大跨径连续梁桥减隔震设计分析

■蔡隆文

（福建省交通规划设计院有限公司，福州 350004）

大跨径预应力混凝土连续梁桥跨径大、 造价高，一旦发生结构性破坏，修复特别困难，在抗震设计中往往需针对大跨径连续梁桥进行特殊设计。 抗震设计一般可分为延性设计和减隔震设计[1-2]；延性设计以桥墩塑性铰进入塑性为代价，降低结构刚度从而起到耗能和减小地震能量输入的作用；减隔震设计通过减隔震支座滑移起到延长自振周期、减小固定墩有效震动质量以达到保护结构的目的[3-6]。 相对于修复塑性铰，更换减隔震支座更为容易，减隔震设计成为广受欢迎的抗震设计方法。 对于桥墩较矮的大跨径连续梁桥，需要设置支座提高结构适应变形的能力以减小结构次内力。 延性设计对于支座的水平抗剪强度要求过高，上部质量较大的大跨径连续结构难以找到适合的盆式支座；减隔震设计通常采用铅芯橡胶支座、高阻尼橡胶支座、摩擦摆式减隔震支座、黏滞阻尼器等[7]。 铅芯橡胶支座和高阻尼橡胶支座通用型号最大承载能力不足20 MN，往往无法满足大跨径连续梁桥的承载力需求。 本文通过对比分析大跨径连续梁桥分别采用抗震盆式支座和摩擦摆减隔震支座2 种情况下结构地震响应，得出结论可作为设计参考和依据。

1 工程概况

泉南高速公路一座跨径（68+120+68）m 的大跨径预应力混凝土连续箱梁桥，桥梁上跨高速主线，该桥位于地震基本烈度7 度区，设计地震动峰值加速度为0.15 g，场地地震动反应谱特征周期为0.45 s。桥梁宽度12.75 m，上部结构采用预应力混凝土连续箱梁，跨中和悬臂端梁高至主墩中心梁高变化值由2.9 m 按二次抛物线变化至7.1 m，箱梁设计为单箱单室，悬臂长3.125 m，梁底宽6.5 m，箱梁总重约9000 t。 下部主墩采用实心墩接承台桩基础，主墩截面3.5 m×6.5 m，边墩截面2.2 m×6.5 m，主墩高度自左向右分别为9 m 和7 m，边墩采用薄壁墩接承台桩基础，边墩高度自左向右分别为25 m 和20 m。主墩配4 根2.5 m 直径的桩基，边墩配4 根1.8 m直径的桩基。

2 模型建立

采用Midas Civil 桥梁分析软件建立桥梁空间杆系模型，如图1 所示，上部主梁、下部桥墩、承台和桩基础采用梁单元建立1∶1 模型模拟， 主梁与桥墩之间的支座采用具有非线性特性的一般连接进行模拟，桥墩与承台、承台与桩顶之间采用刚性连接进行固结，以地勘钻孔资料为依据，采用“m”法考虑桩土相互作用，通过弹性支承进行模拟。

图1 连续箱梁有限元模型效果图

3 地震动输入

设计加速度反应谱由场地类别、地震动加速度峰值、抗震重要性系数、阻尼比和场地地震动反应谱特征周期确定，如图2 所示。 根据E1、E2 阶段的设计加速度反应谱可各合成3 条对应的随机人工时程地震波作为输入时程波。

图2 地震反应谱

4 支座模拟

边界条件的正确模拟是影响分析结果可信程度的重要因素。 如图3 所示，本次对于抗震盆式支座和摩擦摆减隔震支座采用双折线模型进行模拟，考虑支座摩擦效应引起的初始刚度和屈服后刚度，支座参数详见表1。 延性设计方案中主墩采用竖向承载力30 MN 的抗震盆式支座，边墩采用4.5 MN 的抗震盆式支座； 减隔震设计方案中主墩采用竖向承载力30 MN 的摩擦摆减隔震支座，边墩采用4.5 MN 的摩擦摆减隔震支座。根据墩高和纵横坡合理设置固定支座和活动支座的位置，如图4 所示。

表1 支座参数

图3 支座力学模型

图4 支座布置示意

5 结果分析

分别采用抗震盆式支座和摩擦摆式减隔震支座进行地震动时程分析。针对2 种支座在E1、E2 阶段支座和桥墩的地震动响应结果进行分析，通过对比分析明确2 种支座对桥墩内力的影响从而为桥梁抗震设计提供参考。 表2 和表3 分别为减隔震支座限位销剪断前后的结构动力特性，由数据结果可知，限位销剪断前自振周期为1.22 s，限位销剪断后结构自振周期延长至2.40 s。 随着结构自振周期的延长，对应反应谱曲线中的加速度峰值有显著降低，见图2 中A 点和B 点。

表2 桥梁结构动力特性（减隔震支座限位销剪断前）

表3 桥梁结构动力特性（减隔震支座限位销剪断后）

为判断摩擦摆减隔震支座和抗震盆式支座能否适应地震动作用下的位移要求， 针对两种支座E2 阶段最不利滞回曲线结果进行分析。 计算结果表明，E2 阶段减隔震支座最大水平剪力超过支座水平承载力，支座限位销将被剪断。 分析限位销减断后的支座响应结果，如图5（a）、（b）所示的滞回曲线可知，主墩摩擦摆支座最大纵向位移和最大横向位移分别为5.5 cm 和4.9 cm，对应最大纵向剪力和最大横向剪力分别为1410 kN 和1582 kN， 支座位移均小于表1 所列位移限值，边墩摩擦摆支座最大位移和受力也均在容许值范围内，这说明限位销剪断后，减隔震支座能够很好地适应地震动位移；如图5（c）、（d）所示的滞回曲线可知，主墩抗震盆式支座最大纵向剪力和最大横向剪力均达到支座水平力容许值6000 kN， 这说明抗震盆式支座将发生屈服。 若要进行延性设计需确保抗震盆式支座不屈服，经计算支座抗剪能力需达到20000 kN，这显然是不经济的，但为了延续延性设计抗震分析，以下计算均建立在抗震盆式支座水平承载力能满足要求的前提下进行。 此外，为保障结构的安全性，需要在桥墩位置设计限位构造。

图5 E2 阶段主墩支座滞回曲线

由表4 可知， 在E1 地震工况下摩擦摆减隔震支座的桥墩地震响应结果均略大于抗震盆式支座，这是由于前者初始刚度较大所致；采用抗震盆式支座和摩擦摆减隔震支座桥墩内力和墩顶位移值趋于一致，这是由于结构和支座均处于弹性工作状态，结构边界条件相似。 因而，抗震分析中，普遍更关注E2工况的地震响应。

表4 E1 桥墩地震响应

由表5 可知，E2 地震工况下减隔震支座限位销剪断后纵横向剪力和弯矩均匀分布于各墩，而抗震盆式支座固定墩（2# 主墩）顺桥向的弯矩和剪力较为集中，其值明显大于其他活动墩，主墩顶纵向位移值达到3.2 cm 是减隔震设计墩顶位移的4 倍。

表5 E2 桥墩地震响应

由结果对比可知，E2 地震工况下采用减隔震支座相比于采用抗震盆式支座，2# 主墩顺桥向墩底弯矩减小67.8%，顺桥向墩底剪力减小77.5%，顺桥向墩顶位移减小78.6%。 1# 主墩的墩底顺桥向弯矩、剪力和墩顶位移减小约60%。 0#边墩顺桥向墩底弯矩、剪力和墩顶位移减小约40%，3# 边墩顺桥向墩底弯矩、 剪力和墩顶位移减小约30%，1#、2#主墩和0#、3# 边墩横桥向墩底弯矩、剪力和横桥向墩顶位移减小超过34%。减隔震支座在E2 工况下，支座限位销被剪断后，限位方向约束解除，对下部结构起到减隔震作用。

为判断桥墩潜在塑性铰是否屈服，由墩底截面的弯矩—曲率曲线（如图6 所示），可得到各墩的等效屈服弯矩，数据见表6。 E2 地震工况下采用延性设计2# 墩的顺桥向弯矩值为152896 kN·m， 超过其等效屈服弯矩136538.2 kN·m， 表明采用延性设计2#墩底将屈服并形成塑性铰，从而起到耗能和延长自振周期的作用，进而需要针对2#墩进行延性抗震设计，验证墩顶位移能否满足容许位移要求，同时确保能力保护构件承载能力达到要求。 计算结果表明，2#墩延性设计墩顶位移能够满足要求， 并且采用延性设计和减隔震设计方案，桥梁桩基承载能力均满足要求，限于篇幅不展开论述。

图6 2# 主墩顺桥向墩底截面弯矩-曲率曲线

表6 墩底截面等效屈服弯矩汇总

采用减隔震支座的地震动响应结果表明，各墩弯矩和剪力分布较为均衡，桥墩均处于弹性状态且存在一定的安全储备余量。 显然采用延性设计震后修复塑性铰的代价远高于减隔震设计震后更换减隔震支座。 由于主墩刚度较大，为使其达到屈服，对抗震盆式支座的水平抗剪能力提出了较高的要求，其经济性也是不可取的，并且盆式支座一旦发生破坏，结构的地震响应情况无法预测，对结构安全极为不利[8]。

6 结论

本文依托大跨径连续箱梁的设计实例，对大跨径预应力混凝土连续梁桥延性设计和减隔震设计2种设计思路进行对比分析，得到了以下结论：

（1）地震区大跨连续梁桥的减隔震设计能有效延长结构自振周期， 使各墩共同参与地震响应内力分配，减小下部结构地震力；（2）对于矮胖型主墩的大跨连续梁桥采用抗震盆式支座时，固定墩内力集中，墩顶位移较大，抗震盆式支座需要抵抗较大的水平力， 相比之下减隔震支座地震响应全过程力学性能明确，能有效弥补抗震盆式支座的短板；（3）减隔震设计相对于延性设计，固定墩顺桥向内力减小65%以上，其余各墩的内力值也均有减小，横桥向各墩内力减小30%以上。各墩均处于弹性工作状态且均有一定的安全储备，墩顶位移值均在合理范围内；（4）当结构和支座处于弹性工作状态时，采用抗震盆式支座和摩擦摆减隔震支座的结构地震动响应特性相近。