高烈度区新型减隔震连续梁桥的抗震性能

王 浩 王春峰 李爱群 吴继荣

(1东南大学土木工程学院，南京210096)

(2东南大学混凝土及预应力混凝土结构教育部重点实验室，南京210096)

作为主要自然灾害之一，地震严重威胁了人类的生命财产安全［1］.近年来国内外频发的多起大地震造成了惨痛的人员伤亡和严重的经济损失.地震通常会导致桥梁等生命线工程的破坏，重要桥梁的损毁更是给抗震救灾带来困难.因此，采取有效措施以提高桥梁的抗震性能具有深远意义.

连续梁桥具有结构刚度大、变形小、桥面伸缩缝少、桥面平整度较好等特点，广泛应用于城市高架桥和一些特大跨桥梁的引桥中.然而，混凝土连续梁桥的传统抗震设计主要是从结构的强度和延性方面考虑［2-3］.这种传统的抗震设计理念通过增强结构本身的性能来抵御地震作用.鉴于地震强度与发生时间的不可预测性，结构的抗震性能不具备自我调节与控制能力，过大的安全储备往往导致建造成本的提高，相反则会影响其安全服役性能.

减隔震技术的应用能避免或减少地震对结构的破坏作用.目前，将减隔震技术用于提高桥梁抗震性能方面已取得了一定进展［4-6］，主要针对的是大跨度斜拉桥［7］、悬索桥［8-9］等.部分学者对混凝土连续梁桥的减隔震也进行了研究［10-12］，但还不够深入.本文针对桥梁结构服役期间的受力与变形需求，设计了一种新型减隔震支座，并以西安太白大桥为例，对新型减隔震支座的综合性能进行了分析，旨在为高烈度地区连续梁桥的减隔震设计与研究提供参考.

1 工程背景

太白大桥为48 m+66 m+48 m的三跨预应力混凝土连续梁桥(见图1)，全长162 m，桥宽22.0～25.5 m.主梁采用单箱五室截面，中支点梁高3.6 m，跨中梁高 1.7 m，端支点梁高 1.7 m，梁高变化采用二次抛物线.10#桥墩处设置固定盆式支座，其他均为双向滑动支座.9#和10#桥墩采用2.2 m ×2.5 m 矩形墩，8#和 11#桥墩采用 1.6 m ×2.0 m矩形墩.桩基为直径1.5 m的钻孔灌注桩，桩间设承台连接.桥址区地震基本烈度为8度，属高烈度区，应进行专门的抗震设计.

图1 太白大桥总体布置图(单位:cm)

2 动力计算模型

基于ANSYS软件建立了该桥的有限元模型(见图2).上部梁体、墩柱、主梁均采用Beam4单元模拟［13］.为了模拟支座单元，在固定墩处将3个线自由度和绕纵轴的角自由度耦合，其余两自由度释放;在双向滑动支座处将竖向和横桥向的线自由度及绕纵轴的角自由度耦合，其余三自由度释放.墩底固结，不考虑桩土相互作用.

图2 连续梁桥有限元模型

将2个Combin39单元串联，以模拟新型减隔震支座的剪切性能，该单元的几何特性见图3.

图3 Combin39单元构造示意图

上部滑移区段和滑移后隔震区段的受力性能如图4所示，可通过设置Combin39单元的实常数来模拟.图4中，Ks为滑移摩擦装置的初始刚度，此值较大;K1和K2分别为铅芯橡胶垫的屈服前、后的刚度;点(Xs，Fs)为滑移摩擦区间的终点，点(Xs，0)为隔震区间的起始点.定义点(0，0)到(Xs，0)过程沿位移变化，以体现滑移的效果.

图4 新型减隔震支座受力曲线图

3 动力特性分析

采用子空间迭代法对该桥进行动力特性分析.表1列出了结构前6阶自振频率及其对应振型特点.由表可知，该桥的一阶振型为主梁纵飘，故其梁墩的相对位移应予以重视［8］.

表1 太白大桥动力特性

4 地震波的选取

中国地震局监测中心对该桥所属工程场地进行了地震危险性概率分析，提供了桥址区50年超越概率为40%，10%，2%的人工拟合地震波各3条，其相关特性见表2.

表2 桥址区水平峰值加速度及特征周期

该桥跨径小于150 m，抗震设防类别为B类.故选取50年超越概率为10%和2%的4条人工波以及1条天然波(El-Centro波)作为地震动输入，分别表示为地震波DZB1～DZB5，其加速度时程见图5.考虑到地震波频谱特性对结构响应的重要影响，对所选地震波进行了频谱分析，结果见图6.各地震波的特征参数见表3.

图5 各地震波加速度时程

图6 各地震波功率谱密度

表3 地震波主要参数

5 地震响应时程分析

基于ANSYS的瞬态分析功能，计算了该桥在不同支承方式下的地震响应.地震动沿纵桥向输入，结构阻尼比取0.05.为定量分析新型减隔震支座的减震效果，定义相对减震率λ如下:

式中，A1和A2分别为采用新型减隔震桥梁和对比方案的地震响应.

5.1 新型减隔震支座及其相关参数

新型减隔震支座的外形及构造设计如图7所示，该支座由上部滑移装置和下部隔震装置2个部分组成.其中，上连接板、光面不锈钢板、聚四氟乙烯板、挡块、上顶板5个部分组成上部滑移部分;铅芯橡胶垫和下连接板组成下部隔震部分.

图7 新型减隔震支座模型

桥梁新型减隔震支座上部滑移装置的摩擦系数取0.01，下部采用直径为1 200 mm的铅芯橡胶垫，橡胶剪切模量为0.392 MPa，橡胶总厚度为203 mm，屈服前刚度为21.980 MN/m，屈服后刚度为2.198 MN/m，屈服力为 360.6 kN，等效阻尼比为26.5%.这种新型减隔震支座的相关性能已进行了实验验证［4］.作为典型范例，图8给出了试验所得减隔震支座在350 kN竖向力、0.1 Hz加载频率作用下的剪切性能滞回曲线.

图8 减隔震支座剪切性能试验滞回曲线

5.2 与传统非隔震体系的对比

分别计算了该桥采用新型减隔震支座和传统非隔震体系(采用1个固定铰支座和3个活动铰支座)时的地震响应.梁墩相对位移和固定墩底部弯矩的地震响应见图9.

图9 太白大桥地震时程响应对比

由图9(a)和(c)可知，在E1和E2地震作用下，采用新型减隔震支座的梁墩纵向相对位移总体大于非隔震桥梁，其位移发展表现出均值不为0的往复震荡，且地震后该值明显偏离起始位置，说明新型支座上部滑移装置发挥了作用，震后的梁墩未能恢复到初始位置.由图9(b)和(d)可知，采用新型支座后，固定墩底部弯矩相比非隔震桥梁明显降低，说明其隔震效果得到了有效发挥.采用新型支座时各地震下的减震率见表4.表中，梁墩相对位移是指主梁端部与8#桥墩顶间的纵向相对位移.

表4 新型减隔震支座的相对减震率 %

由表4可知，与非隔震桥梁相比，新型减隔震连续梁桥固定墩的墩底弯矩和墩顶绝对位移均减小90%以上，固定墩的底部剪力也大幅下降，活动墩的墩底内力有所提高.由此表明，新型支座对连续梁桥地震响应具有较好的控制能力，可使地震能量在各桥墩间更为合理地分配，并通过其耗能作用提升了结构的抗震性能.在采用新型支座后，梁墩的相对位移明显增大，实际设计时需注意内力和位移二者之间的平衡，防止发生落梁事故.

5.3 与摩擦滑移隔震支座的对比

摩擦滑移隔震装置是桥梁中的常用支座.为对比其与新型减隔震支座的减震效果，取摩擦滑移装置的摩擦系数为0.01.新型支座与摩擦滑移支座的相对减震率见表5.

表5 新型减隔震支座的相对减震率 %

由表5可知，采用摩擦滑移隔震支座的各墩底内力均小于采用新型减隔震支座，但采用摩擦滑移隔震支座的梁墩相对位移总体较采用新型支座大30%左右.总体而言，采用这2种支座时墩底内力均较小，而新型支座对梁墩相对位移的控制效果更加明显.

5.4 与铅芯橡胶隔震支座的对比

铅芯橡胶支座也是桥梁常用减隔震支座形式之一.为了对比其与新型减隔震支座的减震效果，采用铅芯橡胶垫的力学参数与新型减隔震支座中的铅芯橡胶垫力学参数相同，计算了地震作用下新型支座与铅芯橡胶支座的相对减震率，结果见表6.

表6 新型减隔震支座的相对减震率 %

由表6可知，在E1和E2地震作用下(除地震波DZB4外)，采用新型减隔震支座后10#和8#桥墩的墩底弯矩和墩顶位移均减小，最大减震率接近50%，而墩底剪力总体上却有所增加.对于地震波DZB4，新型支座的减震优势未得到较好体现.采用新型支座时梁墩相对位移较大，但在正常使用时新型支座变形适应能力优于铅芯橡胶支座.因此，2种支座的性能各有优势.

5.5 减震结果分析

连续梁桥在地震波DZB1和DZB3的作用下，不同支座形式连续梁桥的最大梁墩纵向相对位移和10#桥墩墩底部弯矩的对比结果见表7.

表7 不同支座形式的连续梁桥地震响应对比

由表7可知，对于梁墩相对位移，采用摩擦滑移支座时最大，采用新型减隔震支座次之，但新型减隔震支座可通过调整上部滑移装置的滑动距离对其加以控制.采用新型减隔震支座的连续梁桥的墩底弯矩较传统非隔震体系小很多，在遭受E2地震作用时的减震效果更为显著.新型减隔震支座综合了摩擦滑移支座与铅芯橡胶支座的优点，保留了铅芯橡胶支座较好的减震效果，同时也降低了由摩擦滑移支座引起的较大梁墩相对位移.总体而言，新型减隔震支座不仅兼顾服役环境的变形要求，且表现出较好的减隔震性能.

6 结论

1)与传统非隔震桥梁体系相比，新型减隔震支座可使地震能量在各桥墩间更为合理地分配，并利用自身耗能能力大幅度降低桥墩底部的内力响应.但因新型减隔震支座上部滑移装置的设置，梁墩纵向相对位移略有增加.

2)与摩擦滑移隔震措施相比，新型减隔震支座对连续梁桥桥墩的地震响应控制能力较差，但能更好地控制梁墩相对位移.

3)新型减隔震支座与铅芯橡胶支座均具有较好的减震能力，在地震作用下新型减隔震对梁墩相对位移的控制能力不如铅芯橡胶支座，但前者更能适应环境作用下的变形需求，工程中应根据实际情况进行支座选取.

4)新型减隔震支座综合了铅芯橡胶支座与摩擦滑移支座的优点，在适应桥梁服役期间的受力与变形需求方面具有显著优势，同时也具备较好的减隔震能力.

5)所提的新型减隔震支座尚处于研发的初步阶段，实际使用过程中的稳定性、抵抗竖向地震动的性能等还有待未来进一步的验证、研究和探讨.

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