大差异墩高桥梁隔震性能对比分析研究

伍波

(招商局重庆交通科研设计院有限公司，重庆 400067)

大差异墩高桥梁隔震性能对比分析研究

伍波

(招商局重庆交通科研设计院有限公司，重庆 400067)

本文以撒米卡大桥为例，对桥梁设置普通板式支座和铅芯隔震橡胶支座这两种工况下该桥梁的隔震性能进行了对比分析研究。分别计算了设置普通板式支座和铅芯隔震橡胶支座的两种桥式，比较了在设防地震和大震作用下，两种桥式结构的动力特性及桥墩墩柱的弯矩、剪力、位移变化的情况。计算结果显示，对于动力特性，采用铅芯橡胶隔震支座的结构自振周期明显小于普通板式支座;对于结构内力，在大地震作用下，普通板式支座的厚度及抗滑稳定性均不满足规范要求;墩的内力还是远远超过塑性极限，不满足理论要求。而采用铅芯隔震橡胶支座，墩的内力得到大大改善，隔震计算后墩柱抗剪均满足要求，抗弯能力也得到一定的改善。

普通板式支座;铅芯隔震橡胶支座;等效抗弯强度;隔震效果

减隔震系统除应满足正常的使用要求外，同时应能提供额外的水平柔度和耗能能力［1～4］。普通板式橡胶支座通过其剪切变形提供隔震所需的水平柔度，其主要缺点是水平刚度很小，在较低水平力如制动力、摇摆力等作用下，支座也会产生较大的变形［5，6］。

铅芯橡胶支座的铅芯提供了地震下的耗能和静力荷载下所必须的屈服强度与刚度，在较低水平力作用下，因具有较高的初始刚度，其变形很小［7］。在地震作用下，由于铅芯的屈服，铅芯刚度降低，达到延长结构周期的目的［8］。

本文对桥梁分别采用普通板式支座和铅芯隔震支座进行动力特性分析，对桥墩抗弯和斜截面抗剪计算结果进行分析判断。

1 支座计算参数

1.1 普通橡胶支座

板式橡胶支座可用线性弹簧单元模拟，板式橡胶支座的剪切刚度按JTG/TB02-01-2008《公路桥梁抗震设计细则》(以下简称《细则》)第6.3.7条公式6.3.7-1计算，支座剪切刚度为:

式中:Gd为板式橡胶支座的动剪切模量(kN/ m2)，一般取1200 kN/m2;Ar为橡胶支座的剪切面积(m2);∑t为橡胶层的总厚度(m)。

四氟滑板式橡胶支座初始剪切刚度可按式(1)计算，由于其橡胶剪切变形较板式支座小，故取Gd较大，一般为板式橡胶支座的2倍。

支座的设置及规格为:T梁桥墩连续处设置的支座为GJZ600×600×150(CR)，伸缩缝处设置的支座为GJZF4 450×450×116(CR)

1.2 铅芯隔震橡胶支座

铅芯隔震橡胶支座水平剪切试验，其力学本构关系可等效为一个双线性模型，如图1所示。对该模型进行等效线性化，将双线性模型的对角用斜线相连，则斜线的斜率为铅芯隔震支座的等效水平刚度:

式中:Keq为铅芯支座等效水平刚度(kN/mm); X1、X2为最大水平正位移和负位移(mm);Q1、Q2为X1、X2对应的水平剪力(kN)。

图1 铅芯隔震橡胶支座的滞回曲线

铅芯隔震橡胶支座的计算参数由表1给出。

表1 铅芯隔震橡胶支座计算参数

2 结构模型及荷载取值

2.1 结构简述

本计算模型取整桥为研究对象，结构为2× 40+3×40+3×40 m三联先简后连续T型梁，单幅桥面宽12 m，墩高不超过20 m采用1.6 m× 1.6 m双柱矩形墩，桩基采用D200;墩高超过20 m采用4 m×2 m实心矩形墩，桩基采用D160;墩高超过40 m采用变截面空心墩，桥梁立面图如图2、3所示，整桥的上部构造标准横断面如图4所示，实心矩形墩立面图如图5所示。

图2 0～3#墩台桥梁立面

图34 ～8#墩台桥梁立面

图4 上部构造标准横断面

图5 实心矩形墩立面

桥梁结构主梁采用C50混凝土，墩柱、盖梁、系梁均采用C40混凝土，承台、桩基、承台系梁采用C30混凝土，墩柱及桩基受力钢筋采用HRB335钢筋。

本计算时选取了全桥结构进行分析。

2.2 永久荷载

永久荷载分为一期恒载和二期恒载。一期恒载主要是桥自重，混凝土容重取26kN/m3。二期恒载包括桥面铺装，防撞栏等，以均布荷载计入。桥面铺装:10cm厚沥青混凝土+8cm厚C40混凝土，每根梁10.3kN/m。防撞栏单侧8.9kN/m。

2.3 偶然荷载

设防目标:E1地震作用下，一般不受损坏或不需修复可继续使用;E2地震作用下，应保证不致倒塌或产生严重结构损伤，经临时加固后可维持应急交通使用。

所选的特征桥址所在地抗震设防烈度为8度，基本加速度峰值为0.3g，场地类型为Ⅱ类场地土，根据《细则》的9.3.6条规定，混凝土梁桥、拱桥的阻尼比不宜大于0.05，因此在这里取阻尼比为0.05。

本桥抗震设防类别为B类，场地卓越周期Tg=0.40 s，按《细则》6.1.3，本桥属于非规则桥梁，参照《细则》本桥E1、E2作用均可采用TH分析计算方法。

结合设计单位提供的资料，根据抗震规范，该桥的抗震重要性系数Ci对E1地震作用取0.5，对E2地震作用取1.7;Cs场地系数取1;Cd阻尼调整系数取1;A设计基本加速度峰值取0.30g，因此，水平设计加速度反应谱最大值Smax=2.25，对E1为3.3075 m/s2，对E2为11.2455 m/s2。

在进行该桥梁的地震时程响应计算时，依据公路工程抗震设计规范规定，应采用多条地震波进行计算分析，为便于比较，现选用一条根据反应谱拟合的人工波和两条调整后的天然波进行计算，E1下3条地震波的加速度峰值统一调幅为1.49 m/s2(类似地，E2下的3条地震波峰值调整为5.06 m/s2)，E1下某条地震波加速度时程曲线如图6所示，E2下某条地震波加速度时程曲线如图7所示。

图6 E1地震波加速度时程曲线

图7 E2地震波加速度时程曲线

3 动力模型及结构动力特性

依据空间梁格杆系理论，采用Midas/Civil 2011软件进行计算分析，对结构模型进行非线性时程分析计算，考虑桩－土作用采用“m”法模拟，边界条件采用桩底固结。

全桥建立连续的三联模型，全桥模型如8所示。

图8 全桥模型

3.1 普通板式支座与铅芯支座的动力特性

采用图8计算模型，对该桥进行动力特性分析。表2分别给出了采用普通板式支座和铅芯橡胶隔震支座下，桥梁结构前8阶振型对应的自振周期。

表2 普通板式与铅芯支座桥梁的动力比较

3.2 不同支座的动力特性比较

通过比较表2可以看出，对于前三阶振型，采用铅芯隔震橡胶支座的结构周期小于板式支座的结构周期，且数值相差约20%左右;

对于第四至第八振型，采用板式支座的周期比铅芯支座的周期要大些。采用普通板式支座和铅芯橡胶隔震支座后，桥梁结构的周期符合规范要求，都能起到很好的隔震效果。

4 普通板式支座分析结果

采用时程法计算分析时，选用提供的3条震波作用下结构地震响应的最大值，计算结果均为恒载和地震作用效应之和，表格中所提数据均是假设支座没有滑动或者没有破坏的情况(即支座上下面与梁、墩想办法连接了，支座本身也有足够的变形能力)。

4.1 E1地震作用

4.1.1 顺桥向计算结果

E1地震作用下普通板式支座顺桥向计算结果如表3和表4所示。表中:FN为单桩轴力;FQ为桩剪力;M为桩端弯矩。

表3 E1地震作用下各桥墩墩顶顺桥向最大位移

表4 E1地震作用下单桩内力最大响应

4.1.2 横桥向计算结果

E1地震作用下普通板式支座横桥向计算结果如表5和表6所示。

表5 E1地震作用下各桥墩墩顶横桥向最大位移

表6 E1地震作用下单桩内力最大响应

4.2 E2地震作用

4.2.1 顺桥向计算结果

E2地震作用下普通板式支座顺桥向计算结果如表7和表8所示。

表7 E2地震作用下各桥墩墩顶顺桥向最大位移

表8 E2地震作用下单桩内力最大响应

4.2.2 横桥向计算结果

E2地震作用下普通板式支座横桥向计算结果如表9和表10所示。

表9 E2地震作用下各桥墩墩顶横桥向最大位移

表10 E2地震作用下单桩内力最大响应

4.3 支座验算

根据《细则》7.5.1的规定，在E2地震作用下，需要对板式橡胶支座的厚度及抗滑稳定性进行验算。

4.3.1 支座厚度验算

式中:∑t为橡胶层的总厚度(m);tanγ为橡胶片剪切角正切值，取tanγ=1.0;X0为E2地震作用效应和永久作用效应组合后橡胶支座顶面相对于底面的水平位移(m)。

4.3.2 支座抗滑稳定性验算

式中:μd为支座的动摩阻系数，橡胶支座与混凝土表面的动摩阻系数采用0.15，与钢板的动摩阻系数采用0.10;Rb为上部结构重力在支座上产生的反力(kN);Ehzb为E2地震作用效应和永久作用效应组合后橡胶支座的水平地震力(kN)。

计算结果见表11。

表11 支座位移、抗滑力和地震剪力计算值

4.3.3 小结

结合E2地震分析的结果及规范要求可以看出，在纵向地震作用下，板式橡胶支座的厚度及抗滑稳定性均不满足要求，横桥向地震作用下支座的厚度不满足要求。因此为了防止地震下落梁破坏的发生，需要设置抗震锚栓及挡块等抗震构造措施。为了桥梁的安全运行，本研究分析工程不建议采用普通板式支座。

5 铅芯隔震橡胶支座分析结果

5.1 E1地震作用

5.1.1 顺桥向计算结果

E1地震作用下铅芯支座顺桥向计算结果如表12和表13所示。

表13 单桩内力最大响应

5.1.2 横桥向计算结果

E1地震作用下横桥向墩顶、梁及支座的最大位移响应和单桩内力最大响应计算结果如表14和表15所示。

表14 横桥向墩顶、梁及支座的最大位移响应

表15 单桩内力最大响应

5.2 E2地震作用

5.2.1 顺桥向计算结果

E2地震作用下铅芯支座顺桥向计算结果如表16和表17所示。

表16 顺桥向墩顶、梁及支座的最大位移响应

表17 单桩内力最大响应

5.2.2 横桥向计算结果

E2地震作用下铅芯支座横桥向计算结果如表18和表19所示。

表18 横桥向墩顶、梁及支座的最大位移响应

表19 单桩内力最大响应

5.3 截面抗弯能力验算

钢筋混凝土桥墩和桩截面的抗弯能力(强度)采用纤维单元法进行的弯矩–曲率(考虑相应轴力)分析，得出图9所示的弯矩–曲率曲线。

图9 等效弯矩的计算图示

图10 1.6 m墩的弯矩–曲率曲线(轴力6000kN)

5.3.1 墩身截面抗弯验算结果

分析提供的1.6 m、4.0 m×2.0 m实心墩及变截面空心墩，主筋为Φ25HRB335及Φ28HRB335钢筋;箍筋均为Φ12HRB335钢筋。典型弯矩－曲率(M-)曲线如图10和11所示。

图11 4.0×2.0m墩的弯矩–曲率曲线(轴力20000 kN)

E1、E2地震顺桥向墩关键截面的验算结果分别见表20、21。表中轴力表示最不利组合后轴力，正值为压力，负值为拉力;弯矩的方向为绕横桥向y轴。

表20 E1地震顺桥向墩关键截面验算

表21 E2地震顺桥向墩关键截面验算

5.3.2 桩截面抗弯验算结果

桩截面为D150和D200，根据弯矩–曲率关系计算出轴力和弯矩如下。

表22 E2地震桩顶线弹性内力

5.4 E2地震作用下墩身斜截面抗剪验算

5.4.1 E2地震作用下墩身斜截面抗剪验算(顺桥向)

3号墩:

为验算构件抗剪能力，需得到墩底刚刚出现塑性铰时的弯矩值:

墩底Mxzc=114903 kN·m

根据《细则》第7.3.4条进行墩柱顺桥向斜截面抗剪强度验算。墩底塑性加密区箍筋拟采用直径12 mm，12肢，HRB335钢筋，间距10 cm;其它截面箍筋间距不得大于18 cm。

式中:Vs为墩柱斜截面剪力;Ak为箍筋面积;Sk为箍筋间距;fyh为钢筋屈服强度;b为沿计算墩柱宽度;Ae为核芯混凝土面积;Ac为混凝土面积;fc'为混凝土抗压标准强度;为抗剪强度折减系数，取=0.85。

根据计算结果，配筋达标。

5.4.2 E2地震作用下墩身斜截面抗剪验算(横桥向)

3号墩:

为验算构件抗剪能力，需得到墩顶和墩底刚刚出现塑性铰时的弯矩值:

根据《细则》第7.3.4条进行墩柱横桥向斜截面抗剪强度验算。墩底和墩顶塑性加密区箍筋拟采用直径12 mm，8肢，HRB335钢筋，间距10 cm;其它截面箍筋间距不得大于18 cm。同理计算可得配筋达标。

5.5 小结

通过验算，隔震计算后墩柱抗剪满足要求。

采用单柱桩，考虑桩土(岩石)的情况下，单桩截面内力大于墩底内力，理论配筋率要高于墩截面的配筋率，建议采用多排桩布置或加大桩的截面尺寸。

5.6 支座验算

根据《细则》10.4.2的规定，在E1地震作用下产生的剪切应变应小于100%，在E2地震作用下产生的剪切应变应小于250%。

由上面计算数据可知，支座满足要求。

6 结论

(1)在纵向和横向的E2地震作用下，普通板式支座的厚度及抗滑移稳定性均不满足规范要求;墩的内力还是远远超过塑性极限，根据此时的内力进行配筋，不满足理论要求。

(2)采用铅芯隔震橡胶支座，墩的内力得到大大改善，隔震计算后墩柱抗剪均满足要求，抗弯能力也得到大大改善。

(3)本桥第3联6#～7#墩为高低墩特殊结构，高墩6#墩在E2作用下横向受力较大，计算得出M/My为1.87，故6#墩不建议采用隔震支座。

(4)对于高底墩结构建议通过调节墩的截面尺寸来改变墩的刚度分配及受力分布，或建议在高墩处采用减震装置。

(5)采用单柱桩，考虑桩土(岩石)的情况下，单桩截面内力大于墩底内力，理论配筋率要高于墩截面的配筋率，建议采用多排桩布置或加大桩的截面尺寸。

(6)截面抗剪能力满足要求，可以适当减少箍筋的配置。

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Seism ic Isolation Analysis Study on Big Different Pier Height Bridge W ith Plate and Lead Rubber Bearing

WU Bo
(China Merchants Chongqing Communications Technology Research and Design Institute Co Ltd，Chongqing 400067，China)

For the comparation of plate bearing and lead rubber bearing under severe earthquake，the seimic analysis subjectof setting plate bearing and lead rubber bearing in the bridge were studied on the basisof SaMiKa bridge.Two bridgemodelswith ordinary plate bearing and lead rubber bearing were calculated separately，and the dynamic characteristics of the bridge，the changes of moment，shear force and displacement of the bridge columns were compared under the design basis earthquake and maximum considered earthquake.The calculated results show that，the thickness and anti-slide stability of the ordinary plate bearing do notmeet the requirements of specification when it subject to themaximum considered earthquake in the dynamic analysis of the bridge.While using lead rubber bearing，the internal force performance was improved greatly，pier column anti-shear strength allmet the requirements，the bending resistance ability was also improved.

ordinary plate bearing;lead rubber bearing;equivalentbending strength;isolation effect

U442.5+5

A

2095-0985(2015)02-0023-08

2014-12-26

2015-03-27

伍波(1970-)，男，重庆人，高级工程师，研究方向为大跨度桥梁设计(Email:wubo1@cmhk.com)

国家自然科学基金(51278219)