斜交曲線鋼箱梁橋地震動力響應分析

李文華 彭澤友++滕文剛

摘要：為了研究樁土結構相互作用、斜交角等影響橋梁減隔震效果的影響因素，以某斜交曲線鋼箱梁橋為工程背景，分別采用nD嵌固法和m法模擬樁基下部結構邊界條件進行了結構地震動力時程分析與比較，并探討了不同斜交角對曲線鋼箱梁橋在地震作用下結構內力的影響，可為同類型橋梁設計提供參考依據。

關鍵詞：斜交曲線鋼箱梁；時程分析；地震動力響應；樁土結構作用

中圖分類號：U448.21文獻標志碼：B 文章編號：1000033X（2016）06005604

0引言

中國位于世界兩大地震帶——環太平洋地震帶和歐亞地震帶之間，是一個強震多發的國家，隨著社會經濟的發展和科學技術水平的提高，工程結構減震控制技術在國內外得到了廣泛應用[13]。在橋梁領域，目前減隔震技術已在中國大量推廣，該技術是通過設置減隔震裝置隔離上下部結構的地震作用，耗散地震能量，從而降低結構地震響應。現階段關于影響橋梁減隔震效果的其他因素（樁土結構相互作用、斜交角等）的研究較少。因此，本文以某斜交曲線鋼箱梁橋為背景進行地震動態時程分析，探討樁土結構相互作用及斜交角對橋梁減隔震效果的影響，并給出合理的建議。

1動態時程分析法

動態時程分析法不僅可以考慮材料、邊界等非線性因素，而且可以計算地震過程中每一瞬時結構的位移、速度和加速度反應，是目前橋梁減隔震動力分析中首選的分析方法。

2橋梁概況及結構建模

某斜交曲線鋼箱梁橋工程位于京藏高速公路呼和浩特至包頭段，橋梁全長469738 m，共計6聯，跨徑組合為（4×20 m）+（20 m+30 m+20327 m）+（213 m+30 m+213 m）+（3×20 m）+（51811 m+518 m）+（4×20 m），其中第5聯上跨呼包高速；上部采用連續鋼箱梁結構，橋位平面處于半徑為260 m的左偏圓曲線上。

本橋標準段鋼箱梁中心內輪廓高2.2 m，高跨比為1∶25；橫斷面為單箱雙室直腹板全焊鋼箱梁，設3道縱腹板，箱梁頂板寬10.5 m，底板寬6.5 m，懸臂長2 m。為了確保邊支點支座在最不利荷載組合下具有足夠的壓力儲備，邊跨梁端填充鐵砂混凝土壓重。鋼箱梁橫斷面如圖1所示。

橋梁下部結構采用雙柱式橋墩、鉆孔灌注樁基礎，樁接承臺，柱徑1.7 m，樁徑1.5 m。

本文采用有限元分析軟件Midas Civil建立該橋的空間有限模型，主梁和橋墩均采用三維梁單元，橫隔板和二期鋪裝作為梁單元附加質量。

2.1樁基模擬

在動態時程地震響應分析中，地震反應不僅與地震動特性（峰值加速度、周期等）有關，還與結構本身的動力特性有關。下部結構邊界條件常用的模擬方法有直接嵌固法、n倍樁徑嵌固法（簡稱nD嵌固法，D為樁徑）和m法，不同模擬方法對橋梁整體結構的剛度影響較大[4]。直接嵌固法是指在計算橋梁結構的地震影響時，不考慮樁基礎的影響，直接在墩底固結。nD嵌固法是指部分考慮樁基礎對橋梁結構力學響應的影響，即在地表或一般沖刷線下某一深度（通常取樁徑整數倍）將樁基固結，嵌固深度H為

H=2.5/α（1）

α=5mb1EI（2）

式中：α為樁基變形系數；m為地基水平抗力系數的比例系數；b1為樁基礎的計算寬度；EI為樁基礎的剛度（E為樁身材料的彈性模量，I為樁身橫截面的慣性矩）。

m法是指將橋梁結構與樁基礎共同考慮，將樁周土體對基樁的作用模擬為沿深度變化的一系列彈簧，彈簧剛度按《公路橋涵地基與基礎設計規范》（JTG D63—2007）中的m法要求取值[5]。需要注意的是，由于樁頂處土體對樁基礎的力學行為影響很大，因此土體彈簧的設置一般以“上密下疏”為原則。

對于地震動力問題，由于直接嵌固法沒有考慮樁基礎對結構剛度的影響，難以反映結構實際的受力狀態。故本文分別采用nD嵌固法和m法模擬下部結構邊界條件，以研究不同邊界條件模擬方法對結構受力分析的影響。nD嵌固模型與樁身土彈簧模型（m法模型）如圖2所示。

2.2隔震支座力學模型

由于該橋所處地區地震烈度較高，故采用了橋梁減隔震設計來降低地震響應。減隔震支座選用了高阻尼隔震橡膠支座，在地震中通過高阻尼橡膠在水平方向的大位移剪切變形及滯回耗能吸收地震能量，隔離橋梁上、下部結構的地震運動，延長結構自振周期，減小地震作用力，從而實現減隔震功能，保障橋梁結構的抗震安全。

本支座力學模型為雙線性模型，在非地震荷載即荷載較小時，支座處于未屈服狀態，即一次剛度狀態，剛度較大，各種荷載作用產生的位移較小，能夠較好地滿足正常應用；而在較大的地震作用下，支座將進入屈服狀態，即二次剛度狀態，剛度大幅減小，使得橋梁上下部結構能產生較大的相對運動，起到隔震消能作用。該支座力學模型如圖3所示。

3動力特性分析

本文分別進行了nD嵌固模型和樁身土彈簧模型的特征值分析。結構的前10階周期如表1所示。

由表1可知，樁身土彈簧模型的自振周期均大于nD嵌固模型的自振周期。前10階振型中，自振周期最小的延長率達1.5%，最大的高達22.7%，即在考慮樁土效應后，整個體系的自振周期延長，自振頻率減小。由于本橋所處地區地質條件較差，彈簧剛度按照規范給出的m值較小，而樁身土彈簧模型的樁長是nD嵌固模型樁長的數倍，故在m值較小的情況下，樁身土彈簧模型的柔性明顯大于nD嵌固模型，即在地質條件較差的情況下，采用nD嵌固模型難以真實反映結構的自振周期。

4地震響應時程分析

根據《公路橋梁抗震設計細則》（JTG/T B0201—2008），本橋屬于B類橋梁，地震動峰值加速度為0.15 g（g為重力加速度）。本文在進行結構動力地震響應分析時，按照瑞利阻尼模型選取結構阻尼，其中計算瑞利阻尼的第1階振型為結構的基本振型，第2階振型取參考質量率最大的振型。在一致激勵輸入下分別對nD嵌固模型和樁身土彈簧模型進行時程動力響應分析。

本文分別對比了樁身土彈簧模型與nD嵌固模型邊界條件下結構的彎矩和剪力，結果如表2、3所示。

由表2、3可知，與nD嵌固法相比，采用樁身土彈簧模擬樁土效應時，在地震力作用下，墩底彎矩和剪力都相應減小，尤其是中墩橫橋向彎矩，2種邊界條件下彎矩差值都超過10%。由于采用nD嵌固法模擬邊界條件時，結構整體剛度偏大，計算結果偏于保守，設計人員應予以重視。

5中墩斜交角對橋梁地震響應的影響

由于被交路的限制，本橋梁中墩為斜交布置。為了分析中墩斜交角對橋梁地震響應的影響，建立中墩斜交角θ分別為20°、40°、70°和90°的樁身土彈簧模型，進行動力時程地震響應分析[7]。分析結果如表4、5及圖4、5所示。

從表4、5及圖4、5可知，隨著斜交角度不斷增大，過渡墩順橋向彎矩逐漸增大，橫橋向彎矩逐漸減小，且順橋向與橫橋向間彎矩差值逐漸增大；而中墩順橋向彎矩逐漸減小，橫橋向彎矩逐漸增大，且順橋

向與橫橋向彎矩間彎矩差值逐漸減小，當斜交角為90°時，中墩順橋向與橫橋向彎矩差值達到最小。

由此可知，對于過渡墩彎矩控制設計的橋梁來說，中墩斜交角度增大對于橋梁抗震是不利的。由于中墩斜交角度的增大，過渡墩順橋向及橫橋向彎矩差值逐漸增大，為了抵抗順橋向彎矩，橋墩截面需相應加大，而橫橋向彎矩又相應較小，是不經濟的。

對于中墩彎矩控制設計的橋梁，中墩斜交角度增大對于橋梁抗震是有利的，因為中墩順橋向及橫橋向彎矩的差值將隨斜交角度的增大而減小，由此而得的中墩截面尺寸較為優化，具有較好的經濟性。

6結語

本文以某斜交曲線鋼箱梁橋為工程背景，分析比較了采用nD嵌固法和m法模擬樁土效應時，結構的地震內力響應，并探討了中墩斜交角對曲線鋼箱梁橋地震內力的影響，主要結論如下。

（1）在地質條件較差的情況下，采用nD嵌固模型難以真實反映結構的自振周期。由于m值較小，而樁身土彈簧模型的樁長是nD嵌固模型樁長的數倍，故在與本文所述實例橋類似的情況下，樁身土彈簧模型的柔性明顯大于nD嵌固模型，采用nD嵌固法計算的結構自振周期將明顯小于采用m法計算的結構自振周期。

（2）采用m法模擬樁土效應時，在地震力的作用下，本工程實例橋墩底彎矩及剪力均小于采用nD嵌固法的計算結果，且兩者差值較大，在設計中應引起足夠重視。

（3）對于過渡墩彎矩控制設計的橋梁，中墩斜交角度增大對于橋梁抗震是不利的；對于中墩彎矩控制設計的橋梁，中墩斜交角度增大對于橋梁抗震是有利的。故在具體設計中，應綜合比較利弊，在條件允許的情況下，優化橋梁結構設計，提高結構的安全性及經濟性。

參考文獻：

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[4]劉健新.汶川地震橋梁破壞及中外橋梁抗震設計規范對比[J].筑路機械與施工機械化，2010，27（11）：2023.

[5]JTG D63—2007，公路橋涵地基與基礎設計規范[S].

[6]JTG/T B0201—2008，公路橋梁抗震設計細則[S].

[7]劉榮桂，周士金，許飛，等.CFRP索斜拉試驗橋動態測試與地震響應分析[J].長安大學學報：自然科學版，2009，29（6）：4753.