HDR隔震支座梁桥横向碰撞参数的研究

安振伟， 胡远琳， 康斌锴

(长安大学,陕西 西安 710064)

HDR隔震支座梁桥横向碰撞参数的研究

安振伟， 胡远琳， 康斌锴

(长安大学,陕西 西安 710064)

由近年来的震害调查表明，中小跨径桥梁在横向地震作用下梁体、抗震挡块碰撞破坏现象严重。为寻求减隔震支座在减小中小跨径桥梁横向碰撞效应方面的应用，选用HDR高阻尼隔震支座，建立了考虑支座非线性、墩柱弹塑性、桩土作用的横桥向碰撞模型。采用非线性地震反应时程分析方法，详细研究了HDR支座刚度、接触单元碰撞刚度、初始间隙等参数对隔震梁桥横向碰撞效应的影响。结果表明：采用较大的HDR支座的刚度、合理的挡块刚度，可以有效地减小梁桥的横向碰撞响应。

横向碰撞；抗震挡块；HDR高阻尼隔震支座；参数分析

近些年来，我国地震灾害频发，对震后桥梁的破坏情况调查发现，横向碰撞造成的挡块破坏、梁体破坏与横向落梁占了较大比例[1-2]。这是由于我国中小跨径的梁桥，较多采用的是普通板式橡胶支座。板式橡胶支座在使用不当时容易出现滑动或脱空现象，在地震作用下，这些现象愈发明显，而且往往造成很大侧向位移，此时支座的传力功能通常丧失。为了限制梁体的横向位移，抗震挡块被普遍采用。抗震挡块设计的目的是限制梁体的横向位移，但同时也增大梁体与挡块碰撞的概率，并且挡块受到的横向碰撞会通过盖梁具有一系列传力作用，造成墩柱更加不利的受力。在我国的公路桥梁抗震规范中，挡块仅作为一种构造措施[3]，在与梁体发生碰撞时，挡块往往发生破坏，此时其防止横向落梁的作用就被大大削弱[4]。

以往对桥梁横向碰撞方面的研究，多集中在非隔震支座桥梁方面，而减隔震支座在控制桥梁结构的纵向地震响应方面，已显示出极佳的效果，但关于减隔震支座在控制桥梁结构的横向地震响应方面的研究略显不足，且桥梁结构的纵向、横向碰撞机理较为接近。为获得HDR隔震支座在控制梁桥横向地震响应方面的应用效果，以单跨30 m简支箱梁为例，建立全桥有限元模型，采用非线性时程分析法分析了适用于隔震支座梁桥横向碰撞效应的参数设置。

1 结构计算模型

1.1 背景工程

某城市跨线高架桥的上部结构形式为简支预制小箱梁，桥面全宽16.75 m，由5片小箱梁组成，设计荷载为公路-Ⅰ级；支座采用HDR(Ⅱ)-270×370×118-G 0.8型；下部结构为双柱式桥墩，墩径D=1.6 m；基础为钻孔灌注桩，桩径D=1.8 m；抗震挡块顶截面为180 cm×25 cm、底截面为180 cm×50 cm、高50 cm，结构形式如图1所示。

图1 结构横断面图(单位：cm)

1.2 计算模型

图2为典型的单跨简支箱梁的计算模型，上部结构采用梁格法模拟，盖梁、墩柱和桩基采用梁单元模拟，碰撞作用通过GAP单元模拟，考虑支座非线性、墩柱弹塑性和桩-土相互作用的边界条件，具体模拟方法如下所述。

图2 结构计算模型

1.2.1 碰撞效应的模拟

罕遇地震作用下，会引起主梁产生较大的侧向移位，进而导致主梁与横向挡块发生碰撞[5-7]。对地震作用下桥梁结构的碰撞问题，国内外有许多学者进行了研究，目前，对桥梁结构纵向伸缩缝处相邻梁体间的碰撞以及横向梁体与挡块等限位装置间的碰撞效应的模拟，多采用碰撞单元形式[8-9]，如图3所示。碰撞单元的非线性力-位移关系可表示为：

(1)

式中：d0为梁体侧面与挡块间的初始间隙;d为地震作用下梁体与挡块的相对位移;KD为挡块接触碰撞刚度;F为碰撞力。

图3 碰撞单元模拟

1.2.2 HDR支座模拟

HDR高阻尼橡胶支座是隔震橡胶支座中的一种，在动态力作用下具有很明显的粘弹性性质，它受温度、频率和应变幅值的影响[10]，在动态力作用下所形成的恢复力和变形滞回曲线为椭圆形或者月牙形[11]。在地震分析(如时程分析)中很难采用这种实际的恢复力曲线，大多数情况下需要进行简化处理。

同大多数减隔震支座类似，HDR支座宜采用等效双线性恢复力模型进行模拟，图4为HDR模型支座力-变形关系曲线，用以描述其非线性行为。图中K1为弹性阶段的刚度，K2为屈服阶段的刚度，Q为支座位移引起的剪力，Qy为支座水平屈服力，Qd为滞回曲线与竖轴交点对应的支座剪力，X为剪切位移，F为阻尼力，S为相对位移，Xy为屈服位移，Kh为水平等效刚度。板式橡胶支座屈服后并不具备良好的可塑性，其支座模型力-变形关系通常用线性弹簧模拟。

图4 HDR支座力-变形关系

1.2.3 桥墩单元的弹塑性模拟

若对隔震梁桥横向碰撞效应进行分析[12-13]，需对桥墩进行弹塑性模拟分析，依据工程实际，建模墩柱钢筋选用HRB335，即屈服强度为335 N/mm2；钢筋本构采用双折线模型，屈服前弹性模量为E1=2×105N/mm2，屈服后弹性模量为E2，取E2/E1=0.000 1，即忽略钢筋屈服后的抗拉能力；墩柱采用C40混凝土，并采用Mander本构模型来定义约束混凝土，墩柱单元的塑性铰特性根据弯矩-曲率关系来定义，其弯矩-曲率关系曲线如图5所示，具体分析结果见表1。

图5 墩底单元弯矩-曲率曲线

状态点弯矩/(kN·m)曲率/(m-1)开裂点1409.742.032E-04初始屈服点4180.041.571E-03屈服点5634.046.122E-03等效屈服点5642.392.121E-03极限破坏点5986.625.398E-02

1.2.4 桩-土相互作用模拟

桩-土相互作用会使结构的动力特性、阻尼和地震反应发生改变，而忽略这种改变的抗震分析可能会导致较大的误差，并导致不安全的抗震设计，考虑到桩-土相互作用可更准确地模拟隔震桥梁的受力性能。本文采用等代土弹簧法模拟桩-土相互作用情况，土弹簧刚度采用《公路桥涵地基与基础设计规范》的“m”法确定。首先根据土层把桩分成若干段，然后确定每段桩的计算宽度b1、本段桩的长度L、地基水平抗力系数Cz，弹簧水平刚度为三者的乘积，即

k=Czb1L。

(2)

2 地震动记录选取

为获得桥梁结构的动力响应，对分析模型输入横桥向的实际地震动加速度时程波进行非线性时程分析。本文选用的6条地表加速度时程波(见表2)均取自太平洋地震工程中心地震波数据库。假定桥梁位于地震烈度9度区，将每条地震波的加速度峰值调整为0.4g。在横桥向分别输入表2所列出的6条时程波，地震响应结果取6条地震波的平均值。

表2 加速度时程波

3 横向碰撞效应参数分析

以往关于非隔震支座梁桥横向碰撞效应的研究，多集中在墩高、跨径、接触单元初始间隙、接触单元碰撞刚度、恢复系数等参数变化方面[14-15]，对于隔震支座梁桥横向碰撞效应的研究较少。本文从支座刚度、接触单元初始间隙、接触单元碰撞刚度3方面展开研究[16-17]，寻求减隔震支座梁桥横向碰撞效应参数变化的规律。

地震作用下，横向碰撞发生在梁体与挡块之间，下文图示中碰撞单元号1、3为桥梁中心线同侧位置，2、4为桥梁中心线另一侧的位置；墩底单元号145、147为桥梁中心线同侧位置，146、148为桥梁中心线另一侧的位置。

3.1 支座刚度参数分析

不同初始刚度和屈服刚度的支座对碰撞效应会有不同的影响，依据工程实际，选取相同承载力的支座，而对支座的初始刚度和屈服刚度依分析需求，选取3种工况下的支座，其具体参数见表3。

表3 HDR高阻尼隔震支座选用参数

图6为不同支座参数下碰撞单元内力响应曲线。

图6 不同支座参数下碰撞单元内力响应情况

由图6中可知，随着支座刚度的增加，碰撞单元内力减小。这是由于地震激励作用下，HDR支座刚度越大，支座对梁体的横向限位作用越强，挡块相对梁体的横向位移越小，从而碰撞单元内力也就越小。

墩底内力的大小，一方面取决于上部结构通过支座传递下来的地震力；另一方面梁体与挡块碰撞效应产生的碰撞力也会传递到墩底。图7为不同支座参数下墩底单元内力响应曲线。由图7可知，随着支座刚度的增加，墩底弯矩、横向剪力都减小。增大HDR支座刚度，在地震作用下，支座对梁体横向限位作用增强，则梁体横向位移就会减小，梁体与挡块之间的碰撞效应就会减弱，这样传递到墩底的碰撞力也会减小，墩底内力也就减小。

图7 为不同支座参数下墩底单元内力响应

图8为在地震动1940-Imperial Valley作用下支座1与支座3工况下的碰撞力时程图。从图8中发现：在同一地震动作用下，支座3工况下的碰撞次数比支座1工况下的少很多，且碰撞力只有支座1工况下的一半左右，说明通过增大HDR隔震支座刚度来减小碰撞响应是十分有效的。

图8 地震动1940-Imperial Valley作用下碰撞力时程图

图9为在地震动1940-Imperial Valley作用下支座1与支座3工况下墩底弯矩时程图。从图9中可知，增大HDR支座刚度并不会导致墩底的受力更加不利，反而可以使墩底弯矩得到减小。

图9 地震动1940-Imperial Valley作用下墩底弯矩时程图

3.2 接触单元初始间隙的参数分析

初始间隙是碰撞问题中的一个重要参数，为研究罕遇地震作用下，碰撞单元初始间隙对隔震混凝土梁桥横向碰撞效应的影响，分别定义初始间隙r0=0 cm、r1=1 cm、r2=2 cm、r3=3 cm、r4=4 cm、r5=5 cm，此时碰撞刚度定义为k=5×106kN/m。

图10为不同初始间隙参数下碰撞单元内力响应曲线。由图10可知，随着碰撞间隙的增大，最大碰撞内力总体减小。这是因为初始间隙越大，梁体横向可移位空间越大，地震作用下梁体与挡块发生碰撞的几率减小。因此，架梁施工时，梁体与挡块之间应预留适当的间隙，这样不仅方便施工，而且使梁体受力更加合理。

图10 不同初始间隙下碰撞单元内力响应

图11为初始间隙5 cm下支座的力-位移曲线。从图11中可以看出，支座滞回曲线饱满，隔震支座得以充分发挥耗能特性。

图12为不同初始间隙参数下墩底单元内力响应曲线。由图12可知，随着初始间隙的增大，墩底弯矩发生了明显减小，这是因为增大初始间隙一方面减小了梁体与挡块碰撞的几率，这样碰撞效应产生的碰撞力也就减弱；另一方面HDR高阻尼隔震支座有适当横向位移空间，可以充分发挥其滞回耗能的特性来吸收地震能量。而墩底剪力对初始间隙参数的变化不是十分敏感。

图11 初始间隙为5 cm时下支座的力-位移曲线

图12 不同初始间隙下墩底内力响应

3.3 接触单元碰撞刚度的参数分析

接触单元刚度的参数分析中，初始间隙定义为3 cm，单元碰撞刚度分别选取k0=5×103、k1=5×104、k2=5×105、k3=5×106，单位为kN/m。图13为不同碰撞刚度参数下接触单元碰撞力响应曲线。

图13 不同碰撞刚度下碰撞单元内力响应

由图13可知，随着接触单元碰撞刚度的增加，横向碰撞力也随之增大，在接触刚度为103数量级的情况下，横向挡块受到的碰撞力最小，这为挡块与梁体间加塞橡胶垫提供了理论依据。在碰撞刚度达到105～106数量级的时候，碰撞力非常接近，也就是接触单元刚度取值再增大，对横向碰撞力几乎没有影响。

理想情况下，接触单元刚度取值越小，对桥墩、挡块受力越有利，但接触单元刚度很小的情况下会造成主梁与挡块的相对位移增大。图14为不同碰撞刚度下主梁与挡块相对位移响应曲线。从图中可以看出，随着接触单元刚度的减小，梁体与挡块的相对位移逐渐增大，挡块对梁体的限位大大减弱。只有接触单元刚度在合理值域时，才能保证挡块与主梁的相对位移，既满足支座滞回耗能的要求，又不至引起支座脱空的现象。

图14 不同碰撞刚度下主梁与挡块相对位移响应

图15为不同碰撞刚度参数下墩底单元弯矩与剪力响应曲线。由图15可知，随着碰撞刚度的增加，墩底单元的墩底弯矩、横向剪力增大，在接触单元刚度为k0=5×103kN/m时，墩底弯矩、横向剪力最小，当接触单元刚度达到5×105～5×106kN/m时，墩底弯矩几乎不随碰撞刚度的增加而增加，横向剪力也遵循相近的规律。这说明当接触单元碰撞刚度增大到一定数值时，已不是影响HDR隔震支座梁桥碰撞响应的重要因素。

图15 不同碰撞刚度下墩底内力响应

4 结语

1)地震动作用的全过程中，挡块与梁体之间碰撞次数及接触时间通常非常有限，抗震挡块对于防止横向落梁效果显著，但碰撞效应会造成桥墩受力不利，对桥墩的抗震性能提出了更高的要求。

2)通过控制HDR支座的水平刚度来控制横向碰撞效应，无疑是一个有效的措施，增大支座的水平刚度，可以减小最大碰撞力、墩底弯矩、墩顶位移、主梁与挡块的最大横向相对位移。

3)增大梁体与挡块之间的初始间隙，可以减小墩底弯矩，这对保护墩柱的抗弯能力无疑是有利的。通过增大初始间隙来减小梁体与挡块之间的最大碰撞力、墩底横向剪力并不是一个有效措施，二者的变化并不随初始间隙的变化有明显的变化规律。增大初始间隙对于HDR高阻尼隔震支座横向移位是有利的，通过增大初始间隙，HDR隔震支座在地震作用下，可以有足够的横向空间来发挥其滞回耗能特性，可以吸收大量的地震能量，这正是隔震支座减小横向碰撞效应的原因之一。

4)结构的地震反应对于接触单元碰撞刚度比较敏感，减小接触单元碰撞刚度，可以显著减小横向碰撞力、墩底弯矩、墩底横向剪力，工程实际中，可以通过在梁体与挡块之间加塞橡胶垫块来实现。但过小的碰撞刚度，会导致梁体与墩顶相对位移过大的现象出现。

[1]杜修力,韩强,李忠献,等．5·12汶川地震中山区公路桥梁震害及启示[J].北京工业大学学报,2008,34(12)：1270-1279．

[2]王东升,王吉英,孙治国,等．汶川大地震简支梁桥落梁震害与设计对策[J].防灾减灾工程学报,2011，31(5)：595-601．

[3]中华人民共和国交通运输部．公路桥梁抗震设计细则：JTG/TB 0201—2008[S].北京：人民交通出版社，2008.

[4]范立础．桥梁抗震[M].上海：同济大学出版社，1997．

[5]刘鹏．地震作用下桥梁梁体与横向挡块动态碰撞研究[D]．成都：西南交通大学，2011．

[6]石岩,王军文,王东升．地震作用下高速铁路简支箱梁桥横向偏心碰撞反应分析[J]．铁道学报，2013，35(2)：99-105．

[7]禚一,李忠献,王菲．桥梁地震碰撞三维撞击模型及非线性响应分析[J]．土木工程学报，2014，47(5)：71-80．

[8]申爱国,吕龙,申翰林.地震作用下的桥梁碰撞模拟分析[J].同济大学学报，2013，41(6):305-308．

[9]刘世明,范光明,陈荣融,等.城市桥梁限载吨位的研究[J].华北水利水电大学学报(自然科学版),2015,36(4):67-71，92.

[10]中华人民共和国交通运输部．公路桥梁高阻尼隔震橡胶支座：JTG/T 842—2012[S]．北京：人民交通出版社，2012

[11]刘健新,胡兆同,李子青.公路桥梁减震装置及设计方法研究[R].西安：长安大学，2000．

[12]焦驰宇,龙佩恒,李士锣.地震作用下中小跨度梁桥横向碰撞参数影响分析[J].振动与冲击，2014，33(8):48-53．

[13]邓育林,雷凡,何雄君.地震作用下高墩桥梁横向碰撞效应研究[J].桥梁建设，2014，44(3)：25-31．

[14]尹绪胜．预应力混凝土曲线梁桥地震响应分析与碰撞响应研究[D].西安：长安大学，2014．

[15]叶昆,李黎．改进的Kelvin碰撞分析模型[J].工程力学，2009，26(2):245-249．

[16]邓育林,彭天波,李建中.地震作用下桥梁结构横向碰撞模型及参数分析[J].振动与冲击，2007，26(9)：104-106．

[17]李忠献,岳福青．城市梁桥地震碰撞反应研究与发展 [J].地震工程与工程振动，2005，25(4)：91-98．

(责任编辑：杜明侠)

Study on Lateral Pounding Parameters of HDR Isolation Bearing Bridge

AN Zhenwei, HU Yuanlin, KANG Binkai

(Chang′an University， Xi′an 710064， China)

In recent years, the bridge earthquake damage investigation shows that girders and seismic retainers of small and medium-span bridges suffer severe damage because of pounding between girders and seismic retainers under lateral earthquake excitation. In order to realize the application of using isolation bearing to reduce the lateral pounding of medium and small-span bridges, by using HDR high-damping isolation bearing, a lateral pounding model considering the bearing nonlinearity, pier-column elastic-plastic behavior and pile-soil interaction was established. The effect of HDR bearing stiffness, contact element stiffness, initial clearance and other parameters on the lateral impact of isolated bridge is studied in detail by nonlinear seismic response time-history analysis method. The results show that the lateral pounding response of the bridge can be effectively reduced by adopting the large stiffness of the HDR bearing and reasonable stopper rigidity.

lateral pounding; seismic retainer; HDR; parameter study

2016-08-05

安振伟(1990—)，男，河南焦作人，硕士研究生，从事桥梁抗震方面的研究。E-mail：anzhenww@163.com。

10.3969/j.issn.1002-5634.2017.01.014

TV335;U442.5

A

1002-5634(2017)01-0068-07