大跨连续梁桥减隔震方案对比分析

董　擎

(兰州新区城市发展投资有限公司, 兰州　730087)



大跨连续梁桥减隔震方案对比分析

董擎

(兰州新区城市发展投资有限公司, 兰州730087)

摘要：以1座(90+170+90)m城市大跨度连续梁桥为研究对象,提出并比较分析两种减隔震设计方案。采用弹性反应谱法及非线性时程反应分析方法研究E1及E2地震作用下结构的地震反应,针对两种方案比较摩擦摆支座的力学参数取值及结构地震反应的差异。结果表明：(1)对于大跨连续梁桥,由于纵桥向一联内仅设置一个制动墩,地震内力分布极不均匀；但横桥向结构内力分布较均匀,各墩联合共同受力;(2)采用摩擦摆支座, E2作用下各墩墩底截面纵、横向内力减震效果显著且各墩的内力分布趋于均匀,分布更加合理；(3)采用摩擦摆支座, E2作用下减隔震后的墩底内力通常小于E1作用下弹性反应分析结果。E1作用下摩擦摆支座是否允许滑动,对结构的地震反应影响显著。在实际设计中应认真加以分析对比。

关键词：连续梁桥；摩擦摆支座；减隔震方案； 非线性；地震反应

连续梁桥由于具有伸缩缝少、刚度大、行车平稳、养护简便等优点，因此在我国城市大跨桥梁应用极为广泛[1]。但是大跨度连续梁桥上部结构较重是抗震的不利体系。目前，在国内外的桥梁抗震规范中，抗震设计仍是主流[2]。传统的抗震设计允许主体结构在强震中进入塑性工作状态，地震中以结构发生局部损伤为代价，通过结构的塑性往复变形来消耗地震能量[3]。这种设计方法虽可避免桥梁倒塌，但塑性铰的永久变形将导致桥墩严重受损，致使震后难以即时修复，从而失去灾后亟需的运输功能。

减隔震技术主要是采用减隔震装置将结构或构件与可能引起其破坏的地面运动隔离，从而保护结构的安全[4]。摩擦摆支座是近年来应用较多的减隔震装置之一。摩擦摆支座通过摩擦耗能的方式将地震能量转化为热能，并通过单摆式结构实现了位移的自我恢复，既提高了震时的隔震性能，又避免了震后调整工序[5-6]。

摩擦摆支座的力学参数取值应根据实际桥梁的特点，具体情况具体分析。其抗震设计理念不同，导致参数取值也不同，最终导致结构的地震反应差异较大。以1座(90+170+90) m城市大跨度连续梁桥为研究对象，提出并比较分析了两种减隔震设计方案。采用弹性反应谱法及非线性时程反应分析方法研究了E1及E2地震作用下结构的地震反应，针对两种方案比较了摩擦摆支座的力学参数取值及结构地震反应的差异，研究结果可为同类桥梁的抗震设计提供参考。

1工程概况及减隔震方案

1.1工程概况

某大跨度连续箱形梁桥，跨径布置为(90+170+90) m。梁体采用直腹板式单箱单室，悬臂浇筑法施工。箱梁采用变高度、变截面结构。跨中梁高为4.7 m，中支点梁高为10.0 m，梁高按曲线变化。箱梁顶板宽16.0 m，底板宽9.0 m。顶板厚度60 cm，底板厚度35～210 cm，按抛物线变化。腹板厚50～180 cm，按分段折线变化。桥墩采用空心圆端型截面，壁厚为0.75 m。2号墩及3号墩高分别为13.5、17.4 m。基础采用钻孔灌注桩基础。上部箱梁采用C55混凝土，桥面二期恒载为70 kN/m。桥墩及桩基础均采用C35混凝土。桥梁立面布置见图1。该桥抗震设防烈度为8度，场地特征周期为0.4 s，场地类别为Ⅱ类，抗震设计分组为第三组。设计地震下峰值加速度为0.22g，支座采用球型摩擦摆支座，支座布置见图2。

图1　立面布置(单位：m)

图2　摩擦摆支座布置

1.2减隔震方案

桥梁减隔震设计的基本原理是延长结构的周期，同时提供一定的附加阻尼机制。通过延长周期可以避开地震能量集中的频率范围，通过增加阻尼，可以消耗地震能量，达到减小结构地震反应的目的[7]。但是在尽量减小结构地震反应的同时，应保证结构的正常使用功能不受影响。在可变荷载如风荷载、流水压力以及汽车制动力等作用下，结构可以保证正常运营[8]。

位于高烈度地震区的城市大跨桥梁，承受水平方向的作用有如下2个特征：(1)由于大跨城市桥梁作为生命线工程的重要性，E1地震作用下结构的地震调整系数Ci取值较高，结构受到的地震作用也较大；(2)制动力一般远小于E1作用下桥跨结构的水平地震力。

根据城市大跨连续梁桥的受力特点，从摩擦摆支座的工作状态、分析方法及重点验算内容3个角度提出2种减隔震方案，见表1。

表1　减隔震方案比较

2E1地震作用下线弹性反应谱分析

2.1有限元模型

采用MIDAS软件建立全桥空间有限元模型，主梁、桥墩及承台采用空间梁单元模拟，桥面二期恒载采用质量单元模拟。桩-土相互作用采用空间6弹簧模拟，弹簧刚度取值采用“m”法计算，地基系数的比例系数取20 000 kPa/m2。动力特性分析时，支座采用主从自由度模拟，制动墩约束纵桥向、横桥向及竖向3个平动自由度及绕纵桥向的转动自由度， 活动墩约束横桥向及竖向2个平动自由度及绕纵桥向的转动自由度。采用子空间迭代法，得到该桥的横、纵向一阶周期分别为1.03 s与1.41 s。

2.2反应谱函数

根据文献[9]的规定，本桥的抗震设防类别为乙类。E1地震作用下，桥梁的地震重要性系数C1=0.61，设计基本地震动加速度峰值A=0.216g。根据地震安评报告，E1地震作用下，地震影响系数曲线表达式为

式中，α(T)为地震影响系数；αmax为α(T)的最大值，即地震影响系数最大值；Tg为场地特征周期，取0.4 s；γ为衰减系数，取0.9；βmax为动力系数最大值。

2.3反应谱分析结果

图3　墩底截面内力

本桥为直线桥，只考虑水平向地震作用，分别考虑顺桥向X和横桥向Y的地震作用。E1地震作用反应谱分析得到各墩墩底截面的内力，见图3。从图中可以看出：(1)由于纵桥向仅设置一个制动墩，在地震作用下导致3号墩受到的内力远高于其他墩，地震内力分布极不均匀；(2)横桥向结构内力分布较均匀，各墩联合共同受力。

3E2地震作用下非线弹性时程反应分析

3.1摩擦摆支座力学模型

摩擦摆支座的滞回曲线见图4[10]。

图4　摩擦摆支座的滞回曲线

摩擦摆支座的切向力为

(1)

支座屈服后刚度为

(2)

隔震结构的自振周期为

(3)

式中，W为支座恒载反力；R为球面曲线半径；μ为滑动面摩擦系数；T为隔震后周期；D为支座最大水平位移。

从式(3)可知，T仅与滑动面的曲率半径R有关，而与结构自重无关。通过调整R，改变隔震结构的自振周期，从而达到减隔震效果。

3.2E2地震作用地震波

E2地震作用下，只考虑水平向地震作用，分别考虑顺桥向X和横桥向Y的地震作用。根据本桥的桥址处场地地震安评报告，50 年超越概率为2%的3条地震波，峰值加速度PGA=0.41g。其中1条典型的加速度时程曲线见图5。

图5　加速度时程曲线

结构的阻尼采用Rayleigh阻尼矩阵，采用结构前两阶频率计算对应的α，β值。应用Newmark-β法逐步积分求解，分析时间步长为0.01 s，分析时间总长为20 s。摩擦摆支座采用MIDAS软件中的滞后系统连接单元模拟。

3.3摩擦摆支座力学参数取值

(1)曲率半径R

(2)摩擦系数μ

为了尽量减小桥跨结构的惯性力传递给下部结构，摩擦摆支座的摩擦系数不宜取值过大，因此取摩擦系数μ=0.03。支座的主要设计参数见表2。

表2　摩擦摆支座主要参数

3.4非线性时程反应分析结果

将3条E2安评地震波分别沿桥梁纵、横向输入，并取3条波中地震反应的最大值用于设计验算。E1、E2作用下弹性反应谱分析结果与E2作用下非线性分析结果(墩底内力)示于图6、图7。其中在第1条地震波激励下，3号墩顶摩擦摆支座的滞回曲线见图8。从图中可知：(1)采用摩擦摆支座，E2作用下各墩墩底截面纵、横向内力减震效果显著；(2) 采用摩擦摆支座，地震波纵向作用下，各墩的内力分布趋于均匀，分布更加合理；(3)E2作用下非线性时程反应分析的各墩内力小于E1作用下弹性反应谱的分析结果；(4)支座最大位移为19.5 cm。

图6　各墩墩底纵向弯矩分布

图7　各墩墩底横向弯矩分布

图8　支座纵向滞回曲线

4两种减隔震方案比较

(1)正常使用阶段验算

方案A：由于E1地震作用下摩擦摆不滑动，支座的水平承载力应大于E1地震作用下支座的水平地震力。制动墩的最大静摩擦力为3 060 kN，支座的水平地震力为12 340 kN，故应增设剪力键协同受力。

方案B：允许E1地震作用下摩擦摆滑动，支座的水平承载力应大于制动力。制动墩的最大静摩擦力为3 060 kN，本桥制动力为979 kN，比值为3.1倍，可满足正常使用要求。

(2)桥墩强度验算

方案A：制动墩控制设计。制动墩墩底截面配筋率大于1.8%，可满足E1下的强度要求。

方案B：各墩受力较为均匀。墩底截面配筋率大于1.1%可满足E1下的强度要求。

5结论

(1)对于大跨连续梁桥，由于纵桥向一联内仅设置1个制动墩，地震内力分布极不均匀；横桥向结构内力分布较均匀，各墩联合共同受力。

(2)采用摩擦摆支座，E2作用下各墩墩底截面纵、横向内力减震效果显著且各墩的内力分布趋于均匀，分布更加合理。

(3)采用摩擦摆支座，E2作用下减隔震后的墩底内力通常小于E1作用下弹性反应分析结果。E1作用下是否允许摩擦摆滑动，对结构的地震反应影响显著。在实际设计中，应认真加以分析对比。

参考文献：

[1]包宗林.地基柔性效应对铁路连续梁桥弹塑性地震反应的影响[J].铁道标准设计，2014，58(6):58-61.

[2]夏修身.铁路连续梁拱组合桥基于摩擦摆支座的减隔震研究[J].西北地震学报，2012，34(4):350-354.

[3]张永亮，陈兴冲，吴海燕.基于粘滞液体阻尼器的铁路钢桁梁桥减震研究[J].世界地震工程，2009，25(4):159-164.

[4]禚一，王菲.E2地震作用下减隔震桥梁的抗震设计[J].铁道标准设计，2013(1)：52-55.

[5]王葆茜，王冲.强震作用下连续梁桥的减隔震控制研究[J].工程抗震与加固改造，2013，35(3)：71-76.

[6]曹新建，袁万城，高永，等.大跨度连续梁拱组合体系桥梁减震设计[J].工程抗震与加固改造，2010，32(3)：31-35.

[7]范立础，王志强.桥梁减隔震设计[M].北京，人民交通出版社，2001.

[8]庄军生.桥梁减震、隔震支座和装置[M].北京:中国铁道出版社，2012.

[9]中华人民共和国住房和城乡建设部.CJJ 166—2011城市桥梁抗震设计规范[S].北京：中国建筑工业出版社， 2011.

[10]龚健，邓雪松，周云.摩擦摆隔震支座理论分析与数值模拟研究[J].防灾减灾工程学报，2011，31(1)：56-62.

Comparative Analysis of Isolation Schemes for Long-span Continuous Girder BridgeDong Qing

(Lanzhou Area Urban Development Investment Co., Ltd., lanzhou 730087, China)

Abstract：Taking a long-span urban continuous girder bridge with spans of (90+170+90) m as the research objective, this paper proposes two isolation schemes for comparison and analysis. Structural seismic response under earthquake action of E1 and E2 is studied with elastic response spectrum method and nonlinear time history response analysis method. The differences in structural seismic response and in the selection of mechanical parameters for the friction pendulum bearing (FPB) related to the two schemes are compared. The results show that: (1)because only one braking pier is set up at one continuous unit in the longitudinal direction for the long-span continuous girder bridge, the structural internal force distribution is extremely uneven in the longitudinal direction, but the structural internal force distribution is comparatively more uniform in transverse direction, and each individual pier shares the stress; (2)FPB has obvious damping effect on the internal forces of the bridge substructure both in longitudinal and transverse directions and internal force distribution for individual pier tends to be more even and reasonable. (3)the internal force at pier bottom obtained by use of FPB under E2 is usually less than that obtained from seismic elastic response under E1. Whether FPB is allowed to slide or not under E1 will have a significant effect on structural seismic response, which needs to be carefully analyzed and compared in the design.

Key words：Continuous girder bridge; FPB; Isolation schemes; Nonlinear; Seismic response

中图分类号：U441+.3

文献标识码：A

DOI:10.13238/j.issn.1004-2954.2015.02.016

文章编号：1004-2954(2015)02-0065-04

作者简介：董擎(1968—)，男，高级工程师。

收稿日期：2014-11-05； 修回日期：2014-11-14