大跨度連續梁橋的減隔震設計研究

■陳峻

（江蘇中設集團股份有限公司，無錫214072）

大跨度連續梁橋的減隔震設計研究

■陳峻

（江蘇中設集團股份有限公司，無錫214072）

本文以京杭運河大橋主橋為例，對大跨度連續梁橋的減隔震設計進行研究。采用摩擦擺式減隔震支座、減震型盆式橡膠支座和粘滯阻尼器3種減隔震裝置，分別對橋梁的減隔震設計進行了研究；結果表明：使用摩擦擺式減隔震支座可以有效延長結構的自振周期，改善結構的抗震性能，而粘滯阻尼器對主梁的位移有良好的限制作用。

大跨度連續梁橋減隔震設計摩擦擺式減隔震支座粘滯阻尼器

1 前言

我國是一個強震多發的國家，幾乎所有的省、市、自治區都發生過六級以上的破壞性地震。橋梁結構如果缺乏合理的抗震設計，將在地震作用下受到嚴重的破壞。統計數據表明，國內外由于地震災害而造成橋梁結構破壞的數量，遠遠多于風災、船撞等原因而導致的破壞。同時，公路橋梁是生命線系統工程中的重要組成部分，在抗震救災中，公路橋梁更是搶救人民生命財產、減輕地震次生災害、重建家園的重要環節。

連續梁橋由于其行車平穩舒適、結構剛度大、變形小等突出優點，被廣泛應用于高等級公路，因此其抗震性能受到廣泛的重視。目前，公路橋梁抗震設計方法主要有兩大類：延性抗震設計和減隔震設計。本文依托京杭運河大橋主橋為工程背景，對大跨度連續梁橋的減隔震設計進行研究。

2 工程背景

京杭運河大橋主橋為三跨連續梁橋，跨徑布置為105m+150m+90m，主墩高5.3m，主墩總體布置立面圖及主墩截面構造圖如圖1和圖2所示。

圖1 主橋總體布置立面圖（單位：cm）

圖2 主橋主墩截面（單位：cm）

京杭運河大橋主橋位于地震烈度8度區，水平向設計基本地震動加速度峰值為0.2g，場地類型為Ⅲ類。其主墩為典型的“矮胖墩”，該“先天條件”決定了本橋不能進行延性抗震設計，因此必須進行減隔震設計。目前常用的減隔震支座有：鉛芯橡膠支座、高阻尼橡膠支座和摩擦擺式減隔震支座。本橋跨徑較大，主墩處設置兩個支座，在結構自重作用下，每個支座的豎向反力為45100kN，常規的鉛芯橡膠支座和高阻尼橡膠支座的豎向承載力均不能滿足使用要求。此外，盆式橡膠支座由于其豎向承載力大而被廣泛應用于大跨度連續梁橋，但是由于設置盆式橡膠支座的連續梁橋在地震作用下，大部分水平縱向地震力都由固定支座和固定墩承受，對結構受力不利。針對這一情況，國內外較多學者提出在活動墩處設置粘滯阻尼器來改善其抗震性能。因此，對于本橋的減隔震設計，分別采用摩擦擺式減隔震支座、減震型盆式橡膠支座及粘滯阻尼器進行研究。

3 計算模型及參數

3.1 模型建立

計算采用midas civil有限元分析軟件，主梁和橋墩均采用三維梁單元模擬，橫梁和二期鋪裝作為梁單元附加質量，并建立樁基模型，主橋空間有限元模型如圖3所示。

圖3 主橋空間有限元模型

3.2 地震波選取

計算方法采用時程分析方法，計算選用3條地震波，其中第1條地震波來自宿遷至新沂高速公路工程場地地震安全性評價報告，其余兩條地震波根據場地類型相同的地震安全性評價報告中的地震波換算得來。以地震波1和地震波2為例，其加速度時程曲線如圖4所示。

3.3 邊界條件模擬

邊界條件的模擬是抗震分析的一個關鍵環節，主要包括支座剛度及樁土效應的模擬，其中支座模擬是減隔震設計的關鍵。圖5為兩種支座恢復力模型。

圖4 地震波加速度時程曲線

圖5 支座恢復力模型

對于盆式橡膠支座，采用雙線性理想彈塑性彈簧單元模擬，活動盆式橡膠支座和固定盆式橡膠支座的滑動摩擦系數ud分別取0.02和0.2。摩擦擺支座采用圖5所示恢復力模型來模擬，具體參數可查閱相關支座選型指南。

4 減震效果對比分析

為了對京杭運河大橋主橋進行合理的減隔震設計，本文分別對下述三種情況進行比較。

模型①：主墩支座采用摩擦擺式減隔震支座。根據摩擦擺支座選型指南，摩擦面曲率半徑取7.5m。

模型②：主墩支座采用減震型盆式橡膠支座，其中固定支座設置在主墩1上。

模型③：主墩支座采用減震型盆式橡膠支座，其中固定支座設置在主墩1上。同時在主墩2上沿縱向設置4個粘滯阻尼器，經試算，確定每個粘滯阻尼器參數均為阻尼系數C=550kN/（m/s）0.15，阻尼指數ɑ=0.15（模型中，采用1個阻尼系數C=2200kN/（m/s）0.15的粘滯阻尼器來模擬）。

4.1 結構自振特性對比

模型①和模型②的第一階振型如下圖6所示，模型③和模型②的振型基本一致，因此不予列出。

圖6 結構第一階振型

從圖6中可以看出，采用摩擦擺式減隔震支座和減震型盆式橡膠支座的模型振型相差較大。模型①的基本周期為7.39s，模型②的基本周期為1.67s。兩個模型的前十階自振周期如表1所示。從表中可以看出，模型①各階振型的周期均大于等于模型②，采用摩擦擺式減隔震支座可以增大結構的各階自振周期，顯著延長結構的基本周期。

4.2 各項內力對比

各項內力最終的計算結果取3條地震波的最大值，具體結果如表2所示。

表1 各個模型的前十階振型周期

表2 各個模型的內力結果

從表中可以看出，采用減震型盆式橡膠支座，大部分水平縱向地震力都由固定支座承受，主墩1（固定墩）墩底彎矩顯著大于主墩2（活動墩）墩底彎矩，主墩1受力十分不利。采用摩擦擺式減隔震支座，各個主墩縱向受力均勻，主墩最大順橋向墩底彎矩比采用盆式支座減小了57.7%。同時，采用摩擦擺式減隔震支座，主墩的橫向受力性能也明顯優于采用減震型盆式橡膠支座，主墩最大橫橋向墩底彎矩減小了41%，墩梁橫向相對位移減小了8.1%。

主墩支座采用減震型盆式橡膠支座，在主墩2設置粘滯阻尼器之后，主墩1的順橋向墩底彎矩無明顯變化（增大了0.97%），主墩2的順橋向墩底彎矩則顯著增大，增大幅度與阻尼器參數有關。此外，粘滯阻尼器對墩梁相對位移有一定的限制，本例中墩梁縱向相對位移減小了25.1%。

4.3 支座滯回曲線結果

以主墩2外側支座為例，摩擦擺式減隔震支座和減震型活動盆式橡膠支座的滯回曲線分別如圖7所示。從圖中可以看出，摩擦擺式減隔震支座的內力及變形均大于減震型活動盆式橡膠支座，其滯回曲線所圍面積更大，耗能性能優于減震型活動盆式橡膠支座。

圖8為粘滯阻尼器的滯回模型，從圖中可以看出，粘滯阻尼器的滯回曲線較為飽滿，但設置粘滯阻尼器后主墩2的彎矩增大，說明粘滯阻尼器耗能減小的彎矩沒有阻尼力產生的墩底彎矩大。

4.4 減隔震設計進一步優化

在大跨度連續梁橋抗震設計中，采用摩擦擺式減隔震支座可以有效改善結構的受力性能，然而使用該支座，墩梁相對位移比使用減震型盆式橡膠支座大10.3%。在本項目中，采用摩擦擺式減隔震支座后，主梁梁端最大縱向絕對位移達200.8mm，而伸縮縫預設寬度為24cm，為滿足要求，主梁的最大縱向位移宜限值在16cm以下。為了限制主梁的縱向位移，本文采用了如下兩種方法進行研究：（1）減小摩擦擺支座的摩擦面曲率半徑；（2）采用粘滯阻尼器結合摩擦擺式減隔震支座，在改善結構抗震性能的同時，來限制主梁的位移。

為了進一步優化本橋的減隔震設計，本文對以下方案進行了動力時程分析。

模型④：主墩支座采用摩擦擺式減隔震支座。根據摩擦擺支座選型指南，摩擦面曲率半徑取5m（該型號支座對應的最小摩擦面曲率半徑為5m）。

模型⑤：主墩支座采用摩擦擺式減隔震支座。同時在每個主墩設置2個粘滯阻尼器，每個粘滯阻尼器參數均為阻尼系數C=600kN/（m/s）0.15，阻尼指數ɑ=0.15。

各個模型的部分內力結果如表3所示。其中對比模型為上文中模型①，其主墩支座采用摩擦擺式減隔震支座，摩擦面曲率半徑為7.5m。

圖7 支座滯回曲線

圖8 粘滯阻尼器滯回曲線

表3 各個模型的內力結果

（括號內數據表示該項結果與對比模型相比，增大或減小的百分比）

從表中數據可以看出，減小摩擦擺式減隔震支座摩擦面曲率半徑后，由于支座剛度增大，主梁位移得到一定的限制，同時主墩墩底彎矩也相應增大。而采用粘滯阻尼器結合摩擦擺式減隔震支座，主墩墩底彎矩僅有小幅增大，主梁位移得到了有效的限制。

5 結論

本文對京杭運河主橋的減隔震進行研究，對比了不同減隔震裝置的減隔震效果，通過計算分析得出以下結論：

（1）高烈度區大跨連續梁橋采用摩擦擺式減隔震支座可以顯著延長結構的基本周期，有效改善結構的抗震性能。但摩擦擺支座存在一定的殘留位移，設計中應予以注意。

（2）采用減震型盆式橡膠支座，雖然固定支座的水平承載能力得到提升，但對主墩受力更為不利，且水平承載能力提升后的固定盆式橡膠支座也極有可能在強震下受到破壞。

（3）粘滯阻尼器具有一定抗震耗能效果及限制位移的作用，但粘滯阻尼器并不是在所有的情況下都能得到良好的耗能效果。以本橋為例，設置了活動盆式橡膠支座的主墩上設置粘滯阻尼器，阻尼力產生的彎矩導致主墩彎矩顯著增大；而設置了摩擦擺式減隔震支座的主墩上設置粘滯阻尼器后，主墩彎矩變化不大，但位移得到了有效限制。

本文中，減隔震裝置的參數均經過一定的試算，接近于最優參數。

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