长大公路混凝土连续梁桥抗震方案比选

卓卫东， 孙 颖， 谷 音

(福州大学 土木工程学院，福建 福州 350108)

长大桥梁通常是指总长在1000 m以上的桥梁。对长大公路混凝土连续梁桥，通常还具有多跨、多联的特点。当前，桥梁抗震可以采取“抗震结构”、“隔震结构”和“振动控制结构”等型式。除了需外部能量输入的“振动控制结构”的设计理论尚不成熟、应用较少外，其余两类结构的设计理论都较为成熟，并得到了大量的工程应用。本文首先就长大公路混凝土连续梁桥的抗震设计概念进行讨论;然后，以某一总长达4153.2 m的公路预应力混凝土连续梁桥为工程背景，对常规的“抗震结构”方案与先进的“隔震结构”方案进行了技术比选。文中还侧重讨论了方案比选中隔震支座的选型及其设计参数初拟的问题，以供同类工程参考借鉴。

1 长大连续梁桥的抗震设计概念

目前，长大公路混凝土连续梁桥建于强震区时，其抗震设计主要可采用“抗震结构”、“隔震结构”和“振动控制结构”等三种型式;其中，“隔震结构”实质上属于“振动控制结构”型式，由于其特殊性及较多的工程应用，所以也单独列为一类。以下，就长大公路混凝土连续梁桥，对这三种型式的设计概念进行讨论。

1.1 抗震结构设计概念

“抗震结构”是指仅依靠构件自身强度、刚度和延性来抵抗地震作用的桥梁结构。它是一种传统的抗震设计概念，也是当前实际工程中应用最多的。在设计理论上，可以采用强度设计理论或延性设计理论［1］。

对长大公路混凝土连续梁桥，由于其多跨、多联或一联多跨的特点，为了适应上部结构温度变形以及混凝土收缩、徐变等需要，往往一联仅设置一个或少量的固定支座墩，用于抵抗汽车制动力等水平荷载。然而，当其建于强震区时，固定支座墩往往承担了绝大部分的纵桥向的上部结构地震惯性力［2，3］，从而对固定支座墩提出了很高的强度和延性要求;相应地，对与之连接的固定支座和下部基础也提出了很高的设计强度要求。为满足抗震设计要求，可采取增大固定支座墩及其下部基础截面，或在一联中增加固定支座墩数量等技术措施，但这些措施又会增大结构的刚度和设计地震力，使得传统的“抗震结构”设计概念对长大公路混凝土连续梁桥往往表现得“力不从心”。更好的技术措施之一是全桥各墩都设置弹性支座(如板式橡胶支座)，使各墩共同承担纵桥向的上部结构地震惯性力，但这种措施一般仅适用于中、小跨径的公路混凝土连续梁桥。此外，目前“抗震结构”大都基于延性设计理论、采用能力设计法进行抗震设计，通常选择抗侧力桥墩(通常是全桥的所有桥墩)作为延性构件，其余的作为能力保护构件;这样，混凝土桥墩在设计预期的大震作用下就不可避免要发生损坏甚至严重破坏［1］。这也是传统的“抗震结构”设计概念的一个缺陷。

为了使长大公路混凝土连续梁桥的活动支座墩参与承担纵桥向的上部结构地震惯性力，近年来国外开发了一种称为“Lock-up”的装置(简称LUD)，又称为冲击传递装置(Shock Transmission Unit)［4］。当受到突加的动力激励时，如破坏性的地震、风和瞬间制动力等，LUD装置能迅速锁定连接该装置的两端节点的相对位移。可以设定LUD装置的锁定速率，使之在温度变形或混凝土收缩、徐变等缓慢变形下不发挥作用。依照LUD装置的工作原理，可根据需要在长大公路混凝土连续梁桥的活动支座墩与主梁之间安装LUD装置，在正常使用条件下，LUD装置基本不改变桥梁结构的原有功能，但在突发的破坏性地震作用下，迅速锁定活动支座墩与主梁之间的相对位移，使活动支座墩瞬间变为“固定支座墩”。因此，这也是使各墩共同承担纵桥向的上部结构地震惯性力的一种技术措施。目前，一些研究者已对LUD装置的有效性进行了探讨，并已有一些工程应用的实例［4～7］。

1.2 隔震结构设计概念

“隔震结构”的设计概念是指采用隔震装置，将桥梁结构与可能引起破坏的地震地面运动隔离开。按隔震装置的隔震原理与特性，可以将桥梁隔震技术分为柔性支承隔震技术、滑动隔震技术和滚动隔震技术等三类。

1.2.1 柔性支承隔震技术

柔性支承隔震技术是指在桥梁的上、下部结构之间设置具有较低的水平侧向刚度的柔性支座，以延长结构的自振周期，避开地震的卓越周期，隔断地震能量传递给上部结构，从而达到降低结构设计地震力的目的。目前常用的柔性支承隔震装置主要为橡胶类隔震支座，包括叠层橡胶隔震支座、铅芯橡胶隔震支座和高阻尼橡胶隔震支座等，它们都具有低水平侧向刚度和高竖向刚度的特性，能够满足桥梁的正常使用要求和隔震要求。这类隔震装置的隔震概念明确，构造简单，技术成熟，所以在实际工程中应用最广泛;其局限性是竖向承载力有限，但目前国内正在研发大吨位的橡胶隔震支座，最大竖向承载力可达3000 t。

目前，柔性支承隔震设计理论已较为成熟［8］。这种隔震技术对自振周期较短的桥梁隔震效果明显，具有良好的技术经济指标;不足之处是对竖向地震作用一般没有减震效果，此外，对长周期地震作用可能存在共振的危险。然而，从1994年美国北岭地震和1995年日本神户地震中隔震桥梁的表现看，这两个问题的风险是比较小的。因此，它是目前长大公路混凝土连续梁桥首选的隔震技术。

1.2.2 滑动隔震技术

滑动隔震技术是指在桥梁的上、下部结构之间设置滑动接触面类型的隔震支座，由于滑动接触面涂有低摩擦材料，所以，一方面可将上部结构与下部结构的振动有效分离开，减少地震能量对上部结构的输入;另一方面又限制了上部结构传递到下部结构的地震力(理论上仅为摩擦力)。

最早开发的滑动隔震支座为聚四氟乙烯滑板支座，但这类装置无自复位能力，且滑动性能离散性大、不易控制，所以其常与其它能提供复位能力的装置组合使用(如聚四氟乙烯滑板支座与钢阻尼器组合使用)［8，9］。为了解决传统的平面滑动支座不能自动复位的问题，Zayas等人于1985年研发了摩擦摆隔震支座(Friction Pendulum System，简称FPS)［10］。FPS实际上是依靠重力复位的摩擦摆滑动机构(图1)，它是将滑动支座与钟摆原理相结合的一种新型隔震装置。经过20多年的发展，目前已研发出10余种摩擦摆隔震支座，并已在桥梁工程中得到了实际应用［8，11～14］。

图1 FPS构造示意图

滑动隔震技术通过滑动隔震支座实现桥梁上、下部结构之间的相对滑动，并通过摩擦阻力消耗地震能量，起到了阻尼(库伦摩擦阻尼)耗能的作用。因此，滑动隔震技术和摩擦耗能减震技术往往联系在一起。滑动摩擦隔震体系的最大优点是对输入地震动的频谱特性不敏感，而且支座竖向承载力较大，已成为一种具有较好发展前景的桥梁隔震技术。

1.2.3 滚动隔震技术

滚动隔震技术是指在桥梁的上、下部结构之间或基底设置滚球或滚轴支座，将上、下部结构之间或结构与地基之间的振动隔离开来。滚动隔震是一种古老的隔震思想，早在1906年德国人J.Bechtold就提出用滚球作隔震基础，并申请了美国专利;1924年，日本人鬼头健三郎提出球体隔震方法，并取得专利。

滚动隔震技术与滑动隔震技术相比，两者隔震原理相同。但是，在滑动隔震体系中，摩擦滑块与滑动面是面接触，且能在滑移过程中耗散地震能量;而滚动隔震体系是线接触(滚轴支座)或点接触(滚球支座)，竖向承载力受到较大限制，因此，在大跨径连续梁桥中的应用存在困难。

上述几种隔震技术在降低桥梁结构设计地震力的同时，往往会增大上、下部结构之间的相对位移。为了降低相对位移的幅值，在实际工程应用中常需要与耗能(消能)减震技术联合使用，从而形成桥梁减隔震技术。表1对桥梁常用的隔震装置进行了简要的总结比较。除了上述的隔震技术外，研究者还提出了一些类似于建筑结构基础隔震的技术，如基础摇摆隔震技术等，并进行了极少数的桥梁工程的应用尝试［15，16］。此外，台湾大学张国镇教授还提出了一种功能性支承系统的隔震概念［17］，即采用普通橡胶支座、限位装置以及防落梁构造或装置组合进行隔震的思想，并进行了模型试验研究。

表1 桥梁常用隔震装置比较

1.3 振动控制结构设计概念

“振动控制结构”的设计概念是指采用现代控制理论，在桥梁结构的某些部位设置振动控制装置，以减小或抑制结构的地震反应，提高结构的抗震能力。它综合了控制论、计算机、结构振动理论等多领域的高新技术，可以有效地减轻桥梁结构在车辆、风、海浪、流冰、地震等动力激励下的反应，有效地提高结构的抗振能力和抗灾性能，是目前最为先进和积极有效的设计概念［18，19］。桥梁结构减震控制仅是其应用领域中的一小部分。

按照控制措施的实施方式，结构振动控制可分为被动控制、主动控制、半主动控制和混合控制四类［18，19］。按是否需要外部能量输入(不包括激励源输入结构的能量)，可分为无源控制和有源控制两大类。其中，被动控制属于无源控制，而主动控制、半主动控制和混合控制都属于有源控制。所谓主动控制，是指利用外部能源，在结构受激振动过程中，对结构施加控制力或改变结构的动力特性，从而迅速减小结构的振动反应，达到保护结构免遭损伤的目的。半主动控制是一种振动系统的参数控制技术，它根据系统输入的变化和对系统输出的要求，实时调节系统中某些环节的刚度、惯性以及阻尼特性，从而使系统获得优良的振动特性;半主动控制具备主动控制的效果，又只需很少的能量。混合控制主要是指将主动控制与被动控制结合起来应用的控制方式，以克服纯被动控制和主动控制的应用局限，在减小控制力的同时，减小外部控制设备的功率、体积、能源和维护费用，增加系统的可靠性。

“振动控制结构”是当前结构抗震研究中最为活跃的领域。从结构减震控制技术在桥梁工程中的实际应用情况看，最常用的是被动控制(或无源控制)技术，包括隔震技术、被动耗能(消能)减震技术以及减隔震组合技术等，采用LUD装置减震的桥梁也可归于此类。主动控制技术理论上是最有效的，但对于长大公路混凝土连续梁桥，由于需要消耗很大的能源，所以不具有现实意义。半主动控制技术兼有被动控制和主动控制的优点，目前已有桥梁工程的应用实例，但主要是用于车振或风振控制。隔震与主动控制相结合的混合控制技术是目前研究的一个热点，美国在混合控制研究方面的大部分工作都集中在该领域，并取得了一些成果，但在桥梁工程中尚无应用实例。

1.4 长大连续梁桥抗震设计概念讨论

从能量角度来讨论桥梁结构的抗震设计概念是十分有益的。从能量观点看，“抗震结构”是依靠桥梁构件自身损坏来耗散地震能量，打的是“消耗战”，因此，对长大公路混凝土连续梁桥，传统的“抗震结构”往往难以满足设计要求，而且在大地震作用下可能遭受严重破坏，给震后修复造成很大困难。“隔震结构”往往与被动耗能(消能)减震技术联合使用，一方面通过隔震装置减少地震地面运动输入到结构中的能量，另一方面又通过外加的阻尼耗能机制消耗地震能量，打的是“防御战”;所以，对长大公路混凝土连续梁桥，“隔震结构”与“抗震结构”相比，往往具有更佳的抗震性能和经济性能，而且在大地震作用下破坏主要集中在隔震装置上，其它构件可不出现损坏或仅有轻微损坏。采用主动控制、半主动控制或混合控制的“振动控制结构”，通过外部输入的能量，以主动的方式来平衡或降低地震输入结构的能量，尽管其技术更为有效，但由于需要实时观测结构反应，并进行实时分析和反馈控制，系统极为复杂，受制于经济和技术条件，当前在长大公路混凝土连续梁桥中推广应用还存在很大困难。

2 基于实桥案例的抗震方案比选

2.1 实桥案例概况

某跨海城市公路桥梁的主桥部分采用了预应力混凝土连续梁桥设计方案，桥跨布置为(43.1+4×50.3)m+5×(8×50.3)m+3×(8×50.3)m+7×50.3m+(6×50.3+35.8)m，全桥共11联，总长4153.2 m。主梁采用等高度单箱单室箱梁，梁高3.0 m，顶板宽15.5 m，底板宽6.1 m(图2);根据下部结构受力要求，每联长度控制在约400 m以内。

图2 主梁典型截面

为满足桥梁的建筑美学需要，全桥桥墩采用了低墩、中墩和高墩三种类型(图3)，其中，第1～3联以及第9～11联采用低墩型式，第4联和第8联同时采用中墩和高墩型式，第5～7联采用高墩型式。低墩墩高在10～15 m之间，采用桩柱式桥墩形式，自墩顶至下方10 m处墩身为变截面，截面形状为椭圆形，横桥向尺寸从墩顶处的6.5 m变为3.2 m，纵桥向尺寸均为3.2 m;距墩顶10 m以下墩身为圆形截面，直径均为3.2 m;下部桩基础为直径3.5 m的钻孔桩。中墩墩高在15～25 m之间，采用花瓶式实体桥墩形式，自墩顶至下方5.66 m处墩身为变截面，截面形状为带圆端的矩形，横桥向尺寸从墩顶处的6.78 m变为5.0 m，纵桥向尺寸均为2.5 m;距墩顶5.66 m以下墩身为等截面矩形，截面尺寸为2.5 m×5.0 m;下部桩基础为直径1.8 m的钻孔桩，双排布置。高墩墩高在25～30 m之间，采用花瓶式空心桥墩形式，自墩顶至下方5.66 m处墩身同样采用变截面，截面形状为带圆端的矩形，横桥向尺寸从墩顶处的6.78 m变为5.0 m，纵桥向尺寸均为3.0m;下部桩基础为直径2.0 m的钻孔桩，双排布置。

图3 桥墩立面图

全桥上部主梁均采用C50混凝土，桥墩均采用C40混凝土，钻孔桩为水下C35混凝土，承台为C25混凝土。

2.2 抗震设计方案及有限元分析模型

2.2.1 实桥案例抗震设计方案的考虑

本文的实桥案例为一级公路特大桥，兼有城市桥梁功能。桥梁总长4153.2 m，分为11联，各联内基本采用等跨连续布置，且墩高大体相同。根据该桥的场地地震安全性评价报告，桥址场地类别为Ⅱ类，场地土特征周期为0.1～0.8 s。从该桥的结构特点和场地土特性分析，该桥适宜采用“隔震结构”。根据上文的讨论，对长大公路混凝土连续梁桥，目前仅适合采用“抗震结构”或“隔震结构”概念进行抗震设计。因此，本文针对实桥案例，仅进行如下的“抗震结构”和“隔震结构”设计方案的技术比选。

(1)“抗震结构”方案

该方案采用传统的“抗震结构”设计概念。根据桥梁的正常使用要求，对一联8跨的结构，在其中间的3个桥墩上设置纵桥向固定支座，其余桥墩上均布置活动支座;对一联5跨和7跨的结构，在其中间的两个墩上设置纵桥向固定支座，其余桥墩上均布置活动支座。为限制上部结构横桥向的地震位移，在各墩上均设置横桥向的抗震挡块。

在该方案中，上部结构纵桥向的水平地震力主要由固定支座墩及其下部桩基础承担，横桥向的水平地震力则由全桥各墩(台)及其下部基础共同承担。

(2)“隔震结构”方案

该方案中，全桥各墩上均设置隔震支座。通过隔震支座，隔断地震能量传递给上部结构，以达到降低结构设计地震力的目的。该方案的另一个特点是，上部结构纵桥向和横桥向的水平地震力均由全桥各墩(台)及其下部基础共同承担。

在“隔震结构”方案设计中，一个主要的内容是选定隔震支座的类型及其设计参数［8］。选择哪种类型的隔震支座，一般根据隔震支座的具体力学特性及实际要求来定，同时也应参考已建成的隔震桥梁的经验。据资料统计，国内外已建成的隔震桥梁中，铅芯橡胶隔震支座是使用最广的。在日本，一些隔震桥梁还使用高阻尼橡胶隔震支座;在意大利，则主要采用滑板支座与耗能装置组合的技术。从国内情况看，橡胶类隔震支座和滑板支座都已有成熟的产品，性能可靠;而摩擦摆隔震支座国内尚处于研发阶段。结合国内实际情况，本文建议在条件允许的情况下，优先使用铅芯橡胶隔震支座，因为这类隔震支座可同时提供较大的初始水平刚度(屈服前刚度)以及地震作用下较低的的水平刚度(屈服后刚度)和耗能，满足桥梁正常使用和抗震性能的要求，且已有相关的技术规程［20］。

从本文的实桥案例看，该桥单孔最大跨径为50.3 m，桥宽15.5 m，铅芯橡胶支座的竖向承载力能够满足要求。因此，选择铅芯橡胶支座作为“隔震结构”方案的隔震装置。在选定隔震支座类型后，还需要初拟隔震支座的设计参数。对于铅芯橡胶隔震支座，包括初拟支座平面尺寸、单层橡胶厚度及橡胶层总厚度、铅芯直径等。通常，铅芯橡胶隔震支座的平面尺寸由支座处的最大竖向荷载决定;橡胶单层厚度由所需的竖向刚度和转动能力决定;橡胶层总厚度由设计地震作用下所需要延长的周期、变形决定;铅芯直径由滞回阻尼、风力、制动力等因素决定［8］。目前，主要有两种方法来完成该设计过程:其一是根据已有的工程经验，初拟铅芯橡胶隔震支座的设计参数，然后按初拟参数，采用反应谱法进行隔震结构在E1地震作用下的地震反应分析和抗震验算，并与预期的结构抗震性能要求进行比较，判断初拟的设计参数是否可行，如不满足，则修改初拟参数，重新进行分析和验算，直到满足设计要求为止，这是一个迭代式的设计过程。其二是结合“抗震结构”的动力特性，初步设定“隔震结构”一个较为合理的基本周期(通常宜为抗震结构基本周期的1.5～2.0倍以上)和相应的等效阻尼比(通常可选为10%～20%)，然后根据理论公式计算得到铅芯橡胶隔震支座的初步设计参数，再进行地震反应分析和抗震验算，判别是否满足设计要求，如不满足，则需要对一些参数做适当调整。

在长大公路混凝土连续梁桥抗震方案比选或初步设计阶段，通常只需初拟铅芯橡胶隔震支座的平面尺寸、等效水平刚度和等效阻尼比。为此，本文建议采用以下的方法初拟支座的设计参数:

①根据设计支反力，计算支座的平面尺寸;

②根据长大公路混凝土连续梁桥上部结构纵桥向的容许水平位移值(通常由伸缩缝构造和防落梁长度确定)，粗估支座在E2地震作用下的水平位移设计值ud;

③利用设计位移反应谱，初估隔震结构的基本周期T1和等效阻尼比βeff;设计位移反应谱可利用设计加速度反应谱由下式换算得到:

其中，D、S分别为设计弹性位移反应谱和设计加速度反应谱，T为自振周期。

④按以下公式计算单个铅芯橡胶隔震支座的等效水平刚度Keff:

上式中，K为一联结构纵桥向的总组合抗推刚度;Gsp为一联上部结构的总重力;g为重力加速度;Kip和Kitp分别为第i号墩的墩顶纵桥向抗推刚度和组合抗推刚度;n为相应于一联上部结构的桥墩个数;n1为每个桥墩上设置的隔震支座数量，n2为桥台上设置的隔震支座总数量。

⑤按以下公式近似计算单个铅芯橡胶隔震支座的等效阻尼比 ξeff［8］:

以上方法用于初拟铅芯橡胶隔震支座纵桥向的设计参数，其横桥向的设计参数可采用同样的方法计算。需要指出的是，公式(2)仅适用于桥墩质量影响较小、可忽略的情况;当桥墩质量影响较大时，纵桥向可按全联、横桥向可按单墩简化为两个质点的计算模型，按下式计算单个铅芯橡胶隔震支座的等效水平刚度Keff:上式中，K1为一联上部结构所对应的全部隔震支座抗推刚度之和;K2为一联上部结构所对应的桥墩抗推刚度之和;Gtp为一联上部结构所对应的各桥墩在隔震支座顶面处的换算质点重力之和。

2.2.2 有限元分析模型的建立

基于实桥案例，利用SAP2000软件，分别建立“抗震结构”和“隔震结构”的全桥有限元分析模型(图4)。在两个有限元分析模型中，均采用空间梁单元模拟全桥主梁和桥墩，采用集中土弹簧模拟桩基础及周围土层;采用连接单元来模拟“抗震结构”中的固定支座和活动支座以及“隔震结构”中的铅芯橡胶隔震支座。在模拟铅芯橡胶隔震支座时，采用等效线性化模型。为此，需要计算“隔震结构”中各墩设置的铅芯橡胶隔震支座的等效水平刚度和等效阻尼比。

图4 全桥有限元分析模型(局部)

在本文实桥案例的“隔震结构”方案中，重点是纵桥向隔震。根据该桥的构造特点，假定E2地震作用下各铅芯橡胶隔震支座纵桥向的水平位移设计值ud为15 cm，按上述方法，初拟了“隔震结构”方案中所采用的铅芯橡胶隔震支座的设计参数，具体如表2所列。表2中，铅芯橡胶隔震支座选用圆形截面，其竖向承载力设计值取为设计支反力的1.5倍，压应力设计值取为12 MPa［20］。全桥各墩台上均设置2个铅芯橡胶隔震支座，各支座纵桥向的等效水平刚度和等效阻尼比均按本文建议的方法计算。

表2 铅芯橡胶隔震支座初拟设计参数

2.3 有限元数值分析结果

根据图4所示的全桥有限元分析模型，计算了“抗震结构”和“隔震结构”的动力特性。表3列出了两种方案各联结构的纵桥向基本周期及其周期比(“隔震结构”与“抗震结构”的基本周期之比)，从表中可见，与“抗震结构”相比较，“隔震结构”各联结构的纵桥向基本周期都明显延长了，尤其是各低墩联;除了高墩联(第5～7联)外，其余各联“隔震结构”的基本周期均为“抗震结构”的1.5倍以上，总体上满足隔震设计概念的要求。

表3 纵桥向基本周期比较

根据图4所示的全桥有限元分析模型，采用弹性反应谱方法计算了E1地震作用下“抗震结构”和“隔震结构”的地震反应。图5和图6分别绘出了纵桥向和横桥向水平地震作用下，“抗震结构”和“隔震结构”各墩底的最大地震内力。

图5 纵桥向地震作用下地震内力

从图5和图6可见，“抗震结构”各联的固定支座墩与活动支座墩相比，承担了高得多的纵桥向的水平地震力，而且结构越刚，承担的比例也越大(如第11联);横桥向的水平地震力则基本上由各墩共同承担。“隔震结构”各联的纵桥向和横桥向的水平地震力则基本上由各墩平均承担。与“抗震结构”相比，“隔震结构”在纵桥向水平地震作用下，对应为“抗震结构”中的固定支座墩的最大地震内力均显著减小，而活动支座墩的最大地震内力则有增有减;在横桥向水平地震作用下，“隔震结构”全桥所有桥墩的最大地震内力都显著减小。

根据计算结果，表4列出了“抗震结构”各联中固定支座墩所承担的纵桥向水平地震力的比例。从表中可见，各低墩联的固定支座墩所分担的比例平均达到78%;各高墩联的固定支座墩所分担的比例平均为49%;对同时采用中墩和高墩的各联，固定支座墩所分担的比例平均达到63%。

图6 横桥向地震作用下地震内力

表4 “抗震结构”固定支座墩承担的纵桥向地震剪力

表5 两种方案下部结构总地震内力比较

表5列出了“抗震结构”与“隔震结构”两种方案下部结构所承受的总地震内力的比较;表6给出了“隔震结构”相对“抗震结构”下部结构所承受的总地震内力的下降比例。从表5和表6可见，与“抗震结构”相比较，“隔震结构”的下部结构所承受的总地震内力显著减小;其中，各低墩联下部结构的纵桥向和横桥向的总地震内力平均降低了62%和71%;各高墩联下部结构的纵桥向和横桥向的总地震内力平均降低了50%和57%;对同时采用中、高墩的各联，下部结构纵桥向和横桥向的总地震内力平均降低了57%和66%。

表6 “隔震结构”下部结构总地震内力下降比例

图7 隔震结构各墩隔震率

图7绘出了纵桥向和横桥向水平地震作用下“隔震结构”各墩的隔震率。从图7可以发现，其表现出以下特点:

(1)在纵桥向水平地震作用下，低墩联各墩的隔震率有正有负;分析发现，对应为“抗震结构”中的活动支座墩的隔震率均为负(表明其在“隔震结构”中发挥了分担纵桥向的水平地震力的作用)，而固定支座墩的隔震率均为正，且结构越刚，隔震率越高。

(2)在纵桥向水平地震作用下，高墩联各墩的隔震率均为正，表明“隔震结构”也可用于高墩连续梁桥。

(3)对同时采用中、高墩的各联，在纵桥向水平地震作用下，各墩的隔震率同样有正有负;分析发现，其与低墩联的区别是:对应为“抗震结构”中的活动支座墩的隔震率有正有负，其中，隔震率为负的墩均为中墩，隔震率为正的墩均为高墩;相同点是固定支座墩的隔震率均为正。

(4)在横桥向水平地震作用下，全桥各联所有桥墩的隔震率均为正，且相差不大。

根据计算结果，表7列出了“隔震结构”对各地震内力分量的最大隔震率。从表中可见，铅芯橡胶隔震支座尤其适用于采用低墩的中、小跨度连续梁桥。

表7 “隔震结构”的最大隔震率

2.4 抗震方案比选结论

从上文针对实桥案例开展的“抗震结构”与“隔震结构”两种方案的技术比选，可以得到以下结论:

(1)对长大公路混凝土连续梁桥，“抗震结构”方案中，纵桥向水平地震力主要由少量的固定支座墩承担，因此，可能难以满足桥梁抗震性能的要求。

(2)“隔震结构”方案中，各墩承担的水平地震力基本均匀一致，能充分发挥各墩的抗震能力。与“抗震结构”相比，全桥下部结构所承受的总地震内力显著减小。

(3)对采用高墩的长大公路混凝土连续梁桥，可以采用“隔震结构”方案，通过隔震支座使各墩基本均匀地承担水平地震力。

(4)从国内目前的实际情况看，长大公路混凝土连续梁桥的隔震装置宜优先使用铅芯橡胶隔震支座。

3 结论

(1)长大公路混凝土连续梁桥有“抗震结构”、“隔震结构”和“振动控制结构”三种基本的抗震设计概念，前两种当前应用最多，后一种推广应用方面仍存在困难。

(2)对采用“抗震结构”方案的长大公路混凝土连续梁桥，其纵桥向水平地震力主要由少量的固定支座墩承担，因此，可能难以满足桥梁抗震性能的要求。

(3)基于实桥案例的方案技术比选表明，与“抗震结构”相比，“隔震结构”下部结构所承受的纵桥向和横桥向的地震内力可降低56%和65%以上。

(4)对采用“隔震结构”方案的长大公路混凝土连续梁桥，隔震装置宜优先选用铅芯橡胶隔震支座。在方案或初步设计阶段，可采用本文建议的方法初拟铅芯橡胶隔震支座的设计参数。

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