溫度對(duì)連續(xù)剛構(gòu)橋主橋與引橋間碰撞效應(yīng)的影響

車 剛 剛

(1.蘭州交通大學(xué)土木工程學(xué)院，甘肅 蘭州 730070；2.蘭州交通大學(xué)道橋?yàn)?zāi)害防治技術(shù)國(guó)家地方聯(lián)合實(shí)驗(yàn)室，甘肅 蘭州 730070)

0 引言

地震作用下，橋梁伸縮縫處的碰撞現(xiàn)象極為常見，如2008年的汶川地震導(dǎo)致不少橋梁在鄰梁之間發(fā)生碰撞[1]。在橋梁減隔震技術(shù)中，多采用隔震橡膠支座來增大結(jié)構(gòu)的自振周期，以降低地震響應(yīng)。由于橡膠對(duì)溫度的敏感性，支座溫度變化會(huì)對(duì)橋梁結(jié)構(gòu)產(chǎn)生不同程度的影響[2]。何文福等[3]通過試驗(yàn)研究隔震橡膠支座在不同溫度下結(jié)構(gòu)的響應(yīng)，證實(shí)了溫度對(duì)隔震橡膠支座的影響不容忽視。而在國(guó)內(nèi)橋梁抗震的相關(guān)規(guī)范中，關(guān)于溫度對(duì)橋梁的作用僅規(guī)定了一般原則，無具體的可實(shí)施方案。因此，本文借鑒美國(guó)2014年出版的“AASTHO指導(dǎo)性隔震設(shè)計(jì)指南”來探討溫度對(duì)大跨連續(xù)剛構(gòu)橋梁體間碰撞產(chǎn)生的影響[4]，以此促進(jìn)國(guó)內(nèi)橋梁抗震技術(shù)的進(jìn)一步發(fā)展。

1 橡膠支座參數(shù)修正及碰撞單元模型選取

1.1 “AASHTO指導(dǎo)性隔震設(shè)計(jì)指南”橡膠隔震支座力學(xué)溫度特性修正

“AASHTO指導(dǎo)性隔震設(shè)計(jì)指南”確定了橡膠隔震系統(tǒng)的兩個(gè)關(guān)鍵的設(shè)計(jì)因素，分別為有效剛度與阻尼系數(shù)，而這兩個(gè)因素主要由支座的特征強(qiáng)度(Qd)和屈服后剛度(Kd)決定。不同的溫度下Kd和Qd分別對(duì)應(yīng)特定的修正系數(shù)，通過對(duì)支座特征強(qiáng)度與屈服后剛度的修正來改變支座的屈服力與屈服前后剛度比，實(shí)現(xiàn)不同溫度下橡膠支座所對(duì)應(yīng)的特性。Kd和Qd與支座屈服力之間的關(guān)系見式(1)：

Fy=Kc×dy=Qd+Kd×dy

(1)

其中，F(xiàn)y為支座屈服力；Kc為彈性剛度；dy為支座的屈服位移。溫度修正關(guān)系見式(2)：

(2)

美國(guó)“AASHTO指導(dǎo)性隔震設(shè)計(jì)指南”給出了不同溫度下橡膠支座的修正系數(shù)(見表1)，LDRB表示低阻尼橡膠支座，HDRB表示高阻尼橡膠支座，SHDRB表示超高阻尼橡膠支座。

表1 溫度特性修正系數(shù)

1.2 碰撞單元模型的選取

碰撞單元模型采用線性模型(見圖1)，加載與卸載的荷載—位移曲線均按線性考慮，忽略了碰撞過程中能量的消耗。

當(dāng)梁體間相對(duì)位移差大于伸縮縫寬度時(shí)，梁體將會(huì)發(fā)生碰撞，此時(shí)將會(huì)產(chǎn)生碰撞力，且碰撞力的大小與梁體間的相對(duì)位移成正比；當(dāng)梁體間相對(duì)位移差未超過伸縮縫寬度時(shí)，梁體間不會(huì)發(fā)生碰撞，碰撞力為零。碰撞單元的剛度取相鄰主梁的軸向剛度[5]。線性彈簧模型發(fā)生碰撞時(shí)的數(shù)學(xué)表達(dá)式見式(3)：

(3)

其中，F(xiàn)為碰撞力；u1,u2為兩個(gè)接觸點(diǎn)的位移大小；k1為線性彈簧的剛度；Gp為伸縮縫初始間隙。

2 有限元模型的建立與地震波的選取

2.1 模型的建立

本文以陜西省境內(nèi)一座連續(xù)剛構(gòu)橋?yàn)檠芯繉?duì)象，采用Midas有限元軟件建立全橋模型，并建立4個(gè)分析工況(見表2)。主橋上部結(jié)構(gòu)為(65+4×120+65)m波形鋼腹板混凝土連續(xù)剛構(gòu)，截面形式為單箱單室，梁寬12.9 m，采用C55混凝土，下部為單薄壁式空心墩；引橋部分由4片箱梁組合而成，混凝土強(qiáng)度等級(jí)為C50，橋墩混凝土強(qiáng)度等級(jí)為C40。主梁與橋墩均采用一般梁?jiǎn)卧M，2號(hào)、8號(hào)過渡墩上設(shè)置80型伸縮縫，分別編號(hào)為1號(hào)、2號(hào)，伸縮縫寬度大小均為8 cm。有限元模型如圖2所示。

表2 分析工況

橋墩墩號(hào)從左至右依次為1號(hào)～9號(hào)，其中2號(hào)與8號(hào)墩為過渡墩，3號(hào)～7號(hào)墩為剛構(gòu)墩。在后續(xù)的分析中，引橋過渡墩設(shè)計(jì)采用LNR(H)-d320*128型板式橡膠支座，主橋過渡墩分別為鉛芯橡膠支座(LRB)、高阻尼橡膠支座(HDRB)分析工況。橋址場(chǎng)地平均溫度取陜西省年平均溫度11.4 ℃[6]，后續(xù)的升降溫分析均在此基礎(chǔ)上完成。鉛芯橡膠支座與高阻尼橡膠支座參數(shù)的確定分別依據(jù)JT/T 822—2011公路橋梁鉛芯隔震橡膠支座[7]與JT/T 842—2012公路橋梁高阻尼隔震橡膠支座選取[8]。

2.2 地震波的選取與輸入

該橋所處場(chǎng)地類型為Ⅱ類，地震分組為第二組，場(chǎng)地特征周期為0.40 s，基本地震動(dòng)峰值加速度為0.15g。從PEER地震庫(kù)中選取3條與橋址場(chǎng)地特征接近的地震波(地震波記錄見表3)，調(diào)幅后按峰值0.15g沿順橋向輸入，進(jìn)行非線性動(dòng)力時(shí)程分析。

表3 地震記錄

3 溫度對(duì)連續(xù)剛構(gòu)橋碰撞效應(yīng)的影響

表4為1號(hào)伸縮縫處的碰撞響應(yīng)值。1號(hào)伸縮縫為地震波輸入的近測(cè)端，地震響應(yīng)更為明顯。鑒于此，后續(xù)僅分析1號(hào)伸縮縫碰撞響應(yīng)，由于篇幅所限，僅對(duì) 2號(hào)地震波作詳細(xì)分析。

表4 1號(hào)伸縮縫碰撞響應(yīng)

2號(hào)地震波作用下LRB，HDRB模型的碰撞力時(shí)程曲線見圖3，結(jié)果表明：工況二與工況一相比，LRB，HDRB模型的碰撞力峰值分別增加了4.6%，5.1%；工況三與工況一相比，LRB，HDRB碰撞次數(shù)分別增加8次、7次，碰撞力峰值增加了57.2%，59.2%；工況四時(shí)，兩組模型的碰撞力均為0。由此表明溫度對(duì)梁體間的碰撞效應(yīng)影響較大，僅考慮支座溫度時(shí)，-30 ℃隔震橡膠支座剛度增大，梁體間的碰撞力變大，但不同地震波作用下的碰撞次數(shù)沒有統(tǒng)一的規(guī)律?？紤]整體溫度時(shí)，21 ℃伸縮縫寬度變小，碰撞次數(shù)顯著增加，但不同地震波作用下梁體間的碰撞力峰值有大有??；整體溫度-30 ℃時(shí)伸縮縫寬度變大，梁體間的相對(duì)位移差小于伸縮縫寬度，梁體間不會(huì)發(fā)生碰撞。

2號(hào)地震波作用下鉛芯橡膠支座、高阻尼橡膠支座剪力—位移滯回曲線見圖4，結(jié)果表明：工況三與工況一相比，鉛芯橡膠支座、高阻尼橡膠支座耗能分別減少2.3%，2.2%；工況四與工況二相比，鉛芯橡膠支座、高阻尼橡膠支座耗能分別增加1.0%，0.5%；工況二與工況一相比，鉛芯橡膠支座、高阻尼橡膠支座耗能分別減少19.0%，13.9%，剪力峰值分別增加28.2%，34.9%，位移峰值分別減小11.5%，10.0%。由此表明：溫度相同伸縮縫大小不同對(duì)支座滯回特性影響很小，而低溫時(shí)對(duì)其滯回特性影響較大。溫度降低，橡膠剪切模量增加、支座剛度變大，導(dǎo)致支座剪力峰值增加、位移峰值減小，支座耗能能力減弱。

4 結(jié)語(yǔ)

1)不同溫度隔震橡膠支座的性能差異較大。溫度降低，支座變形能力減弱、剪力峰值變大，導(dǎo)致支座剛度變大、耗能減少，進(jìn)而導(dǎo)致梁體間的碰撞力峰值增加，同時(shí)由于地震波之間存在差異性，低溫環(huán)境將不同程度地放大梁體間的碰撞響應(yīng)。因此在低溫環(huán)境下運(yùn)作的該類橋梁宜使用耐寒性能較好的支座。

2)僅考慮支座溫度不能準(zhǔn)確反映大跨連續(xù)剛構(gòu)橋主橋與引橋之間的碰撞效應(yīng)。整體溫度升高時(shí)可能會(huì)低估梁體間的碰撞響應(yīng)，而在整體溫度降低時(shí)將高估梁體間的碰撞響應(yīng)。建議綜合考慮整體溫度對(duì)該類橋梁的碰撞效應(yīng)的影響。