)步發(fā)展的同時正逐漸向西部推進。西部地區(qū)多為山嶺丘陵區(qū)，地形、地貌和地質(zhì)水文條件復雜，公路建設中不可避免地出現(xiàn)許多跨越河谷或深溝的高墩連續(xù)梁橋。而西部地區(qū)又是我國的地震多發(fā)區(qū)，因此進行高墩連續(xù)梁橋的抗震性能研究是十分有意義的。本文在對采用常規(guī)約束體系的高墩橋梁的抗震性能分析的基礎上，提出了可以有效提升高墩連續(xù)梁橋抗震性能的結構約束體系，研究結論可為同類高墩連續(xù)梁橋的抗震設計提供參考。

1 常規(guī)約束體系的高墩連續(xù)梁橋抗震性能

考慮到為了能有效約束上部結構，高墩連續(xù)梁橋中通常會將高墩與主梁設計成剛構連接，但在先簡支后連續(xù)橋梁中很難實現(xiàn)節(jié)點的剛構連接，同時考慮到避免主梁出現(xiàn)過大的溫度應力和有效約束上部結構的需要，先簡支后連續(xù)橋梁的結構約束體系方案通常采用板式橡膠支座+聚四氟乙烯滑板支座的約束體系。下面將分析這種約束體系下的高墩連續(xù)梁橋的抗震性能。如圖1所示為某一座四跨連續(xù)梁橋(4×40 m)，上部結構采用預應力先簡支后連續(xù)的T梁，橋面寬13 m。橋墩為獨柱式變截面混凝土矩形墩柱，墩頂截面為1.6 m×6 m，墩底截面為2 m×6 m，墩頂設有一個2.2 m×2.2 m的方形截面蓋梁，基礎采用群樁基礎。橋臺處每片T梁下設置一個GJZF4 350×450×86滑板支座，橋墩處每片T梁下設置一個GJZ500×650×110板式支座，滑板支座的滑動位移限值為0.1 m，板式橡膠支座的最大變形量為0.08 m。

在我國的橋梁設計中，板式橡膠支座一般直接擱置在主梁與支座墊石之間，板式橡膠支座與梁體底部無連接，當?shù)卣甬a(chǎn)生的水平力大于支座與主梁底部的摩擦力時，將會產(chǎn)生滑動[1]，所以可采用滑動摩擦單元來模擬板式橡膠支座，支座單元的側向力與側向位移的關系為[2]：

(1)

其中，fb為支座的水平側向力；db為支座的水平側向位移；kb為支座滑動前的水平剪切剛度；Fcr為支座水平方向的滑動臨界力，F(xiàn)cr=N·μ，N為支座在某一時刻所受到的支座反力(包括恒載作用和地震作用)，μ為橡膠支座與混凝土表面的滑動摩擦系數(shù)，μ取0.15[3]。

為了使分析更具一般性，根據(jù)不同的地震參數(shù)(震級、加速度峰值和場地特征等)，選取如表1 所示的由美國太平洋地震工程研究中心(PEER)提供的3條地震波。分析中考慮設計加速度峰值為0.2g，將每條地震波的加速度峰值作相應的調(diào)整。地震波輸入方式采用100%縱向地震荷載與60%豎向地震荷載的疊加。如沒有特殊說明，結構的地震反應值均為3條地震波計算結果的平均值。

表1 選取的地震波

表2 橋梁結構的地震反應

從表2中可以看到，在地震作用下主梁與下部結構的最大相對位移都超出了支座的變形及位移能力，即在地震作用下板式橡膠支座發(fā)生了滑動。板式支座一旦滑動就不能有效地約束主梁的地震位移，過大的位移量可能引起支座破壞以及主梁梁端、橋臺的碰撞破壞，甚至引發(fā)落梁。

2 抗震性能優(yōu)化

為了限制地震作用下板式支座滑動引起的過大相對位移，這里在橋梁結構中設置防落梁裝置，形成“板式橡膠支座+防落梁裝置”的約束體系。具體做法為：在順橋向設置限位器，在橫橋向設置抗震擋塊。在兩端橋臺伸縮縫處各設置一個纜索限位器連接橋臺與主梁；在每個橋墩處，左右各設置一個連接在橋墩與主梁間的纜索限位器，如圖2a)所示。纜索采用受拉單元模型，假定整個地震過程中纜索處于彈性狀態(tài)，可采用彈簧—鉤單元模擬限位器，如圖2b)所示。纜索限位器的非線性拉力與位移關系為[4]：

(2)

其中，fr為限位器拉力；dr為I與J點間的相對位移；Gr為限位器的松弛長度，考慮到限位器不影響支座的溫度變形等因素，松弛長度Gr取0.06 m；kr為限位器剛度，目前對墩梁連接式限位器剛度的取值研究還很少，本文橋臺處限位器剛度取為2×105kN/m，橋墩處取為1×105kN/m。

為了限制主梁的橫向位移，在蓋梁及橋臺的左右兩邊各設置一個混凝土擋塊，如圖3a)所示，橫向擋塊可采用圖3b)所示的接觸單元來模擬，其非線性壓力與位移關系為[5]：

(3)

其中，fc為接觸單元的撞擊力；dc為I與J點間的相對位移；Gc為橫向擋塊與主梁的初始間隙，考慮其對支座變形的影響取為0.06 m；kc為接觸單元剛度，取為3×105kN/m[4]。

如圖4和圖5所示分別為El Centro波作用下有、無限位器時2號橋墩處墩梁縱向、橫向相對位移時程的對比情況，從兩圖中都可以看出，沒有安裝防落梁裝置(縱向限位器、橫向擋塊)時，在強烈地震作用下，板式橡膠支座在縱橋向和橫橋向都可能發(fā)生較大的變形；而當設置相應的防落梁裝置以后，墩梁間的地震相對位移明顯減小，板式支座的滑動位移得到了有效的控制。防落梁裝置對其他位置處的主梁與下部結構的相對位移也有同樣的效果，表3中給出了有、無防落梁裝置時各墩梁或臺梁的最大相對位移比值，從表中可以看到，相比無限位器的情況，安裝限位器以后，主梁與下部結構的最大相對位移最小減小了近20%，最大達到了50%，這樣可以有效地防止地震落梁災害的發(fā)生，提高橋梁的整體抗震性能。

表3 有、無防落梁裝置時各墩梁或臺梁的最大相對位移比

表4 縱豎向地震作用下各限位器的最大拉力

各位置限位器最大拉力/kN0號橋臺處1號墩左1號墩右2號墩左2號墩右3號墩左3號墩右4號橋臺處12321599140018772015385013215

圖6和圖7分別為El Centro波作用下2號橋墩處的限位器和擋塊的受力時程，從兩個圖中可以看出，限位器和擋塊在地震中都承受了不同程度的作用力，這些力是不連續(xù)的脈沖力，僅在主梁與下部結構相對位移超過限位器或擋塊的初始工作間隙時才會出現(xiàn)。表4和表5中分別給出了相應的限位器和擋塊受到的最大地震作用力。從兩個表中可以看到，在地震作用下各位置處的限位器和橫向擋塊都承受了較大的地震作用力，其中以橋臺處的限位器或擋塊受力最大。這主要是因為主梁與橋臺間出現(xiàn)了較

大的相對位移，為了限制住較大的相對位移，此處的限位器或是擋塊就要承受更大的作用力。因此橋臺處的防落梁裝置一般設置的比橋墩處的要強一些。

表5 橫豎向地震作用下各擋塊的最大受力

表6為有、無防落梁裝置時各橋墩的最大剪力比和彎矩比，從表中可以看出，安裝防落梁裝置以后，原先板式橡膠支座滑動帶來的隔震效果被減弱，防落梁裝置將更多的主梁地震力直接傳到了下部結構上，使下部結構的地震反應明顯增大，其中墩底剪力最大增大了1.89倍，墩底彎矩最大增大了2倍左右。這樣一來就可以控制橋梁的地震破壞形式，避免因發(fā)生落梁而使橋墩延性抗震能力得不到有效發(fā)揮的情況出現(xiàn)。另一方面，在對橋墩進行抗震能力設計時，應當充分考慮這種因安裝防落梁裝置帶來的地震作用放大效應的影響。

表6 有、無防落梁裝置時各橋墩的最大剪力比和彎矩比

3 結語

論文對高墩橋梁抗震性能進行了分析，結果表明采用常規(guī)結構約束體系較難滿足抗震設防要求，在綜合考慮橋梁的正常使用性能和抗震性能要求的基礎上，提出通過設置防落梁裝置來提高高墩橋梁的抗震性能，主要結論如下：1)在先簡支后連續(xù)高墩梁橋中，當采用板式橡膠支座+聚四氟乙烯滑板支座的約束體系時，地震作用下板式支座會出現(xiàn)滑動，從而不能有效地約束上部結構的地震位移，過大的位移易引發(fā)結構破壞。2)在板式橡膠支座約束體系的高墩連續(xù)梁橋中設置防落梁裝置，可以有效地減小因板式支座滑動引起的主梁與下部結構之間過大的相對位移，顯著提升橋梁結構的整體抗震性能。但安裝防落梁裝置以后橋墩的地震反應會增大，在設計中應考慮到此種放大效應。

[1] 范立礎,李建中.汶川橋梁震害分析與抗震設計對策[J].公路,2009(5):122-128.

[2] 范立礎,聶利英,李建中.地震作用下板式橡膠支座滑動的動力性能分析[J].中國公路學報,2003,16(4):30-35.

[3] JTG/T B02—01—2008，公路橋梁抗震設計細則[S].

[4] 黃小國,李建中,張 哲.連續(xù)梁橋縱橋向防落梁裝置結構模式對比研究[J].同濟大學學報(自然科學版),2009,37(9):1146-1158.

[5] 聶利英,李建中,范立礎.地震作用下結構碰撞模型的模型參數(shù)及其影響分析[J].工程力學,2005,22(5):142-146.

Seismic optimization for high-pier continuous bridges

Xu Xiang1Fan Pingyi2

(1.HuatianEngineering&TechnologyCorporation,MCC,Nanjing210019,China; 2.NanjingHydraulicResearchInstitute,Nanjing210029,China)

Based on the analysis of the seismic performance of the regular constraint system of some high-pier continuing girder bridge, the paper explores the design scheme to optimize the seismic performance of the continuing girder bridge, and puts forward the structural constraint system with the plate rubber bearing, sliding bearing, and vertical and horizontal stopper, promote the seismic performance of the bridge structure.

continuing girder bridge, seismic performance, structural constraint system, stopper

1009-6825(2016)10-0168-03

2016-01-25

許 祥(1984- )，男，碩士，工程師； 范平易(1985- )，女，碩士，工程師

U441.3

A