隔震橋梁橫橋向擋塊設計研究

朱文正， 徐忠根

(廣州大學 土木工程學院，廣東 廣州 510006)

結構的碰撞問題被認為是影響結構地震反應和結構抗震性能的一個重要因素［1］。橋梁地震震害表明:橫橋向碰撞引起的擋塊剪斷、剪裂破壞是地震中橋梁最為普遍的破壞形式［2］。抗震擋塊是改善橋梁橫向抗震性能、防止落梁的重要限位措施。現行規范的抗震擋塊設計指導思想是強力阻止落梁，擋塊越強越好［3，4］，在設計中通常是套用通用圖，不對其力學性能進行分析計算。但橋梁震害調查結果表明，抗震擋塊參與了橋梁的地震響應，改變了結構的受力狀態，尤其是對橋墩的內力分布和橫向變形影響顯著［5］。Shervin Maleki［6，7］對簡支梁橋上部結構與橫向約束擋塊間碰撞效應進行了研究，分析表明碰撞剛度、初始間隙和結構周期影響很大，若忽略碰撞效應，將會低估擋塊及下部結構的地震需求，在抗震設計中造成不安全的結果。因此在地震反應分析中，有必要考慮擋塊對橋梁動力響應的影響。

本文在一座隔震橋梁設計時考慮了抗震擋塊對橫橋向地震性能的影響，首先介紹了該隔震橋梁的隔震設計情況，并對抗震擋塊的設計思想和設計方法進行了說明;然后建立隔震橋梁的動力計算模型，考慮梁體與擋塊的碰撞效應，通過多條地震波輸入的非線性時程分析研究了在設防烈度地震作用下設置和不設置緩沖裝置兩種情況下的擋塊最大變形和最大撞擊力，探討了擋塊設計方法的可行性。

1 橋梁概述

該橋設計行車速度為30 km/h，荷載等級為公路II級，場地類別為II類，抗震設防烈度為8度。主橋采用兩跨55 m獨塔懸索結構，引橋采用兩跨25 m裝配式預應力簡支箱梁，梁高1.4 m，寬21 m，在橋墩處采用連結措施由簡支變為連續，上鋪10 cm厚C40混凝土找平層。引橋下部結構采用雙柱式橋墩，鋼筋混凝土蓋梁，蓋梁高1.6 m，寬1.8 m。橋墩直徑為1.6 m，樁徑為1.8 m，樁間設置系梁。橋臺為一字型橋臺，采用雙排樁基礎，樁徑為1.2 m，橋梁立面、平面如圖1所示。

在進行結構隔震設計過程中，首先應根據橋梁上部結構的重量和作用在結構上的荷載來確定每個支座所承擔的豎向軸力。另外，支座還需要有足夠的初始剛度和屈服強度以避免在正常使用荷載下(如風、汽車制動力等)結構發生屈服和有害振動等。根據橋梁計算分析結果，隔震設計在橋梁每個橋墩(臺)上分別布置3個隔震支座，具體布置如圖2所示，所采用隔震支座的性能參數見表 1［8］。

圖1 大橋立面、平面圖/cm

表1 橡膠隔震支座參數

2 擋塊設計

根據橋梁防落梁系統的設計思想，擋塊在基本烈度地震發生時應該保持完好狀態［9］。由于地震作用是一種隨機性很強的沖擊荷載，一般不能確定其普遍的荷載形式和持續時間，為工程安全和計算方便，通常其動力放大系數可近似取為2，因而擋塊的屈服荷載取2倍于基本烈度的水平地震力，即:

式中，F為擋塊的設計屈服強度;Kh為場地基本烈度對應的水平地震系數;G為支座反力。

圖2 引橋隔震支座平面布置/m

因為該橋處于8度設防區域，其基本烈度水平地震系數為0.2［3］，根據該橋上部結構的構造情況，計算得擋塊設計屈服強度為1500 kN。

3 計算模型

為驗算擋塊設計方法的適用性，本文采用非線性動力時程分析方法對設計結果進行驗證。分析時采用結構分析軟件Midas/civil 2006進行模型計算，計算模型(圖3)中的梁體和橋墩均采用線單元模擬，橋臺采用空間板殼單元，支座采用Link單元模擬，支座采用粘滯阻尼單元模擬，梁體碰撞及擋塊采用Gap單元模擬，不考慮樁土相互作用，在墩底固結。圖4為單墩橫向碰撞模型圖。

圖3 橋梁計算模型

圖4 橋墩橫向碰撞模型

碰撞現象是一種狀態非線性過程。分析時將結構的運動過程分為兩種狀態:(1)結構在碰撞點的相對位移沒有超過初始間距，這時接觸單元不起作用;(2)當結構在碰撞點的相對位移有超越初始間距的趨勢時，修改結構特性，在接觸點加入彈簧和阻尼器，直到碰撞分離。

圖5 非線性接觸單元

為了模擬梁體與擋塊間可能發生的碰撞，采用圖5所示的非線性力-位移關系模擬接觸單元，即不考慮碰撞過程中能量損失。當擋塊前設置緩沖裝置時，恢復力模型見圖5。圖5中d1為初始間距，d2為緩沖裝置的允許變形量;當無緩沖裝置時，恢復力模型為圖5中去掉K1的部分。則設置緩沖裝置時的單元力與位移關系為:

式中:d1為緩沖裝置與梁的間隙;d2為緩沖裝置的允許變形量;k1和k2分別為d1和d2的接觸剛度;x為地震作用下梁體與擋塊的相對位移。

接觸單元剛度k2的取值由于缺乏試驗依據，考慮彎曲剛度和剪切變形的影響，并參考文獻［5］的試驗研究結果，擋塊的碰撞剛度取2×106kN/m，破壞荷載為1500 kN;設置橡膠緩沖墊的剛度k1為5×104kN/m，其數值等于橡膠墊的彈性模量。

4 時程分析法計算分析

4.1 地震動輸入

由于地震具有強烈的隨機性，即便是同次地震在同一場地上得到的地震記錄也不盡相同，另外，結構的地震反應隨輸入地震波的不同而具有很大差異。因此，要保證時程分析結果的合理性，必須合理選擇輸入地震波。目前，抗震設計中有關地震動加速度時程的選擇主要有直接利用強震記錄、采用人工地震加速度時程和規范標準化地震加速度時程。

本文選取表2中的8條地震波沿橫橋向輸入，因為橋梁位于地震烈度8度區，故將每條地震波的加速度峰值調整到0.2g。分析時梁體與擋塊間初始間隙取為0.05 m，緩沖裝置的厚度為0.03 m。

表2 地震波參數

4.2 計算結果分析

采用時程分析法，4#橋墩處梁體與擋塊最大相對位移、擋塊最大變形以及最大碰撞力計算結果見表3。在表2中1#地震波(1940 EL Centro，S00E)輸入條件下，4#墩處梁體與擋塊相對位移時程曲線如圖6所示。由圖6和表3可知，緩沖裝置有效減小了梁體與擋塊之間的最大相對位移;在擋塊前不設置緩沖裝置時，碰撞力大多超出了擋塊的屈服強度，而在設置緩沖裝置時，碰撞力均未超出擋塊屈服強度限值。

由文獻［10］知，碰撞力的大小與碰撞剛度關系密切，且剛度在104kN/m量級時效果最好，與本文計算結果基本符合。但因為擋塊剛度的選取尚缺少足夠的試驗依據，所以需要在其前面設置緩沖裝置以減小碰撞力，從而達到保護擋塊的目的。

圖6 4#墩處梁體與擋塊相對位移時程曲線

表3 4#墩擋塊最大碰撞力計算結果

5 結語

本文介紹了穗威大橋引橋的隔震設計情況，著重分析了橫橋向擋塊的設計思想和方法，并建立隔震橋梁的動力分析模型，對擋塊設計結果進行了多條地震波的時程分析計算，計算結果表明該設計方法是合適的，可以保證擋塊在基本烈度地震條件下的完好狀態，但需要在擋塊前面設置適當的緩沖裝置。由于目前試驗和測試手段的限制，碰撞剛度和屈服強度等計算參數的取值缺乏試驗依據，有待繼續研究。

［1］Priestley M J N，Seible F，Galvi G M.Seismic Design and Ret Rof It of Bridges［M］.New York:John Wiley ＆ Sons，Inc.，1996.

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［3］JTG/T B02-01-2008，橋梁抗震設計細則［S］.

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［6］Shervin Maleki.Effect of side retainers on seismic response of bridges with elastomeric bearings［J］.Journal of Bridge Engineering，2004，9(1):95-100.

［7］Shervin Maleki.Seismic modeling of skewed bridges with elastomeric bearings and side retainers［J］.Journal of Bridge Engineering，2005，10(4):442-449.

［8］朱文正，徐 麗，孫 卓.四川汶川穗威大橋引橋減震隔震設計［J］，廣州大學學報(自然科學版)，2010，9(5):27-31.

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［10］鄧育林，彭天波，李建中.地震作用下橋梁結構橫向碰撞模型及參數分析［J］，振動與沖擊，2007，26(9):104-107.