連續(xù)剛構(gòu)梁橋不同組合橡膠支座抗震性能研究

趙健春，歐陽(yáng)祿龍，王巨騰

(中國(guó)建筑土木建設(shè)有限公司，北京 100000)

在橋梁的抗震性能中，橡膠材料以其優(yōu)異的變形特性被廣泛應(yīng)用于橋梁支座中，在橋梁抗震設(shè)計(jì)中發(fā)揮著重要作用[1]。已有研究人員研究不同類型橡膠支座對(duì)橋梁在強(qiáng)地震動(dòng)作用下的破壞模式和抗震性能。然而，目前基于不同橡膠支座組合對(duì)連續(xù)剛構(gòu)橋的因素研究很少[2]。研究不同橡膠支座的材料和力學(xué)性能，有助于了解不同組合橡膠支座在橋梁結(jié)構(gòu)中的抗震性能，從而保證連續(xù)梁剛構(gòu)橋在地震作用下不發(fā)生嚴(yán)重破壞。且不同支座組合的連續(xù)剛構(gòu)橋在地震作用下的響應(yīng)更為復(fù)雜[3-4]。

基于此，本文研究不同橡膠支座組合的連續(xù)剛構(gòu)橋的抗震性能，以NRBs，LRBs，HDRBs進(jìn)行不同組合的研究；并與無(wú)支座的橋梁進(jìn)行比較；利用MIDAS軟件進(jìn)一步討論不同支座組合對(duì)橋梁支座位移及滯回曲線，橋墩頂位移和橋墩底部剪力的影響。研究結(jié)果可為連續(xù)剛構(gòu)橋支座的選擇提供合理的建議。

1 工程概況與工況設(shè)定

1.1 工程概況

本文以某連續(xù)剛構(gòu)橋?yàn)檠芯繉?duì)象，該橋?yàn)?×50 m連續(xù)梁，橋墩高50 m。主梁和橋墩混凝土的抗壓強(qiáng)度分別為50 MPa和40 MPa。橋梁主梁由6根T梁組成;大橋總寬12.25 m，T梁高2.8 m;橋面鋪裝由8 cm厚的C40水泥混凝土和10 cm厚的瀝青混凝土組成。橋墩為薄壁空心結(jié)構(gòu)，斷面面積為6 m×4 m，最小斷面壁厚0.5 m，最大斷面壁厚1 m。

1.2 工況設(shè)定

由于各橋墩反力不同，根據(jù)其豎向承重力，選擇不同的橋梁支座組合。設(shè)定1號(hào)墩和4號(hào)墩采用相同類型的支座，2號(hào)墩和3號(hào)墩采用相同類型的支座。研究案例如下:

1)工況1:無(wú)支座;2)工況2:四個(gè)橋墩使用天然橡膠支座(NRBs);3)工況3:四個(gè)橋墩使用的鉛芯橡膠支座(LRBs);4)工況4:1號(hào)和4號(hào)橋墩使用的NRBs，2號(hào)和3號(hào)橋墩使用LRBs;5)工況5:四個(gè)橋墩使用高阻尼橡膠支座(HDRBs);6)工況6:1號(hào)和4號(hào)橋墩使用天然橡膠支座(NRBs)，2號(hào)和3號(hào)橋墩使用高阻尼橡膠支座(HDRBs)。

1.3 有限元模型

利用非線性有限元程序MIDAS建立橋梁結(jié)構(gòu)的三維模型。簡(jiǎn)化后的橋梁分析模型如圖1所示。采用集總質(zhì)量法和小離散段法對(duì)橋梁上部結(jié)構(gòu)和下部結(jié)構(gòu)進(jìn)行了數(shù)值模擬。在橋梁結(jié)構(gòu)建模中，梁采用彈性梁?jiǎn)卧M，支座和橋墩采用非線性單元模擬。該模型共有572個(gè)節(jié)點(diǎn)，48個(gè)非線性梁柱，600個(gè)彈性線性梁柱和24個(gè)雙線性鏈接單元。

2 橋梁的地震響應(yīng)

2.1 支座位移

橋梁橡膠支座在地震作用下常發(fā)生變形，從而降低結(jié)構(gòu)的地震荷載，其變形能力和滯回變形能直接反映其抗震效果。圖2為在小震和大震作用下各橋墩處支座的位移。從中可以發(fā)現(xiàn)1號(hào)、4號(hào)墩的支座位移遠(yuǎn)高于2號(hào)、3號(hào)墩；3號(hào)橋墩在不同情況下的支座變形基本與2號(hào)墩相同；支座在大震作用下的位移約為小震作用的8倍。

圖2(a)和圖2(c)分別為小震和大震作用下各支座的縱向位移。不同橋墩的支座位移變化趨勢(shì)相同。1號(hào)墩的支座位移較大，2號(hào)墩支座位移較小，與3號(hào)墩比較接近。1號(hào)、4號(hào)墩的支座位移一般大于2號(hào)、3號(hào)墩，主要是由于2號(hào)和3號(hào)橋墩的支座剛度較大。然而，在大地震作用下支座的最大位移為42.09 cm，超過(guò)了NRBs的極限變形。在小震情況下，1號(hào)墩和4號(hào)墩的支座位移超過(guò)了極限位移，這意味著該支座已發(fā)生了損壞。在小震和大震作用下，支座在工況1中的位移最大。在工況3中，每個(gè)支座的最大縱向位移約為30%和60%。在工況5中，每個(gè)支座的縱向位移分別約為小震和大震作用下最大位移的50%和65%，這也進(jìn)一步表明四個(gè)橋墩都使用高阻尼橡膠支座會(huì)產(chǎn)生較大縱向位移，不利于橋梁抗震。

圖2(b)和圖2(d)分別為小震和大震作用下各支座的側(cè)向位移。在不同情況下，1號(hào)和4號(hào)墩的支座位移較大，而2號(hào)和3號(hào)墩支座位移相近，均低于1號(hào)、4號(hào)橋墩。在小震和大震作用下，支座在情況2中存在最大位移。工況2中支座的位移超過(guò)了大震作用下的極限位移，說(shuō)明支座在地震作用下發(fā)生了損傷。在工況3中，每個(gè)支座的橫向位移約為30%和40%。在工況5中，每個(gè)支座的側(cè)向位移分別約為小震和大震作用下最大位移的35%和45%。

在工況4和工況6小地震作用下，1號(hào)和4號(hào)墩支座的縱向和橫向位移幾乎是2號(hào)和3號(hào)墩的2倍，原因是后兩個(gè)墩支座的預(yù)屈服剛度遠(yuǎn)大于前兩個(gè)墩的NRBs。NRBs的位移超過(guò)了4號(hào)和6號(hào)墩大地震作用下的極限位移。在工況3和工況5的情況下，由于在所有橋墩上設(shè)置了LRBs和HDRBs，地震作用下的縱向和橫向支座位移均小于其他情況。在大地震作用下，LRBs和HDRBs的位移均在極限位移范圍內(nèi)。因此，在大地震作用下，LRBs和HDRBs不屈服，具有較好的抗震性能。

2.2 支座滯回曲線

滯回曲線可以表征隔震支座的變形和能量特性。圖3為小震和大震作用下2號(hào)墩LRBs和HDRBs在不同情況下的滯回曲線。

圖3(a)為工況3中2號(hào)墩LRBs支座在小震和大震作用下的滯回曲線。可以發(fā)現(xiàn)工況3中LRB-2在小震和大震作用下的滯回曲線不同。2號(hào)墩的LRB-2支座在小震和大震作用下的最大位移分別為1.17 cm和22.26 cm，最大水平剪力分別為121 kN和572 kN。由于支座在小震作用下不屈服，耗能較少，為63 154 kJ。而在大震作用時(shí)屈服，對(duì)抗震效果和耗能有較大影響，耗能為3 903 502 kJ。

與工況3相比，工況 4中LRB-2在大小地震作用下的滯回曲線更加飽滿。2號(hào)墩LRB-2支座在小地震和大地震作用下的最大位移分別為1.47 cm和28 cm，最大水平剪力分別為149 kN和683 kN，能耗分別為94 186 kJ和6 473 746 kJ。由圖3(a)和圖3(b)可以看出，工況4中2號(hào)墩的支座的位移、水平剪力和能耗都比工況 3大1.5倍，這主要是因?yàn)楣r 4中1號(hào)墩和4號(hào)墩的支座在地震作用下的剛度比工況 3中的支座小得多，因此剪切變形比工況3中的支座大。

圖3(c)和圖3(d)分別為工況5和工況6在小地震和大地震作用下2號(hào)墩HDRB-2的滯回曲線。工況5中2號(hào)墩HDRB-2支座在小震和大震作用下的最大位移分別為1.81 cm和25 cm，最大水平剪力分別為110 kN和633 kN，能耗分別為121 453 kJ和548 017 kJ。在工況 6中，HDRB-2支座在小地震和大地震作用下的最大位移分別為2.68 cm和30.2 cm，最大水平剪切力分別為146 kN和744 kN，能耗分別為126 942 kJ和8 629 838 kJ。工況 6中2號(hào)墩支座的位移、水平剪力和能耗均大于工況 51.3倍，略大于工況 4。這表明，工況 4中的LRBs比工況 3中的HDRBs具有更好的隔離效果。

2.3 橋墩頂位移

在地震中，橋墩頂部的位移越大，對(duì)橋梁的破壞就越大。因此，將橋墩頂部位移控制在合理范圍內(nèi)，對(duì)保證橋梁的穩(wěn)定性具有重要意義。圖4為大小地震作用下不同情況下橋墩頂部的位移。在不同的情況下，2號(hào)墩和3號(hào)墩的頂部位 移一般大于1號(hào)墩和4號(hào)墩，而橋墩兩側(cè)的頂部位移與橋中間的兩個(gè)橋墩相似，這主要是由于2號(hào)墩和3號(hào)墩的剛度更高，因此承受的地震荷載更大。

圖4(a)為橋墩頂部在小地震作用下的縱向位移。在工況1中橋墩頂部位移最小，因?yàn)闊o(wú)支座橋梁的縱向剛度遠(yuǎn)大于其他工況。1號(hào)墩和4號(hào)墩頂位移最大，分別為-5.84 cm和5.53 cm。2號(hào)墩和3號(hào)墩頂部最大位移分別為-8.02 cm和7.80 cm;圖4(b)為小地震作用下橋墩頂部的側(cè)向位移;在不同工況下，四個(gè)橋墩的側(cè)向位移先增大后減小。在工況1中，橋墩頂部的位移大于其他工況，而在工況3中，橋墩頂部的位移較小，幾乎是最大位移的80%。

圖4(c)為大地震作用下橋墩頂部縱向位移。在工況1中，四個(gè)橋墩的頂部位移最小;工況2中位移最大，分別為40.93 cm，49.01 cm，49.28 cm，40.72 cm。帶有抗震支座的橋墩，其頂部位移相似；工況3中橋墩頂部的位移約為工況2中位移的60%。圖4(d)為大地震作用下橋墩頂部的側(cè)向位移。工況1和工況2中的四個(gè)橋墩的頂部位移幾乎是最大的。工況3和工況5中橋墩頂部的橫向位移約為無(wú)支座(工況1)的60%，說(shuō)明抗震支座能夠有效減小橋墩的位移，特別是在大地震作用下，且LRBs比HDRBs具有更好的隔震效果。

2.4 橋墩底部剪力

圖5分別為在小地震和大地震作用下，不同支座橋梁縱向和橫向的橋墩底部剪力圖。由圖5(a)可知，在工況1中，2號(hào)墩和3號(hào)墩底部剪力小于1號(hào)墩和4號(hào)墩。在其他工況下，2號(hào)墩和3號(hào)墩的底部剪力大于1號(hào)墩和4號(hào)墩。工況2中橋墩底部剪力較小，約為工況1中橋墩底部最大剪力的60%。圖5(b)為小地震作用下橋墩底部橫向剪力圖。在不同工況下，橋墩底部剪力先增大后減小。橋墩底部整體剪力在工況1中較大，在工況5中較小。由于LRBs和HDRBs在小地震作用下不屈服，且屈服前剛度大于工況2的NRBs,因此導(dǎo)致2號(hào)和3號(hào)墩的底部剪力大于工況4和工況6的1號(hào)和4號(hào)墩。

圖5(c)為大地震作用下橋墩底部縱向剪力圖。工況2中4個(gè)橋墩底部剪力分別為6 821 kN，7 883 kN，7 947 kN，6 927 kN，均大于其他工況下相應(yīng)橋墩底部剪力。有抗震支座的橋墩底部剪力約為無(wú)抗震支座的橋墩底部剪力的70%，工況4、工況6的橋墩底部剪力約為工況2的85%。圖5(d)為大地震作用下橋墩底部橫向剪力圖。工況2中四個(gè)橋墩的底部剪力大于其他工況。工況3的橋墩底部剪力最小，為工況2橋墩底部剪力的65%;而工況1橋墩底部剪力介于工況2和工況6之間。

綜上所述，采用隔震支座可有效降低橋梁橋墩底部在大地震作用下的剪力，說(shuō)明LRBs和HDRBs組合具有較好的隔震效果。而在小地震作用下，由于橋梁無(wú)支座，橋梁結(jié)構(gòu)的整體地震反應(yīng)最大。

3 結(jié)論

2號(hào)墩和3號(hào)墩的頂部及支座位移一般比1號(hào)墩和4號(hào)墩大，底部剪力一般比1號(hào)墩大。由于1號(hào)墩和4號(hào)墩的支座剛度比2號(hào)墩和3號(hào)墩小，所以更多的地震荷載被傳遞到2號(hào)墩和3號(hào)墩。然而，在地震作用下，剛度較低的支座比剛度較高的支座有更大的位移。側(cè)墩與中墩之間的支座剛度差異較大，導(dǎo)致橋梁結(jié)構(gòu)各墩的地震反應(yīng)更加不平衡。且LRBs和HDRBs通過(guò)屈服和阻尼效應(yīng)耗散地震能量，在大震作用下表現(xiàn)出優(yōu)異的隔震性能。因此建議在橋梁工程上使用LRBs和HDRBs組合。