高阻尼橡胶支座在曲线钢箱梁桥中的适用性研究

袁摄桢， 凌 意

(1.长沙市规划设计院有限责任公司， 湖南 长沙 410007； 2.中南大学 土木建筑学院， 湖南 长沙 410075)



高阻尼橡胶支座在曲线钢箱梁桥中的适用性研究

袁摄桢1， 凌 意2

(1.长沙市规划设计院有限责任公司， 湖南 长沙 410007； 2.中南大学 土木建筑学院， 湖南 长沙 410075)

以一座城市立交匝道桥为工程背景，利用MIDAS/CIVIL建立该曲线钢箱梁桥的三维有限元模型，考虑不同的地震波输入方向，分析高阻尼隔震橡胶支座的减震效果，并探讨支座参数变化对曲线钢箱梁桥地震效应的影响。计算结果表明，地震荷载作用下，采用参数合理的高阻尼橡胶支座能减小曲线钢箱梁墩底剪力达27%～69%。支座屈服力、屈服前后刚度比值和初始水平刚度增大时，支座水平方向位移的有变小的趋势，但并不显著。支座参数的改变可以显著调节所在桥墩内力，对其余桥墩内力的影响较小，在设计过程中应根据受力要求合理调整各墩支座参数。

高阻尼橡胶支座； 曲线钢箱梁桥； 屈服刚度； 减震效果； 时程分析

0 引言

曲线钢箱梁桥以其优美的线形和卓越的克服地形障碍能力而倍受桥梁设计者的青睐，在城市立交中得到普遍应用。曲线梁桥受力相对复杂，其静力及动力受力性能均受到学者的广泛关注，但是曲线桥在地震中遭受破坏的案例仍然屡见不鲜。震害让人们意识到，传统的抗震思想——味提高结构能力的设防标准并不能完全阻止结构破坏，并且是不经济的。因此，更有效的抗震措施成为研究热点。其中，发展最成熟、应用最广泛的方法是采用减隔震支座。

减隔震支座主要有铅芯橡胶支座、摩擦摆式支座和高阻尼橡胶支座等。高阻尼橡胶支座具有阻尼效果好、技术性能稳定、维护成本低和耐久性好等特点，在公路桥梁中的应用日益广泛，众多学者对其力学性能进行了深入研究。朱昆[1]、袁涌[2]等对高阻尼橡胶支座的力学性能及隔震效果进行了分析研究。2012年，沈朝勇[3，4]等对高阻尼隔震橡胶支座进行了相关试验研究，并对其参数取值进行分析。2013年，丁晓唐[5]等对高阻尼橡胶支座的动力性能进行了研究。国外学者Gyeong-Hoi Koo、H.S. Gu[6，7]也对高阻尼橡胶支座的减震效应进行了一系列的试验及分析。

曲线梁桥减隔震支座需兼顾结构静力和动力受力性能，在设计过程中选用合适的减隔震支座是结构受力是否合理的关键。本文以呼和浩特一座城市立交匝道桥为工程背景，探讨高阻尼隔震橡胶支座对曲线钢箱梁桥的减震效应，研究不同支座参数对减隔震性能的敏感性，对曲线钢箱梁桥选用高阻尼橡胶支座的要点提出建议，为高阻尼橡胶支座的研究和应用提供参考。

1 高阻尼隔震橡胶支座的力学模型

本文采用非线性动力时程方法进行地震效应分析，计算模型应正确反映高阻尼隔震橡胶支座的力学特性。根据《公路桥梁高阻尼隔震橡胶支座》[8](JT/T 842-2012)，支座的力学性能按等效双线性恢复力模型模拟，HDR系列支座的恢复力模型如图1所示。

图1 支座的等效双线性恢复力模型Figure 1 Equivalent bilinear restoring force model of bearing注：图中X为容许剪切位移，Qy为屈服力，K1为水平刚度，K2为水平刚度，Kh为水平等效刚度。

2 结构计算模型和地震波输入

2.1 有限元模型

工程背景为跨径组合(36.5 m+40 m)的连续钢箱梁，结构中心曲线半径为140 m，梁高1.8 m。桥墩为独墩双支座，墩高在15.1～15.3 m之间。采用MIDAS/CIVIL建立三维有限元模型，主梁和桥墩用梁单元模拟，支座用一般连接模拟，各支座切向与模型X轴方向夹角见表1。支座力学参数见表2。支座型号根据静力计算结果进行选择，布置方式如图2所示。

表1 支座切向与X轴夹角Table1 IntersectionanglebetweentangentialofpierandXaxis墩号夹角/(°)P21-15.213P220.5927P2315.015

表2 支座力学参数Table2 Mechanicalparametersofbearing支座编号支座型号承载力/kN容许剪切位移/mmP22HDR(Ⅰ)-670×670×2665009325P21、P23HDR(Ⅰ)-520×520×2272910250屈服力/kN水平刚度K1K2水平刚等效度竖向刚度阻尼比/%21915.782.433.2417331512912.121.872.49131015 注:表中支座刚度单位为kN/mm。

图2 支座布置图Figure 2 Bearing arrangement

2.2 地震动输入

桥址处抗震设防烈度为8度，设计基本地震加速度0.20 g，设计地震分组为第二组，工程场地类别为Ⅱ类。该桥的抗震设防分类为乙类，加速度反应谱特征周期为0.40 s。结合《公路桥涵抗震设计细则》及《建筑抗震设计规范》，为考虑地震动的随机性，设计加速度时程不少于三组，计算结果取时程法的包络值和振型分解反应谱法的较大值[9，10]。计算所选地震波如表3所示，并用综合调整法[11]对所选地震波进行调整。

曲线梁桥地震响应计算存在地震动最不利输入方向问题，《公路桥梁抗震设计细则》(JTG/T B02-01-2008)规定可沿相邻两桥墩连线方向和垂直于连线水平方向进行多方向地震输入。本文将探讨地震波的多方向输入，并给出高阻尼橡胶支座在最不利输入方向下的减震效果。

2.3 计算工况

根据地震波输入方向的不同，分为以下5种计算工况。

表3 地震波参数Table3 Seismicwaveparameters地震波峰值点PGA/g特征周期Tg/s设防目标设计加速度/g加速度调整系数ElCentroSite,0.3570.510270DegHollywood0.0590.628Storage270DegElCentroSite,0.2470.252VerticalE10.0770.216E20.2340.655E10.0771.305E20.2343.966E10.0770.312E20.2340.947

工况1：沿P21和P23支座连线及垂直于连线方向输入，比例为1∶0.85；

工况2：沿P21和P22支座连线及垂直于连线方向输入，比例为1∶0.85；

工况3：沿P21支座切向和法向输入，比例为1∶0.85；

工况4：沿P23支座切向和法向输入，比例为1∶0.85；

工况5：沿P23和P22支座连线及垂直于连线方向输入，比例为1∶0.85。

3 地震响应计算及分析

以墩底弯矩和支座位移为指标，分析激励方向不同时结构的最大响应，并用减震率表征减震效果。减震率计算公式为：

(1)

式中：R为减震后结构的最大响应；S为减震前(使用盆式橡胶支座)结构的最大响应。通过特征值计算，算得在普通支座下第一振型(顺桥向)的周期为0.913 s，第二振型(横桥向)周期为0.647 s，在高阻尼橡胶隔震支座下第一振型(顺桥向)的周期为1.537 s，第二振型(横桥向)周期为1.435 s。在E1、E2作用下计算墩底剪力结果如表4所示。

表4 各工况下地震响应Table4 StructuralresponseunderE1andE2地震作用墩底剪力/kN工况1工况2工况3工况4工况5E1P21墩Fz332.02376.21384.57401.00403.51P21墩Fy243.27191.91225.67238.60239.17P22墩Fz393.54416.95418.50436.09437.81P22墩Fy404.65391.81409.82426.92437.48P23墩Fz403.03399.81464.06451.78459.79P23墩Fy406.12385.59389.43403.49410.99E2P21墩Fz1090.251041.851020.281060.681098.66P21墩Fy734.35728.86719.26761.21795.89P22墩Fz1019.75926.811088.321125.671135.49P22墩Fy1199.981077.471146.301155.591206.05P23墩Fz925.51986.841159.541088.221136.96P23墩Fy739.94702.01757.01792.30818.43

计算结果表明：不同地震波输入时，Hollywood Storage 270 Deg波作用下结构响应相对较大。按不同方向输入地震波时，工况5产生的墩底剪力较大，可作为本桥地震波的最不利输入方向。表5给出了采用高阻尼隔震橡胶支座后，工况5产生的结构响应：

E1作用下，P21墩底剪力的减震率为43.1%～51.9%；P22墩底剪力的减震率为40.2%～53.8%；P23墩底剪力的减震率为42.0%～60.7%。E2作用下，P21墩底剪力的减震率为26.9%～68.8%；P22墩底剪力的减震率为26.8%～56.4%；P23墩底剪力的减震率为44.3%～47.6%。在E1、E2作用下，桥墩横桥向剪力的减震率要高于顺桥向。由于墩底弯矩规律与剪力相似，此处不再赘述。隔震支座的应用改变了结构的周期，增加结构延性，提高变形性能，起到了良好的消能减震作用。

表5 高阻尼隔震支座的减震效果Table5 Dampingeffectofthehighdampingisolationbearings地震作用墩底剪力/kN减震前减震后减震率/%E1P21墩Fz403.51229.5543.1P21墩Fy239.17115.1651.9P22墩Fz437.81261.8540.2P22墩Fy437.48202.1853.8P23墩Fz459.79266.6242.0P23墩Fy410.99161.4560.7E2P21墩Fz1098.66802.8726.9P21墩Fy795.89248.0068.8P22墩Fz1135.49830.6826.8P22墩Fy1206.05526.2756.4P23墩Fz1136.96633.1944.3P23墩Fy818.43428.8447.6

4 支座参数对地震响应的敏感性分析

支座参数的选择直接影响到减震效果，参数的敏感性分析可为支座选择提供快捷而经济的方案，本文探讨支座屈服力Q、水平刚度K1、屈服后刚度与弹性刚度比R这3项主要参数的敏感性。由于E1作用下支座未达到屈服状态，以下仅给出E2作用、工况5地震波激励方向的结果。支座屈服力参数选择见表6，计算工况中每种情形下每次只变化一个参数，其余参数保持为模型3所对应值不变。如状态1下，只改变参数Q，R和K1分别保持0.155、15.68不变。

表6 支座力学参数Table6 Mechanicalparametersofbearing计算工况参数模型1状态1Q/kN159状态2R0.055状态3K1/(kN·mm-1)11.68模型2模型3模型4模型51892192492790.1050.1550.2050.25513.6815.6817.6819.68

保持Q和K1不变，改变中墩支座屈服后刚度与弹性刚度的比值R，具体参数见表6。

保持Q和R不变，改变中墩支座水平刚度K1，具体参数见表6。

从图3～图5可看到，随着支座屈服力Q、屈服前后刚度比值R和水平刚度K1的增大，支座水平方向位移虽有变小趋势，但并不显著。图6～图8表明：支座参数的改变对支座所在墩底内力的影响较大，对其余桥墩的影响则比较小。各模型相应内力达到最大值的时刻非常接近，说明上述参数的变化并没有显著改变结构的振动特性。由于边墩支座已进入屈服后状态，因此桥墩内力所受影响很小。

图3 支座变形与屈服力关系曲线Figure 3 Relationship of bearing deformation and yield force

图4 支座变形与R关系曲线Figure 4 Relationship of bearing deformation and parameter R

图5 支座变形与K1关系曲线Figure 5 Relationship of bearing deformation and elastic stiffness

图6 墩底弯矩与屈服力关系曲线Figure 6 Relationship of bending moment on pier bottom and yield force

图7 墩底弯矩与R关系曲线Figure 7 Relationship of bending moment on pier bottom and parameter R

图8 墩底弯矩与K1关系曲线Figure 8 Relationship of bending moment on pier bottom and elastic stiffness

从上述支座参数的变化也可以看到，高阻尼橡胶支座对结构变形的控制相对较弱，而曲线梁桥由于线形复杂，联间的变形协调是设计过程中需要重视的问题。因此，高阻尼橡胶支座需具有良好的复位性能，避免累积变形而使得联间出现错位现象。

5 结论

文章对高阻尼隔震橡胶支座在曲线钢箱梁中的减隔震效果进行分析，得到以下结论：

① 连续曲线钢箱梁采用高阻尼橡胶支座能够起到很好的减隔震效果，通过选择合适的支座参数，各墩底弯曲内力减震率可达27%～69%，地震波的最不利激励方向为P22墩和P23墩支座连线方向及垂直于该连线方向。

② 支座屈服力Q、屈服前后刚度比值R和水平刚度K1增大时，支座水平方向位移的有变小的趋势，但并不显著。

③ 曲线连续钢箱梁支座参数的改变可以显著调节所在桥墩的内力，对其余桥墩内力的影响较小，在设计过程中可根据受力要求适当调整支座参数。

④ 由于高阻尼隔震橡胶支座没有固定支座与活动支座之分，在温度作用下，曲线梁的梁端可能出现较大的切线位移。在城市高架桥中，钢箱梁多用于大跨度匝道桥，两端一般与小跨度混凝土梁桥相接，两者间存在较大的刚度差异。因此，设计过程中应特别注意交接墩处联间切线位移协调，避免出现错位现象，同时，也要求高阻尼隔震橡胶支座具有很好的复位性能。

[1] 朱昆.高阻尼橡胶支座力学性能及其隔震效果分析研究[D].武汉：华中科技大学，2009.

[2] 袁涌，朱宏平，资道铭.高阻尼橡胶隔震支座的力学性能及隔震效果分析研究[J].预应力技术，2011(1).

[3] 沈朝勇，周福霖.高阻尼隔震橡胶支座的相关性试验研究及其参数取值分析[J].地震工程与工程振动，2012(3).

[4] 沈朝勇，马玉宏.超高阻尼隔震橡胶支座的频率相关性试验研究[J].土木工程学报，2014(3).

[5] 丁晓唐，周逸仁.高阻尼橡胶隔震渡槽的设计和动力性能研究[J].水资源与水工程学报，2013(2).

[6] Gyeong-Hoi Koo，YasukiOhtori.Loading rate effects of high dam-ping seismic isolation rubber bearing on earthquake responses[J].Springer，1998.

[7] H.S. Gu， Y.Itoh.Technical Papers：Ageing behaviour of natural rubber and high damping rubber materials used in bridge rubber bearings[J].MultiScience，2010.

[8] JT/T 842—2012，公路桥梁高阻尼隔震橡胶支座[S].

[9] JTG/T B02-01-2008，公路桥梁抗震设计细则[S].

[10] GB5011-2010，建筑抗震设计规范[S]

[11] 朱东生，劳远昌.桥梁地震反应分析中输入地震波的确定[J].桥梁建设，2000(5).

The Applicability Research of High Damping Rubber Bearing on Curved Steel Box-girder

YUAN Shezhen1， LING Yi2

(1.Changsha Planning & Design Institute Co.， Ltd. Changsha Hunan 410007， China； 2.School of Civil Engineering and Architecture， Central South University， Changsha， Hunan 410075， China)

Based on an overpass ramp bridge，this paper establishes a 3D finite element model of this curved steel box-girder bridge with high damping rubber bearing.Considering the orientation of earthquake wave，the effect of using high damping rubber bearings was analyzed and the influences of bearing parameters on damping effects are discussed.The results show that the application of high damping rubber bearings can reduce the shear forces at the bottom of piers up to 27%～69%.The displacement of bearings decreased as the yield force，the stiffness ratio before and after yield and the initial horizontal stiffness enlarged，but not dramatically.The parameters of bearing can affect the internal force of the pier which the bearing located and have little influence to others piers.The parameters of bearing should be adjusted according to the force requirements of the structure during design.

high damping rubber bearing； curved steel box-girder； yield stiffness； damping effects； time history analysis

2016 — 07 — 28

国家自然科学基金资助项目(51378503)

袁摄桢(1983 — )，男，湖南长沙人，工学硕士，主要从事桥梁设计和减隔震研究。

U 443.36

A

1674 — 0610(2016)05 — 0077 — 05