城市彎橋抗震受力性能研究

■何成湊 ■福州市交通建設集團有限公司，福建 福州 350000

1 前言

大型城市立交橋樞紐工程在城市道路建設中日趨重要，其結構型式也日益復雜，使得空間彎橋的設計與施工難度加大。大型城市立交橋存在的突出問題是某些不利工況下出現梁體與支座托空，不能正常傳力。尤其在自重、預加力作用下，預應力混凝土彎橋的受力性能影響規律至今沒有完善的分析與計算方法。本研究結合福州市灣邊互通立交橋為典型工程，應用MIDAS 地震反應分析軟件分析大型城市立交橋梁的動力特性與在地震作用下的動力反應。由于城市彎橋多屬于抗震概念上的不規則橋梁類型，現行技術規范的簡化計算方法均不能被采用，應建立全橋空間動力模型進行有限元數值計算。本文進行了在不同支座約束形式下的抗震分析，探討了彎橋的抗震性能。研究主要包括:建立橋梁結構的三維空間動力分析計算模型，不考慮樁基礎的影響，計算分析全橋結構模型的動力特性;采用反應譜方法計算主線部分橋梁結構的地震反應;對互通立交匝道橋梁主要結構部位進行抗震驗算;結合理論和計算分析的結果，提出互通立交匝道橋結構在不同支座布置形式參數下抗震分析研究成果。

2 空間彎橋梁模型與設計地震動參數及分析方法

灣邊互通立交工程以三環路和福灣路、灣邊大橋的交叉點為中心，設置左右轉匝道。本文主要針對互通立交匝道橋中的B 匝道進行抗震分析。B 匝道為單車道匝道橋，其橋面寬8.5m。跨徑布置為第一聯29.02 +29 +29m，第二、三聯3 ×29m。鑒于B 匝道橋各聯跨徑布置較為相似，因此在進行地震反應分析時，選取第二聯作為分析對象。灣邊互通立交B 匝道橋梁結構的主要特點如下:(1)上部結構:B 匝道橋上部結構采用預應力混凝土連續梁橋，且為單箱單室箱梁截面。第二聯位于曲線半徑R=80m 的圓曲線上。箱梁梁高均采用1.8m，箱梁頂寬8.5m，底寬3.91m，頂板厚25cm，底板厚25cm，腹板厚45cm。懸臂長1.75m，懸臂根部高30cm。上部預應力混凝土連續箱梁采用C50 號混凝土。(2)下部結構:B 匝道橋第二聯橋墩采用花瓶式矩形截面獨柱墩身。墩高在5.6～8..8m 之間變化，其中兩中墩墩高分別為7.412m 和7.028m。材料為C30 號混凝土。基礎形式為鉆孔灌注樁。材料為C25號混凝土。

在進行灣邊互通立交B 匝道橋動力特性和地震反應分析時，采用離散系統的有限元方法。為此，應用大型結構分析商業軟件MIDAS(Civil 2006)建立部分橋梁三維空間動力分析計算模型。在動力計算模型中，主梁、橋墩及樁基均采用三維空間梁單元模擬;支座采用彈性連接單元模擬。基礎邊界的處理為:橋墩墩底固結。根據邊界條件，B匝道橋第二聯計算模型所采用的約束處理情況，表中X、Y、Z 分別表示切向、徑向和豎向;在進行結構動力特性及地震反應時，采用“0”和“1”分別表示自由和固定的約束關系。圖-1 所示為B 匝道橋第二聯抗震分析所取結構的動力計算模型。

圖-1 橋梁動力計算有限元模型

互通立交匝道橋橋址處的場地土類型為三類場地土，抗震設計基本烈度為7 度。灣邊互通立交B 匝道為連續梁橋，依據《公路工程抗震設計規范》(JTJ 004-89)，采用一水準一階段抗震設計方法，針對設計基本烈度地震進行抗震驗算;抗震驗算取水平地震系數Kh=0.1，綜合影響系數CZ=0.2，重要性修正系數Ci=1.3。其圓曲線半徑R=80m小于20 倍橋寬，屬于抗震概念上的不規則橋梁類型。在采用有限元方法計算地震反應時，采用了振型分解反應譜法，設計反應譜采用規范提供的三類場地土的反應譜。對所建的三維空間模型，分別考慮水平兩個方向X、Y 的地震作用(X 方向為每聯的起點到終點的連線方向設為X 方向或縱橋向，Y 方向為與每聯的起點到終點的連線正交的方向設為Y 方向或橫橋向);組合采用CQC 法。為保證計算結果的精度，取前100 階振型進行組合。

根據《公路工程抗震設計規范》(JTJ 004-89)、《公路鋼筋混凝土及預應力混凝土橋涵設計規范》(JTG B162—2004)以及《公路橋涵地基與基礎設計規范》(JTJ024—85)，對灣邊互通立交B 匝道橋第二聯進行動力特性與設計基本烈度地震作用下的結構抗震強度驗算。結構抗震強度驗算主要針對橋墩抗側力構件進行。由于國內現行規范對橋墩的抗剪承載力驗算沒有專門規定，橋墩的抗剪強度一般通過采取適當的構造措施即可滿足要求，現主要對灣邊互通立交B 匝道第二聯各橋墩的正截面強度分別進行驗算。

3 支座布置形式參數

對于曲線梁橋，支座布置形式有很多種。3 跨預應力混凝土曲線箱梁橋的支座布置主要采用抗扭雙支座。常用的布置形式見表-1 所示，其中箭號表示支座約束放松的方向。

表-1 雙支座布置

4 雙支座布置形式

現對橋梁結構采用雙支座支承上部結構，在進行支座布置形式的分析時，選用表-1 中NQ1、NQ2、NQ5、NQ10 四種支承形式進行結構的地震反應分析，并對計算結果進行對比。

4.1 雙支座布置形式時地震動力特性

在進行支座布置形式的結構地震反應分析時，結構其它設計參數不變，僅改變約束條件。根據給出的約束條件建立灣邊互通立交B 匝道典型橋跨結構動力計算模型，計算該結構的動力特性。表-2 列出了結構前10 階固有頻率、周期及其相應的振型特征。

表-2 前十階自振頻率、周期及相應振型特征

4.2 結構地震反應分析結果

根據灣邊互通立交B 匝道橋第二聯橋梁結構的動力計算模型，計算結構在設計地震動作用下的地震內力反應。所選用的設計地震動參數同前，僅邊界條件有所不同。根據給出的結構在恒載作用下橋墩控制截面的內力，表-3～4 列出了灣邊互通立交B 匝道橋第二聯連續梁橋NQ1、NQ2、NQ5、NQ10 支承條件下分別在縱、橫向水平地震作用下驗算構件控制截面的最大地震內力與恒載內力組合的結果。

表-3 橋墩控制截面恒載+地震作用下的縱橋向內力值

表-4 橋墩控制截面恒載+地震作用下的橫橋向內力值

4.3 結構抗震強度驗算

表-5列出了B 匝道在設計基本烈度地震作用下，各橋墩控制截面正截面強度的驗算結果(僅列出最不利組合內力的驗算結果)。

表-5 B匝道第二聯各墩正截面強度驗算

5 參數分析結果

5.1 動力特性

研究發現，對于采用雙支座支承的曲線梁橋，動力特性主要以主梁的縱向、側向彎曲為主。在結構前10 階振型中，主梁的彎曲占70%。從支座的布置方式來看，若全部采用支座方式進行上、下部結構的連接，除NQ10 布置情況外，其余支座布置方式對曲線梁橋振動頻率的大小及振型出現的順序都變化不大。結構的第一階振型以制動墩的縱向彎曲及主梁的縱飄為主。側彎振型在第二階出現，主梁豎彎振型則延遲至第四階振型出現。這說明結構由于曲率的存在，大大降低了結構的側向剛度。

對于不采用固定支座的支座布置方式(NQ10)，結構在第一階的振動頻率與振動形態與其它布置方式有所不同。此種支座布置方式使得結構的第一階振動以主梁、橋墩的側彎為主。由此說明，支座的布置方式對結構側向剛度的變化也有影響。若支座布置不合理加之地震動的特征頻率與結構的固有頻率較為接近，則很容易出現上部結構落梁的震害。

5.2 地震反應分析

對于支座布置方式為雙支座的情況，其地震作用下結構產生的內力從計算結果來看，最大值出現的位置隨固定支座位置的改變而改變。橋墩最大地震內力出現在制動墩處。在其它結構參數不變的情況下，雖然固定支座的位置不同，但結構(橋墩)在地震作用下所產生的最大彎矩卻比較接近。但是，對于不采用固定支座的情況(NQ10)，橋墩的最大地震內力與采用固定支座的情況相比略有減小，減小幅度為25%。這說明支座對上下部結構的約束剛度對結構關鍵構件在地震作用下的反應有直接的影響。僅從動力分析的角度來說，不采用固定支座的連接方式其結構在設計地震動作用下的內力反應優于采用固定支座。但不足的是，這種約束方式可導致上下部結構出現較大的位移差，對結構的抗震是不利的。

曲線梁橋采用雙支座支承方式是較為常用的一種支承方式，其克服了點鉸支承的一些缺點，已被工程界所接受。但在雙支座布置的前提下，固定支座的布置方式決定了橋梁結構制動墩的位置，同時也改變了橋梁結構特別是上部結構的振動特性。由于在對灣邊互通立交B 匝道橋第二聯進行動力分析時，上部結構采用單梁形式模擬，因此，在有限元分析中無法看到上部結構扭轉對橋梁動力性能的影響。但從研究結果可以看出，固定支座不宜放置在邊墩墩頂。若固定支座放置在邊墩墩頂，則大大增加了上部結構承受扭矩的長度，使得上部結構的扭轉振型提早出現。建議應將固定支座放置在中墩處。同時，盡可能避免出現全部采用滑動支座的情況。全部采用滑動支座不僅增加了結構的位移，同時，降低了結構的側向剛度，使得結構的固有振動從主梁的縱飄改變為主梁的側向振動。當地震動的特征頻率與結構的固有頻率非常接近時，很容易使結構由于側向位移較大而出現落梁的震害。

從地震反應分析來看，橋墩最大地震內力出現在制動墩處，固定支座的位置決定了制動墩的位置。而且，從地震反應分析的結構來看，橋梁結構的絕大部分地震力是由制動墩承擔的，因此，合理的布置固定支座對于分散結構的地震內力是有益的。此外，從雙支座結構在設計地震動作用下結構反應的對比情況來看，雖然相同約束程度的計算結果差別不大，但實際設計過程中還應考慮靜力情況下結構的受力，綜合考慮各方面因素的影響來決定曲線連續梁橋支座的布置方式。針對B 匝道橋第二聯結構，在設計地震動作用下，結構的地震內力均未超過結構(橋墩)本身的抵抗能力，在設計地震動作用下結構是安全的，且安全儲備較大。因此建議在滿足靜力要求的情況下，適當減小橋墩截面尺寸，以達到即經濟又安全的目的。

6 結論與建議

本文研究的大型城市互通立交小曲率半徑彎橋，屬于抗震概念上的不規則橋梁類型，通過建立全橋空間動力模型，采用有限元方法計算和支座布置形式的參數分析，表明:

對于雙支座支承的曲線梁橋，動力特性主要以主梁的縱向、側向彎曲為主，基本上支座布置方式對曲線梁橋振動頻率的大小及振型出現的順序都變化不大;設計中應避免出現全部采用滑動支座的情況，以免增加了結構的位移，使得結構的固有振動從主梁的縱飄改變為主梁的側向振動，甚至落梁破壞，同時固定支座不宜放置在邊墩墩頂針對B 匝道橋第二聯典型橋跨結構，在設計地震動作用下，結構的地震內力均未超過結構(橋墩)本身的抵抗能力，安全儲備較大，從經濟角度考慮，建議可適當減小橋墩截面尺寸。

［1］《公路工程抗震設計規范》(JTJ004—89)［S］.北京:人民交通出版社，2003(1).

［2］《公路橋梁抗震設計細則》(JTG/TB02-01-2008)［S］.北京:人民交通出版社，2008.

［3］《公路橋涵設計通用規范》(JTG D60—2004)［S］.北京:人民交通出版社，2004(10).

［4］《公路鋼筋混凝土及預應力混凝土橋涵設計規范》(JTG D62-2004)，北京:人民交通出版社，2004.

［5］《公路橋涵地基與基礎設計規范》(JTJ024—85)［S］.北京:人民交通出版社，2001.(3).

［6］橋梁延性抗震設計［M］.范立礎，卓衛東.北京:人民交通出版社，2001(5).

［7］高架橋梁抗震設計［M］.范立礎，李建中，王君杰.北京:人民交通出版社，2001(4).