山区高墩大跨径连续刚构桥减震技术研究

2019-04-28蒋建军钟川剑

公路交通技术 2019年2期

蒋建军，钟川剑

(四川省公路规划勘察设计研究院有限公司，成都 610041)

在西部山区，山高谷深，地震烈度高，公路跨越沟谷时一般采用高墩大跨桥梁，其中大跨径连续刚构桥具有行车舒适性好、工程造价低、施工技术成熟、桥梁整体性好、后期管理养护简便等特点而经常被采用[1]。在深切河谷复杂地形下，大跨径连续刚构桥的上部结构质量重、地震力大，各墩高差异大，地震作用下桥墩受力均匀性较差，常规设计时抗震计算难以通过，因此桥梁减震是设计重点。国内学者对高墩大跨径连续刚构桥的桥墩选型、动力特性、延性抗震等进行了研究，但利用新材料、新结构、新技术进行桥梁减震的研究较少。轻质高强度高性能混凝土发展前景好，但在连续刚构桥箱梁上使用较少，对桥梁抗震性能的影响须进行研究。钢管混凝土结构在拱桥、斜拉桥、悬索桥上均得到了广泛应用，其主要技术特点是承载力高、塑性和韧性好、抗震性能优越、施工方便[2]。尽管以钢管混凝土为主要构件组成的格构柱具有优良的延性变形能力、极限承载力高[3]，但在高烈度地震区高墩大跨径连续刚构桥上的抗震性能须进一步研究。非线性液体粘滞阻尼器是一种性能优良的减震耗能装置，在斜拉桥、悬索桥上使用广泛[4]，但在大跨连续刚构桥上的使用较少，其减震效果需要研究。为此，本文以西部山区某5孔一联高墩大跨径连续刚构桥为例，从上部结构轻型化、墩型优化、桥墩刚度匹配、阻尼器耗能等方面进行减震技术研究，以提高桥梁抗震性能。

1 工程概况

本桥位于攀西高原南侧，河流由北向南斜穿桥轴线。测区分水岭山脊海拔在2 700 m左右，河谷底海拔约1 020 m，相对高差约1 680 m，场地为深切高山峡谷地形，属侵蚀构造中高山地貌。桥梁跨径组合为(19.38+3×22)m预应力混凝土现浇箱梁+(106+2×200+115+40)m连续刚构，主桥长661 m，如图1所示。5号桥墩高113 m、6号桥墩高195 m、7号桥墩高178 m、8号辅助墩高8.3 m，其中5号～7号主墩与主梁固结，8号辅助墩设置活动支座与主梁连接。主桥桥墩均采用承台+群桩基础，桩基嵌入中风化基岩。

该桥桥宽16 m，双向2车道，两侧设置非机动车道和人行道。主桥为三向预应力混凝土结构，主梁为单箱单室截面。箱梁顶板宽16 m，底板宽8.5 m，两翼板悬臂长3.75 m，顶板设置2%双向横坡，如图2所示。箱梁跨中、边跨现浇段、现浇连续梁段的梁高4.1 m，桥墩与箱梁相接的根部断面及墩顶0号段梁高13.2 m。

2 地震动参数及有限元模型

2.1 地震动参数

根据大桥工程场地地震安全性评价报告，本桥的地震动参数见表1。

E1地震作用采用50年超越概率10%的地震动参数；E2地震作用采用50年超越概率2%的地震动参数和地震加速度时程波。

单位：cm

地震动参数50年不同超越概率(%)下的地震反应谱10521PGA/(cm·s-2)151202274338Samax0.3780.5050.6850.845T0/s0.040.040.040.04T1/s0.100.100.100.10Tg/s0.450.450.500.50βmax2.52.52.52.5R1.01.01.01.0

注：PGA为地震动峰值加速度；Samax为无量纲水平设计加速度反应谱最大值，以重力加速度g为单位；T0为反应谱起始周期；T1为反应谱直线上升段最大周期；Tg为反应谱特征周期；βmax为反应谱放大系数最大值。

2.2 有限元模型

主桥抗震计算采用空间有限元程序Midas Civil 2017。为了考虑引桥对4号交界墩地震响应的影响，采用全桥模型计算。桥墩基础采用承台+群桩，为便于研究，计算模型中采用墩底固结约束[5]。活动支座采用弹性支承模拟，粘滞阻尼器采用一般连接模拟。

E1抗震分析采用多振型反应谱法，振型组合采用CQC法；E2抗震计算采用非线性动力时程法，考虑顺桥向、横桥向、竖向地震作用。主桥的抗震性能目标为：1) 在E1地震作用下，桩基、墩柱均保持弹性；2) 在E2地震作用下，桩基保持弹性，墩柱保持弹性或延性满足要求；3) 主梁与桥墩位移满足抗震规范要求。

3 减震技术研究

大跨径连续刚构桥梁的减震技术主要分3个方面：1) 上部结构轻型化；2) 桥墩合理选型及刚度匹配；3) 耗能减震措施。

3.1 上部结构轻型化

桥梁的地震力主要来源于上部结构的震动，减轻上部结构重量是有效的减震措施之一。对于大跨径连续刚构桥，减轻箱梁重量的主要技术：1) 钢混组合梁；2) 轻质混凝土；3) 空腹式结构；4) 活性粉末混凝土(RPC)或超高性能混凝土(UHPC)。连续刚构箱梁可采用钢箱梁与混凝土箱梁组合，如主跨330 m的重庆石板坡长江大桥复线桥，其中跨103 m采用了钢箱梁结构[6]。另外，波形钢腹板箱梁也可大幅减轻上部结构重量，此技术在日本得到广泛应用[7]。轻质混凝土采用陶粒代替碎石作为箱梁混凝土的粗骨料，容重大幅降低，如主跨298 m的挪威Raft Sundet桥[1]。钢桁腹板PC组合箱梁是一种典型的空腹式结构，具有上部结构自重轻、抗震性能好的特点[8]。空腹式连续刚构另外一种型式是将主墩附近的腹板挖空形成斜腿，可减轻上部结构重量，如主跨290 m的北盘江特大桥[9]。RPC160+C60混凝土混合主梁连续刚构桥可大幅减轻箱梁重量，具有良好的整体受力性能[10]。预应力UHPC连续刚构桥通过利用具有高弹性模量、高强度和良好韧性等优点的UHPC材料，减小了结构尺寸，减轻了上部结构重量[11]。

以图1所示桥梁为例，主桥箱梁分别采用LC60陶粒轻质混凝土、RPC160活性粉末混凝土与常规混凝土进行抗震性能对比研究。根据JGJ 12—2006《轻骨料混凝土结构技术规程》，LC60陶粒轻质混凝土的密度取1 850 kg/m3，弹性模量取28 200 MPa，抗压强度标准值取38.5 MPa，抗拉强度标准取2.85 MPa。根据GB/T 31387—2015《活性粉末混凝土》并参考文献[10]，RPC160活性粉末混凝土的密度取2 550 kg/m3，弹性模量取45 000 MPa，抗压强度标准值取96 MPa，抗拉强度标准取6.4 MPa。从薄壁结构稳定性和施工可操作性考虑，RPC160活性粉末混凝土用于箱梁高度低于8 m的节段，顶板和腹板厚度采用20 cm，底板厚度采用25 cm，设置体外预应力钢束，中支点两侧各43 m及边跨现浇段采用C60常规混凝土。RPC160活性粉末混凝土箱梁节段布置如图3所示，截面如图4所示。5号～7号主墩采用常规空心薄壁墩、箱梁采用不同混凝土材料时，在E1地震作用下的抗震计算结果见表2和表3。

从表2可得出，当采用LC60陶粒轻质混凝土代替C60常规混凝土时，箱梁自重减轻19.2%；当箱梁部分节段采用RPC160活性粉末混凝土并减小结构尺寸时，箱梁自重减轻18.6%；2种上部结构轻型化方案均使得纵向、横向第1阶振型的周期变短，纵向、横向地震位移有所减小。

单位:m

图3RPC160活性粉末混凝土箱梁节段布置

Fig.3 Section layout of concrete box girders with RPC160 reactive powder

从表3可得出，当箱梁采用LC60陶粒轻质混凝土代替C60常规混凝土或者部分节段采用RPC160活性粉末混凝土并减小结构尺寸时，各主墩的墩底顺桥向弯矩减小21%～29%，横桥向弯矩减小 2%～5%，如图5所示；上部结构轻型化对减小顺桥向地震力效果较好。

3.2 墩型优化

大跨径连续刚构桥主墩一般采用空心薄壁墩或双薄壁墩。双薄壁墩的抗推刚度小，桥梁振动周期长[5]，适用于桥墩高度不大的情况；对于墩高超过100 m的超高墩，由于其稳定性稍差，施工难度和风险较大，因此较少采用[12]。按照桥墩材料和结构型式划分，空心薄壁墩有普通钢筋混凝土空心薄壁桥墩和钢管混凝土格构式空心薄壁墩。根据研究[13]，桥墩刚度的变化对侧弯和纵飘频率影响较大，通过墩型优化可调整桥梁结构动力响应。

表2 不同混凝土材料箱梁下的桥梁振动周期及E1地震位移响应

表3 不同混凝土材料箱梁下的桥梁5号～7号主墩E1地震弯矩响应 kN·m

图5 主墩墩底弯矩减小百分比Fig.5 Percentage reduction of bending moment at bottom of main piers

当墩高位于60 m～100 m范围时，普通钢筋混凝土空心薄壁桥墩受力性能较好，其截面尺寸及壁厚随墩高增大而增大。钢管混凝土格构式空心薄壁墩具有节约造价、刚度小、质量轻、抗震性能好、施工方便的特点[2]，当墩高大于100 m时可获得较好的经济效益，在西部山区得到成功应用，如四川省雅西高速公路腊八斤特大桥(最大主墩高度达183 m)[2]。为提高钢管混凝土外层钢管的耐久性，在钢管混凝土外围再包一层20 cm左右的钢筋混凝土，组成钢管混凝土叠合柱[14]，是近年来我国特有的新型钢混组合结构。

图1所示桥梁的5号～7号桥墩方案如下：

1) 方案1为普通钢筋混凝土空心薄壁桥墩。5号桥墩顺桥向9.4 m、横桥向10.5 m，壁厚为1.2 m；6号、7号桥墩顺桥向11 m、横桥向10.5 m，壁厚分3段设置，分别为1.0 m、1.2 m、1.5 m，如图6所示。混凝土强度等级为C50，竖向间隔15 m设置1道横隔板。

(a) 5号桥墩

(b) 6号和7号桥墩

2) 方案2为钢管混凝土格构式空心薄壁墩。桥墩横桥向宽均为11.9 m，顺桥向5号桥墩顶宽9.4 m，6号和7号桥墩墩顶宽11.0 m。钢管混凝土格构式空心薄壁墩由格构柱及柱间混凝土肋板形成单箱单室截面，格构柱由直径1.5 m钢管外包20 cm厚混凝土组成，柱间混凝土肋板壁厚50 cm，如图7所示。墩内竖向每隔12 m设1道1.0 m厚的横隔板。钢管强度为Q370，壁厚34 mm，钢管内灌注C80自密实混凝土，外包混凝土及肋板均采用C50混凝土。桥墩主要由3种不同材料组成(不计支撑骨架及钢筋影响)，抗震分析计算时需要换算为统一材料，并考虑钢管混凝土套箍效应对刚度和强度的提高[15-16]。横隔板采用集中质量进行模拟。

(a) 5号桥墩

(b) 6号和7号桥墩

方案1与方案2的桥墩截面弹性模量、面积、惯性矩及抗弯刚度对比情况见表4。

从表4可得出，钢管混凝土格构式空心薄壁墩与普通钢筋混凝土空心薄壁桥墩相比：1) 截面面积大幅减小，5号桥墩减小41.2%，6号和7号桥墩减小32.6%～52.4%；2) 顺桥向截面抗弯刚度大幅降低，5号桥墩减小24.9%，6号和7号桥墩减小14.5%～34.0%；3) 横桥向截面抗弯刚度有增有减，6号和7号桥墩的墩底减小约15.5%。对比结果如图8所示。

采用2种不同桥墩型式时，本桥的第1阶振型均为主梁与主墩横向侧弯，第2阶振型均为主墩纵弯，计算得到桥梁的振动周期与E1地震位移响应，见表5。

从表5可以看出，采用方案2时主要振型的振动周期有所延长，E1地震位移响应有所增加。

采用2种不同桥墩型式对应得到的E1地震墩底弯矩响应见表6。

表4 2种不同方案截面设计参数

图8 截面面积及抗弯刚度减小百分比Fig.8 Percentage reduction of section area and bending stiffness

从表6可以得出，在E1地震作用下，钢管混凝土格构式空心薄壁墩与普通钢筋混凝土空心薄壁桥墩相比，墩底弯矩顺桥向降低19.4%～29.4%，横桥向降低10.8%～23.7%。主要原因：1) 截面抗弯刚度降低，振动周期有所延长，对应加速度反应谱值减小；2) 桥墩截面面积减小，质量减小，桥墩自身振动对墩底内力的贡献减小。

3.3 桥墩刚度匹配

山区桥梁受地形变化影响，墩高存在较大差异，当采用相同截面尺寸的桥墩时，矮墩的线刚度大，承担更多地震力，各墩受力均匀性差。为此，需要调整桥墩刚度，使承载力与所受地震力相匹配。对于高墩大跨径连续刚构桥，横向刚度较小，地震作用下墩顶位移大，横向抗震设计是重点。

以图1所示桥梁为列，从表5可以看出，第1阶振型为横向侧弯，且横向振动周期较长，导致横向位移较大，对结构安全和稳定不利。从表6可以看出，5号桥墩E1地震作用下的纵向弯矩比6号、7号桥墩大，而5号桥墩的截面尺寸相对较小，结构受力不合理。其原因在于5号桥墩与6号、7号桥墩的墩高差异过大，而抗推刚度与墩高的3次方成反比，造成5号桥墩抗推刚度明显大于6号、7号桥墩，从而承担了更多纵向地震力。

表5 2种不同墩型方案下的振动周期与E1地震位移响应

表6 2种不同墩型方案下的E1地震墩底弯矩响应 kN·m

为了解决横向位移过大和5号桥墩承担地震力过多的问题，对6号、7号桥墩截面横向尺寸从上至下采取按60∶1放坡逐渐增大的调整方案，称为方案3。桥墩刚度匹配前后各主墩顺桥向和横桥向的线刚度EI/L(EI为抗弯刚度，L为墩高)见表7。

表7 各主墩的线刚度 MN·m

从表7可得出，6号、7号桥墩截面从上至下横向尺寸按60∶1放坡后，顺桥向线刚度分别增加19.8%、18.3%，横桥向线刚度分别增加145.5%、127.8%。

桥墩采用方案3时桥梁振动周期与E1地震位移响应见表8。

从表7、表8可以得出：1) 6号、7号桥墩采用横向放坡后，桥梁结构横桥向刚度增大，横桥向第1阶振型的振动周期降低；2) E1地震作用下桥梁横向位移降低24.4%；3) 第1阶纵向振动周期与E1地震作用下桥梁纵向位移无明显变化。

方案3的E1地震墩底弯矩响应见表9。

表8 对应墩型方案3的桥梁振动周期与E1地震位移响应

表9 方案3的E1地震墩底弯矩响应 kN·m

与表6的方案2进行对比，可以得出：1) E1地震作用下，5号桥墩顺桥向弯矩变化不大，6号、7号桥墩顺桥向弯矩分别增加16.3%和15.3%；2) E1地震作用下，5号桥墩横桥向弯矩有所减小，6号、7号桥墩横桥向弯矩分别增加78.6%和63%。主要原因是6号、7号桥墩横桥向抗弯刚度提高较多，承担了更多横向地震力。6号、7号桥墩截面抗弯刚度增加幅度远大于地震弯矩增加幅度，因此结构更加安全，且横桥向稳定性更好。

3.4 阻尼器耗能措施

连续刚构桥梁的主墩与箱梁固结，无设置支座条件；交界墩、桥台处可设置滑动摩擦支座、高阻尼橡胶支座、铅芯橡胶支座等减震、隔震支座进行耗能。本桥桥梁跨度大、主墩高度大，地震时主墩不宜出现塑性铰，以免墩顶位移过大，因此主墩在E2地震作用下应保持弹性状态。桥梁减震、隔震体系包含隔震器与阻尼器2大类[17]。阻尼器包含弹塑性阻尼器、粘滞阻尼器、油阻尼器、干摩擦阻尼器[17]，其中非线性粘滞阻尼器由于耗能性能优良，常被应用于大跨度桥梁[4]。本桥在右岸主桥梁端与桥台之间顺桥向设置4个非线性粘滞阻尼器，其力学计算公式[4]为：

Fd=C·Vα

式中：Fd为阻尼力，kN；C为阻尼系数；V为阻尼器两端的相对速度，m/s；α为速度指数。通过对比分析研究，本桥C=1 800 kN/(m/s)α，α=0.35。

非线性时程分析采用常加速度直接积分法，阻尼矩阵采用瑞利阻尼，分析结果取3组时程波计算的最大值。E2地震作用下，采用方案3在梁端设置非线性粘滞阻尼器对桥梁顺桥向抗震性能的影响见表10。

从表10可以看出，顺桥向设置粘滞阻尼器对桥梁抗震性能有显著提高：1) 有效降低梁端纵向位移，降幅达45.5%；2) 顺桥向墩底弯矩大幅降低，约减小33.1%～39.8%。