基于減隔震裝置的剛構橋地震效應控制方法

2014-01-08 07:10:04龔緯，燕斌

城市道橋與防洪 2014年3期

龔緯，燕斌

（1.鐵道第三勘察設計院集團有限公司，天津市300142；2.北京工業大學城市與工程安全減災教育部重點實驗室，北京市100124）

0 前言

隨著我國山區橋梁建設事業的蓬勃發展，剛構橋以其優越的跨越能力、與復雜地形良好的適應性、施工的簡易性、維養的方便性，以及無需大噸位支座等顯著優點而被廣泛采用。然而，我國是世界上地震活動最強烈和地震災害最嚴重的國家之一，大部分地區位于地震烈度Ⅵ度以上區域，50%的國土面積位于Ⅶ度以上的地震高烈度區域。在山區修建剛構橋，必須要解決的就是地震安全性問題。

在地震作用下，剛構橋可采用的抗震策略極為有限。縱觀現行的三種抗震設計方法——強度設計方法、延性設計方法和減隔震設計方法，可以看出：如果采用強度設計方法，往往需要加大橋墩和基礎的尺寸及配筋，然而即便如此，橋梁的抗震性能也不一定滿足規范要求[1]；如果采用延性設計方法[2]，橋墩頂、底部都有可能出現塑性鉸，震后修復極為困難；因此，減隔震設計方法[3]或許將成為解決剛構橋抗震問題的唯一辦法。然而，目前的研究大多集中在對剛構橋抗震性能的評估上，很少將減隔震理念應用于剛構橋的抗震設計，并且尚未研究適于剛構橋的減隔震裝置。

本文以某剛構橋為例，在對現有減隔震裝置進行分類分析的基礎上，指出了適于剛構橋的兩種減隔震裝置，通過分析設置減隔震裝置前后剛構橋抗震性能的變化，對剛構橋采用減隔震設計方法進行了評述。本文提出的理念及結論可供理論研究與實踐應用參考。

1 減隔震裝置適應性探討

減隔震設計的本質和目的就是通過設置減隔震裝置將結構與可能引起破壞的地面運動盡可能分離開來，用以減小傳至上部結構的地震作用。可應用于橋梁工程的減隔震裝置可分為支座型和阻尼器型兩大類，其中支座型減隔震裝置包括滑動接觸類支座、滾動接觸類支座、柔性支承類支座等，阻尼器型減隔震裝置包括金屬耗能型阻尼器、液體黏滯型阻尼器等。目前技術成熟且以規范應用于橋梁工程的支座型減隔震裝置有板式（盆式、球型）滑動支座、摩擦擺支座[4]、雙曲面支座[5]、板式橡膠支座、（超）高阻尼支座[6]、鉛芯橡膠支座[7]等，阻尼器型減隔震裝置有弧形鋼板阻尼器、液體黏滯阻尼器[8]、預載彈簧阻尼器[9]等。

剛構橋采用墩梁固結形式，僅可在邊跨梁端設置減隔震支座；為適應溫度、汽車沖擊力、汽車制動力等作用下的變位，不宜采用對主梁縱向變位有限制作用的減隔震裝置，如摩擦擺支座、雙曲面支座、板式橡膠支座、（超）高阻尼支座、鉛芯橡膠支座、弧形鋼板阻尼器、預載彈簧阻尼器等；同時，剛構橋的跨徑通常較大，支座噸位較大，主梁縱向變位也較大，不宜采用設計噸位較小、設計位移較小的板式滑動支座。因此，可用于剛構橋的減隔震裝置僅有盆式（球型）滑動支座和液體黏滯阻尼器。

對于盆式（球型）滑動支座，通過滑動摩擦耗能，但不能限制剛構橋梁端與墩（臺）的相對位移，因此需要對其進行改造。目前，可采用剛性和柔性兩種方法對相對位移進行限制，一是通過在盆式（球型）滑動支座上設置拉索，二是盆式（球型）滑動支座與液體黏滯阻尼器的并聯使用。本文將對這兩種方案進行分析，其中第一種方案稱為拉索支座方案，第二種方案稱為阻尼器支座方案。

2 減隔震裝置工作機理

2.1 拉索減震支座的工作機理

拉索減震支座[10]由抗剪銷、鋼絞線拉索與盆式滑動支座或球型滑動支座組合而成，工作機理（見圖1）為：在正常使用極限狀態或小震作用下，拉索減震支座所受荷載小于抗剪銷的設計抗剪承載力，拉索減震支座表現為固定，橋梁各構件保持彈性；在承載能力極限狀態或中震作用下，拉索減震支座所受荷載接近抗剪銷的設計抗剪承載力，抗剪銷即將被剪斷，拉索減震支座表現為固定，橋梁各構件滿足強度驗算要求；在大震作用下，拉索減震支座所受荷載超過抗剪銷的設計抗剪承載力，抗剪銷被剪斷，保證了橋梁其余構件滿足強度驗算要求，此時滑動支座開始工作，依靠摩擦有效耗能，當墩梁相對位移超過拉索的設計位移量時，拉索開始工作，起到緩沖限位、防止落梁的作用。

圖1 拉索減震支座的工作機理

2.2 液體粘滯阻尼器的工作機理

液體粘滯阻尼器[11]的運動速度和阻尼力的關系為：

式中：F——阻尼力；

C——阻尼系數；

v——阻尼器兩端的相對速度；

α——阻尼指數，取值范圍為0.1～2.0，從抗震角度看，常用值一般在0.2～1.0范圍內，其恢復力曲線見圖2。阻尼力和最大沖程是確定阻尼器的主要指標，而阻尼系數和阻尼指數是阻尼器控制作用大小的兩個關鍵參數。

圖2 液體粘滯阻尼器的恢復力曲線

3 工程概況

某變截面預應力混凝土連續剛構橋的跨徑布置為65 m+120 m+65 m=250 m。主橋采用單箱單室直腹板箱形斷面。支點處梁高7.0 m，跨中處梁高2.7 m，箱梁高度按1.8次拋物線變化。箱梁頂板寬度為10.65 m，底板寬度為6.0 m。0號塊頂板厚度為40 cm，底板厚度為100 cm，腹板厚度為70 cm；其它塊件頂板厚度為28 cm，底板厚度從根部的100 cm按1.8次拋物線變化至跨中的32 cm，腹板厚為70 cm到45 cm。

主墩采用空心薄壁墩，主墩橫橋向寬7.5 m，順橋向長4.5m，橋墩壁橫向厚1.2 m，縱向厚1.0 m，內設50×50 cm倒角，墩底設2.0 m厚實心段。主墩承臺厚4.0 m，平面尺寸為12.4 m×8.5 m；主墩基礎采用鉆孔灌注樁基礎，單幅每墩采用6根直徑2.2 m樁基礎。

過渡墩采用空心薄壁墩，過渡墩橫橋向寬6.5 m，順橋向長3.8 m，橋墩壁橫橋向厚0.6 m，縱橋向厚0.6 m，內設30 cm×30 cm倒角，墩底設2.0m厚實心段。過渡墩承臺厚3.0 m；平面尺寸為8.0 m×7.5 m。基礎采用鉆孔灌注樁基礎，每墩采用4根直徑1.8 m樁基礎。

邊界條件為：兩個主墩處均采用墩梁固結，兩個過渡墩處均設置一個橫向固定支座和一個雙向滑動支座。采用拉索支座方案時，將拉索減震支座替換上述兩個常規支座，其中一個拉索減震支座不設置抗剪銷，一個拉索減震支座僅設置橫向抗剪銷；采用阻尼器支座方案時，不改變常規支座設置，僅在梁端與過渡墩頂設置縱向液體粘滯阻尼器。

本剛構橋位于強烈度區，分析用地震動輸入見圖3，本文僅采用縱橋向地震動輸入。

4 抗震性能分析

4.1 動力分析模型

圖3 地震動輸入

圖4為剛構橋的動力分析模型，其中主梁與橋墩均采用空間梁單元模擬；忽略樁土相互作用影響，墩底按固結處理；拉索減震支座采用理想彈塑性單元和間隙單元并聯模擬；液體粘滯阻尼器采用阻尼器單元模擬。拉索減震支座的參數取值分別為：抗剪銷的屈服力為2 400 kN，滑動支座的屈服力F0=400 kN，摩擦剛度K1=200 000 kN/m（屈服位移取0.002 m），初始間隙u0=0.05 m，拉索剛度K2=100 000 kN/m。液體粘滯阻尼器的參數取值分別為：阻尼系數C=2 000 kN/(m/s)0.5，阻尼指數α=0.5。

圖4 剛構橋動力分析模型

4.2 地震響應分析

根據動力分析模型及地震動輸入，應用非線性動力時程方法進行剛構橋縱向地震響應分析，研究兩種減隔震方案的效果。

圖5為三種方案下縱橋向梁端相對于過渡墩頂的位移時程曲線計算結果。可以看出：采用三種方案時，位移時程曲線的頻率接近，但最值上差異很大；采用常規方案時，位移最值為0.206 m；采用拉索支座方案時，位移最值為0.155 m，降幅為24.8%；采用阻尼器支座方案時，位移最值為0.104 m，降幅達49.5%。原因在于：拉索減震支座具有限位功能，梁端相對位移超過支座預設的初始間隙時，拉索發揮作用，限制了位移的進一步增大；液體粘滯阻尼器具有耗散地震能量的功能，可有效降低橋梁的位移響應。

圖6為三種方案下主墩墩底縱橋向彎矩的時程曲線計算結果。可以看出：采用三種方案時，彎矩時程曲線的頻率接近，但最值上差異很大；采用常規方案時，彎矩最值為327.3 MN·m；采用彎矩支座方案時，彎矩最值為265.1 MN·m，降幅為19.0%；采用阻尼器支座方案時，彎矩最值為168.2 MN·m，降幅達48.6%。原因在于：拉索減震支座和液體粘滯阻尼器均限制了梁端位移的增大，進而減小了上部結構傳至主墩的剪力，最終使得墩底彎矩降低；由于液體粘滯阻尼器具有更為強大的耗能功能，因此阻尼器支座方案的降幅很大。

圖5 縱橋向梁端相對與過渡墩頂的位移時程曲線

圖6 主墩墩底縱橋向彎矩的時程曲線

圖7為三種方案下過渡墩墩底縱橋向彎矩的時程曲線計算結果。可以看出：采用三種方案時，彎矩時程曲線的頻率接近，但最值上差異很大；采用常規方案時，彎矩最值為23.7 MN·m；采用彎矩支座方案時，彎矩最值為91.2 MN·m，增幅達284.8%；采用阻尼器支座方案時，彎矩最值為61.2 MN·m，增幅為158.2%。原因在于：采用常規方案時，過渡墩表現為自由振動；采用拉索支座方案時，拉索對主梁的限制將引起墩頂剪力的急劇增大，進而引起墩底彎矩的突然增大；采用阻尼器支座方案時，液體粘滯阻尼器產生的阻尼力即為墩頂所增加的剪力，但由于液體粘滯阻尼器的耗能作用，該剪力增加有限，因此造成墩底彎矩的有限增加。