主跨178 m预应力混凝土连续箱梁桥抗震性能研究

罗 致

(广东省交通规划设计研究院集团股份有限公司,广东 广州 510507)

0 引 言

我国是地震的多发国家,近20年来,曾经发生过汶川地震、玉树地震、雅安地震等多次地震灾害。桥梁是交通生命线的枢纽工程,特别是长联、大跨的桥梁,一旦在地震中遭受破坏,将导致巨大的经济损失,且由于震后修复困难容易引发次生灾害[1,2]。大跨径预应力混凝土连续梁桥具有结构刚度大、变形小、造价经济等优点[3,4],但同时由于其上部结构自重大,在地震作用下相对其他桥型将容易引起更大的地震响应,需特别注重其抗震设计。国内对于常规的连续梁桥的抗震性能[5,6]乃至大跨度钢结构连续梁桥[7]、鱼脊式变高连续梁桥[8]等多种结构均有所研究,但少有接近预应力混凝土连续梁桥跨径极限的桥梁的相关案例。本文以主跨178 m的预应力混凝土连续箱梁桥为例,研究其抗震性能,旨在为同类型桥梁抗震设计提供参考与借鉴。

1 工程背景

1.1 工程概况

广东某高速主桥为变截面预应力混凝土连续箱梁桥,桥长379 m,跨径布置(100.5+178+100.5)m,两侧引桥为30 m跨简支预制混凝土小箱梁。主桥主梁宽20.5 m,跨中梁高4.2 m,支点处梁高11 m。主墩为15×4 m的实心板墩,边墩为带盖梁的双柱式桥墩,基础均为群桩基础。该桥主墩支座吨位高达11 000 t,上部结构重量极大。如图1～图3所示。

图1 桥型布置图(单位:cm)

图2 主梁中支点断面(单位:cm)

图3 主墩及其基础平面布置(单位:cm)

1.2 抗震设防标准及目标

根据《公路桥梁抗震设计规范》[9],桥梁采用两水平设防、两阶段设计的抗震设计思想,抗震设防类别为A类,采用50年10%(E1地震)和50年2.5%(E2地震)两种超越概率地震动进行抗震设防,设防目标为E1地震下结构总体反应在弹性范围,基本无损伤,可正常使用;E2地震下可发生局部轻微损伤,不需修复或经简单维修可正常使用。根据以上设防目标,提出不同设防水准下桥梁抗震具体性能要求见表1。

表1 不同抗震设防水准下性能要求

1.3 地震动输入

根据相关地震安评报告,本工程场地地震基本烈度为Ⅶ度,场地类别为Ⅲ类,阻尼比0.05的场地水平向加速度反应谱按以下公式确定。竖向地震作用则考虑为水平向的0.65倍。

式中各参数取值见表2。

表2 不同概率水准下地震动主要参数

由以上公式及参数所得反应谱曲线如图4所示。

图4 场地设计水平向地震动加速度反应谱

在进行结构非线性动力时程分析时,则选用谱拟合结果与设计反应谱基本一致的时程曲线作为地震动输入。根据规范,用7条时程波的地震响应结果的平均值作为最终地震分析结果。

2 计算模型及动力特性

2.1 空间动力模型

采用SAP2000有限元程序建立空间动力模型,考虑主桥前后各一跨引桥作为边界联。主梁、桥墩及盖梁均采用梁单元进行模拟,二期恒载等考虑点、线荷载作用于梁单元;分析时考虑P-△效应对主墩、过渡墩的影响;承台视为刚体,质量堆积在承台质心;桩基考虑桩土相互作用,采用承台底六个自由度的弹簧刚度进行基础模拟,等代土弹簧的刚度采用m法[10]进行计算。有限元模型如图5所示。

图5 空间动力有限元模型

2.2 约束体系及支座模拟

设置如表3所示两种墩梁约束体系进行对比分析。其中体系1为常规的连续箱梁桥约束体系布置,所有桥墩横向固定,纵向仅设置一个主墩固定,其余均纵向活动;体系2则考虑于墩梁之间设置双曲面球形减隔震支座。[11]

表3 主桥约束体系

双曲面球形减隔震支座除具有承受竖向荷载及各向转动的功能外,还具有水平向减隔震的功能。在正常使用工况下,通过设置水平限位板(或剪力钉),能实现指定方向固定。在较大地震作用荷载下,纵、横向支座限位板(或销钉)发生剪断,约束体系由固定转换为活动。支座在克服摩擦力滑动后,由于曲面摩擦副的影响,在自身重力的作用下,仍有一定的恢复力。双曲面球形减隔震支座的恢复力模型如图6所示。图中,Fy为屈服力;Dy为屈服位移;Dd为最大位移量;K1为屈服前刚度,K1=Fy/Dy;K2为屈服后刚度;Keff为等效刚度,Keff=[Fy+K2(Dd-Dy)]/Dd。

图6 双曲面球形减隔震支座恢复力模型

2.3 结构动力特性

分析和认识桥梁的动力特性是进行抗震性能分析的基础,表4、表5中列出了两种约束体系下该桥的前7阶振型特征。

表4 体系1主桥振型特征

表5 体系2主桥振型特征

表6 不同地震作用下主墩关键截面地震内力

由表4、表5对比可知,采用减隔震支座后,主梁纵、横向振动所对应的周期均有所增大,且前7阶尚未出现桥墩振动的振型,可知减隔震支座能有效延长结构周期,减少上部结构传递到下部结构的内力,进而达到减小下部结构地震响应的目的。

3 地震响应分析

对结构进行非线性时程分析,得到E2地震下体系1的29#墩墩底纵、横向地震弯矩为818 662kN·m、937 994kN·m;体系2的29#墩墩底纵、横向地震弯矩为111 451kN·m、164 474kN·m。可知采用双曲面球形减隔震支座后,能有效降低下部结构的地震内力,是合理的抗震体系。下面仅对采用双曲面球形减隔震支座后的结构进行地震响应提值。

根据主桥抗震性能目标,采用双曲面球形支座后,考虑E1地震下,所有桥墩保持横向固定,纵向仅29#墩固定,其余均纵向活动,约束情况与体系1相近;E2地震下,支座销钉发生剪切失效,所有桥墩变为双向活动,充分发挥双曲面支座减震耗能的作用,约束情况与体系2相同。各关键截面及支座地震响应见6、表7。

表7 不同地震作用下各墩支座位移与剪力

由以上表中E1、E2地震响应结果对比可知:

(1) 虽然E2地震输入较大,但由于支座剪切失效后能有效减震耗能,所以在主墩墩底截面横桥向地震输入下,及纵向固定墩纵桥向地震输入下,E2地震地震轴力及弯矩均小于E1地震。

(2) 对于单桩最不利截面,E2地震作用下轴力同样小于E1地震,但地震弯矩在E1、E2下作用值相当,这是由于墩底截面弯矩传递至桩基后大部分弯矩转化为单桩轴力所致。

(3) 由于支座约束减弱,E2地震下支座位移更大,但支座变形值最大仅为106mm,支座变形值较小。

(4) 28#、29#主墩在E2地震下虽约束相同,但由于29#墩墩高相对较高,导致其墩底弯矩相对较大。

4 抗震性能验算

4.1 截面验算方法

桥墩和桩基础截面的抗弯能力(强度)采用纤维单元法进行分析,将截面混凝土根据需求划分为纤维单元束,而单根钢筋则作为一个纤维单元,对已划分截面进行弯矩-曲率分析,进而得弯矩-曲率曲线,如图7所示。

图7 弯矩-曲率曲线

图7中,My0为截面初始屈服弯矩,为截面最外层钢筋首次屈服时对应的弯矩,因此当地震弯矩小于My0时,整个截面保持弹性,可认为其满足E1设防水准下抗震性能目标的要求;My为截面等效屈服弯矩,是把弯矩-曲率曲线等效为图7中所示立项弹塑性双线性模型时得到的屈服弯矩值,当地震弯矩小于My时,混凝土保护层完好,且地震后裂缝一般可以闭合[4],因此,当地震弯矩小于等效屈服弯矩时,可认为其满足E2设防水准下抗震性能目标的要求。

4.2 关键截面验算结果

根据地震相应分析结果,对桥墩和桩基关键截面进行抗震性能验算。采用Ucfyber对桥墩和桩基关键截面建立纤维单元模型,分别求出其材料强度设计值下的初始屈服强度My0及材料强度标准值下的等效屈服强度My。根据表1中的性能目标,当其地震响应小于初始屈服强度My0时,可认为结构反应在弹性范围;地震响应小于等效屈服强度My时,可认为结构仅发生局部轻微损伤。[9]主要验算结果见表8。

表8 主墩关键截面抗震承载能力验算结果

由表8可知,当各构件采用上表所示配筋率时,其承载能力满足相关规范要求。可知当采用了双曲面球形减隔震支座后,各构件配筋率在一个合适的水平,即能实现表1中的抗震性能目标要求。

5 结 论

本文以主跨178m的变截面预应力混凝土连续箱梁桥为例,该结构具有结构刚度大、上部结构重量大的特点,研究其抗震性能,主要结论如下:

(1) 由振型分析,该结构采用双曲面球形减隔震支座后,相比连续梁桥常规的约束体系,能有效延长结构周期,减少上部结构传递到下部结构的内力,达到减小下部结构地震响应的目的。

(2) 采用双曲面球形减隔震支座后,根据抗震设防目标,由于E1地震下支座销钉尚未剪断,纵向设置单个固定支座,横向全部横向固定,将导致其固定方向主墩墩底地震内力大于支座发生剪断后的E2地震。因此设计时注意重点关注E1地震下固定墩的承载能力验算。

(3) 采用双曲面球形减隔震支座虽能减小地震内力,但将导致支座位移增大,设计时应注意控制支座变形。在本文计算中,虽然上部结构重量较重,但支座变形值总体较小,最大仅为104mm,无须额外设置限位装置控制位移。同时应注意,为实现性能目标,应合理设置支座剪断力,确保其在E1地震作用下未发生剪断。

(4) 在本文所述的场地条件(场地地震基本烈度为Ⅶ度,场地类别为Ⅲ类)下,采用双曲面球形减隔震支座后,该桥下部结构各构件在较为常规的配筋率水平下,即能满足抗震性能要求。