上王溝大橋抗震性能分析

王 偉，惠廣兒,馬玉剛

（陜西瑞特公路工程科技有限公司，陜西 西安 710065）

1 工程概況

一個良好的抗震結構體系應能使各部分結構合理地分擔地震力。這樣，各部分結構都能充分發揮自身的抗震能力，對保證橋梁結構的整體抗震性能比較有利[1]。當墩高相差較大時，采用高墩和主梁固結，以提高高墩的抗推剛度,改善相鄰墩剛度比，是使各個橋墩合理地分擔水平力的一種有效的方法。上王溝大橋是黃渭線黃龍至蒲城高速公路的一座跨深溝大橋，該橋最大墩高44 m，最小墩高20 m，高低墩相差較大。該橋上部為6×40 m裝配式預應力混凝土連續箱梁，下部為柱式墩、柱式臺，樁基礎。橋臺采用四氟滑板橡膠支座，1號、5號低墩采用普通板式橡膠支座，2號、3號、4號高墩采用墩梁固結。橋墩采用C30混凝土，縱筋均采用HRB400鋼筋，箍筋采用雙肢C12鋼筋。全橋總體布置見圖1所示。

2 抗震設防標準

根據《中國地震動參數區劃圖》（GB18306-2001）和《陜西省一般建設工程地震動參數表》，地震動峰值加速度：0.15g；反應譜特征周期：0.40s。根據《公路橋梁抗震設計細則》的規定，本橋應列為B類橋梁進行抗震設計，在中震（E1）水平下，結構在彈性范圍內，基本不損傷；在大震（E2）水平下，延性構件（墩柱）可發生損傷，產生彈塑性變形，耗散地震能量，但延性構件（墩柱）的塑性鉸區域應具有足夠的塑性變形能力[1]。

根據橋梁的抗震設防標準，結合有限元分析程序對結構進行了兩種水平地震下的響應分析，中震下采用彈性反應譜分析，并驗證結構構件是否處于彈性階段；大震下采用彈塑性時稱分析，驗證潛在的塑性構件的破壞程度。

3 結構動力特性

3.1 有限元模型建立

全橋所有桿件均采用梁單元模擬，支座采用彈性連接模擬，墩梁固結采用剛性連接模擬，地基剛度采用土彈簧模擬。全橋共劃分2940個節點，3601個單元，有限元模型見圖2所示。

3.2 動力特性分析

針對前述模型采用多重Ritz向量法計算了結構前60階模態，表1列出了結構前10階自振頻率及振型特征。

該橋最大墩高超過40 m，高墩墩梁固結結構形式第一階振型縱向有效質量只占33.85%，高墩板式橡膠支座結構形式第一階振型縱向有效質量只占37.81%，為非規則橋梁，其動力響應特性復雜，橋梁抗震分析應采用多振型反應譜法和時程法。前十階振型既有縱向的面內振動，又有橫向的側彎和扭轉，在結構地震響應分析時，應同時考慮縱橋向和橫橋向的激勵。

4 地震響應分析

4.1 中震（E1）反應譜分析

采用有限元程序對全橋進行了順橋向、橫橋向彈性地震反應譜分析計算，采用SRSS法取前60階振型進行組合，以保證足夠的振型參與質量，并計算了橋墩在最大軸力作用下的屈服彎矩，以判定各個橋墩是否屈服。兩種結構形式橋墩在水平地震力和恒載作用下的最不利組合內力及其所處的狀態見表2和表3所列。

圖1 全橋總體布置圖

圖2 全橋有限元模型

表1 結構自振頻率及振型特征一覽表

表2 固結結構形式反應譜分析水平激勵下的最大響應一覽表

表3 支座結構形式反應譜分析水平激勵下的最大響應一覽表

從表2、表3所列的結果可見，在中震（E1）地震力作用下，采用高墩墩梁固結結構形式，低墩墩底彎矩減少19%～31%，高墩墩底彎矩增加21%～27%，各個墩墩底彎矩分布趨于均衡，高墩墩頂亦產生與墩底相當的彎矩。高墩固結后，高墩墩底軸力減小，低墩墩底軸力增加，但是變化很小。

兩種結構形式在中震下橋墩均保持在彈性范圍內，且經過《公路鋼筋混凝土及預應力混凝土橋涵設計規范》5.3.9條驗算承載力滿足要求，橋梁滿足中震下的抗震設防標準。

4.2 大震（E2）彈塑性時程分析

在大震彈性時程分析的基礎上，本文利用纖維梁柱單元模擬墩頂、墩底單元，進一步分析了兩種結構在大震激勵下結構的塑性破壞過程。橋墩的地震與恒載組合內力見表4和表5所列。

從表4、表5所列的結果可見，在大震（E2）地震力作用下，采用高墩墩梁固結形式，低墩墩底彎矩增加14%～27%，高墩墩底彎矩增加24%～37%，低墩墩底軸力減少8%～28%，高墩墩底軸力減少1%～11%；墩底軸力減少、彎矩增加使偏心距增大，墩柱的抗彎能力降低。高墩支座形式只有1號墩屈服，高墩固結形式1號、5號墩均屈服。

表4 固結結構形式彈塑性時程分析水平激勵下的最大響應一覽表

表5 支座結構形式彈塑性時程分析水平激勵下的最大響應一覽表

圖3、圖4分別為高墩墩梁固結結構形式1號墩、高墩支座結構形式1號墩墩底截面彎矩曲率關系圖。

由圖3、圖4可求得1號墩高墩固結形式截面曲率延性為5.5，高墩支座形式截面曲率延性為4.8，參照文獻[2]表5-8，可知其性能要求均位于可修復的損傷水準。

圖3 固結形式1號墩截面彎矩曲率關系圖

圖4 支座形式1號墩截面彎矩曲率關系圖

圖5～圖7分別為高墩墩梁固結結構形式1號、5號墩墩底纖維單元截面破壞圖和高墩支座結構形式1號墩墩底纖維單元截面破壞圖示意。圖8為固結形式1號墩截面彎矩曲率曲線圖。

圖5 固結形式1號墩截面破壞示意圖

圖6 固結形式5號墩截面破壞示意圖

圖7 支座形式1號墩截面破壞示意圖

圖8 固結形式1號墩截面彎矩曲率曲線圖

由圖5～圖7可以看出，固結形式1號和5號墩墩底纖維單元保護層混凝土壓碎，核心約束混凝土處于彈性狀態，部分縱向鋼筋屈服；支座形式1號墩墩底纖維單元保護層混凝土壓碎，核心約束混凝土處于彈性狀態，部分縱向鋼筋屈服。表6及表7分別為固結結構與支座結構形式在大震下的墩底塑性鉸區域的塑性轉角表。

表6 固結結構形式大震下的墩底塑性鉸區域的塑性轉角表

表7 支座結構形式大震下的墩底塑性鉸區域的塑性轉角表

從表6和表7可知，兩種結構形式在E2地震作用下墩柱的變形均滿足抗震規范要求。HRB400鋼筋和較大配箍率的采用，使約束核心混凝土強度提高達1.3倍，保證了墩柱混凝土的抗壓強度和延性，在維持變形同時承載能力無顯著的損傷。表8、表9為兩種結構形式在大震下的墩頂位移表。

從圖5～圖7、表8、表9可知，由于高墩墩梁固結形式塑性發展較快，兩個低墩都出現塑性，高墩墩梁固形式的墩頂位移大于高墩支座形式墩頂位移。

表8 固結結構形式大震下的墩頂位移表（單位：cm）

表9 支座結構形式大震下的墩頂位移表（單位：cm）

5 結論

（1）由動力分析可知，由于橋梁整體剛度較小，結構首先出現縱彎，隨后出現扭轉、側彎。由于高墩固結后高墩抗推剛度變大，1號、5號低墩首先出現縱彎的現象，隨后固結高墩才出現縱彎，與彈塑性時程分析結果1號、5號墩首先發生屈服相一致，墩梁固結后振型的改變加速了低墩的屈服。

（2）墩梁固結后，上部豎彎振型的參與使得墩柱軸力增大或減小，對于受壓為主的墩柱都是不利因素，軸力減小使偏心距增大，軸力增大使抗彎承載能力下降越快，這在墩柱進入塑性后尤為明顯。

（3）上王溝大橋橋墩在E1地震作用下，橋墩均在彈性范圍內工作；在E2地震作用下，低墩墩底塑性鉸區混凝土保護層會剝落，部分縱向鋼筋屈服，其核心約束混凝土處于彈性狀態，震后經過簡單維修即可繼續使用，高墩均處于彈性狀態，滿足抗震設防目標。

（4）上王溝大橋結構進入塑性后，由于板式橡膠支座的減隔震性能，使得高墩采用板式橡膠支座的結構形式抗震性能優于高墩采用墩梁固結的結構形式。

（5）墩梁固結后，可以避免了地震力作用下落梁的危險，但使橋梁整體剛度增大，墩柱塑性發展變快，兩種結構形式的抗震性能孰優孰劣還需進一步的深入研究。

[1]JTG/T B02-01-2008，公路橋梁抗震設計細則[S].

[2]（美）陳惠發,（美）段煉 主編;蔡中民,武軍，等譯.橋梁工程抗震設計[M].北京:機械工業出版社,2008.