大跨度連續梁黏滯阻尼器與雙曲面球型減隔震支座的應用實例

崔 鳴

(中鐵第一勘察設計院集團有限公司,西安 710043)

混凝土收縮、徐變、溫度變化對連續梁有較大的影響，連續梁一般情況下只有1個固定橋墩。但是當連續梁的聯長很長時，地震作用下由于上部結構質量非常大，由此產生巨大的地震力。而地震力主要由固定墩及固定墩基礎承擔，通常情況下一個固定墩很難承受如此巨大的地震力。與此同時固定支座也將承受很大的水平地震力，對于超長大跨度連續梁，支座很難保證在水平地震力作用下不發生破壞，因此對于聯長很長的大跨度連續梁抗震問題尤其突出。

針對大跨度連續梁抗震問題，工程界一般采用以下兩種思路解決：(1)延性設計；(2)減隔震設計[1-2]。

延性設計的特點是在地震力作用下，橋墩可以進入塑性狀態，從而延長橋梁結構自振周期，橋墩產生塑性變形，從而消耗地震能量。減隔震設計通過設置減隔震裝置延長結構周期或設置黏滯阻尼器增加結構阻尼來減少地震作用。對于在路網中起重要作用的長聯大跨連續梁，若采用延性設計，震后修復工作量巨大，影響路網震后使用。而且長聯大跨連續梁梁體質量巨大，采用目前的延性設計方法很難滿足規范要求。

1 工程背景

本文依托某在建軌道交通項目。根據黃河水利委員會防洪評價的要求：對跨越主河槽時橋梁跨度不得小于100 m的要求，采用(50+8×100+50) m預應力混凝土連續梁跨越主河槽。見圖1。

圖1 (50+8×100+50) m預應力連續梁

(50+8×100+50) m為變截面連續箱梁，單箱單室，中支點梁高6.6 m，邊支點梁高3.2 m。20～23號橋墩采用3.0 m×7.0 m圓端形橋墩，24～28號橋墩采用3.4 m×7.0 m圓端形橋墩，橋墩高度為11.5～20.5 m。基礎為鉆孔灌注樁，樁基直徑為1.5 m，其中24號固定墩樁基根數為16根，其余橋墩樁基根數為12根。

2 地震動參數

項目工程場地地震安全性評價報告提供的地震動參數見表1。

表1 地震動參數

3 抗震設計及抗震性能目標

(50+8×100+50) m連續梁位于8度地震區，聯長達到900 m，且橋墩高度較低，導致橋梁剛度較大。不但縱向地震力大，橫向地震力也很大，常規抗震措施無法滿足規范設計要求，需要進行減隔震抗震設計。

通過大量對比分析，最終采用雙曲面球型減隔震支座和黏滯阻尼器聯合使用的減隔震措施。發生多遇地震時，雙曲面球型減隔震支座不發生破壞，連續梁固定墩及固定墩基礎承擔大部分地震力。發生罕遇地震時，雙曲面球型減隔震支座發生破壞，限位裝置被剪斷，雙曲面球型減隔震支座開始工作，延長橋梁結構周期，從而降低地震作用。與此同時為了不產生過大的墩梁相對位移，黏滯阻尼器發揮作用，增加結構阻尼，耗散地震能量，從而將墩梁相對位移控制在合理范圍之內。

綜合考慮(50+8×100+50) m連續梁在路網中的重要性，以及參考其他橋梁設計經驗及研究成果，以50年超越概率2%(2475年一遇)的地震動進行抗震設防，抗震設防目標確定如下[10]。

(1)發生罕遇地震時，雙曲面球型減隔震支座作為橋梁結構主要發生塑性變形的部位，縱橫向墩梁相對位移不超過支座允許位移0.3 m。

(2)發生罕遇地震時，雙曲面球型減隔震發生破壞，限位裝置剪斷。橋墩及基礎不發生破壞，鋼筋應力不超過315 MPa，處于彈性狀態。

4 雙曲面球型減隔震支座及黏滯阻尼器布置形式

全橋不設橫向活動支座，固定墩為2個固定支座，其余橋墩支座均為縱向活動支座。

連續梁20～28號橋墩上各布設4個黏滯阻尼器，阻尼器和橋梁軸線夾角為45°，阻尼器一端于橋墩支撐墊石外側處與橋墩連接，一端錨固于箱梁0號段底板，阻尼器布置示意見圖2。

圖2 阻尼器布置

5 分析模型

采用橋梁有限元軟件Midas Civil建立有限元模型[3-17]。其中橋墩、梁、承臺采用空間6節點梁單元模擬。樁基礎采用6個不同方向的彈簧模擬，彈簧的剛度采用“m”法計算。動力計算時m的取值為靜力計算時的2倍，m最終取值為16 000 kN/m4。橋址處存在飽和液化砂土和粉土，計算時考慮8.0 m的液化深度。二期恒載等效為質量均勻地施加到主梁中。

6 雙曲面球型減隔震支座及黏滯阻尼器模擬及參數選取

雙曲面球型減隔震支座采用雙線性恢復力模型模擬，見圖3[18]。

圖3 雙曲面球型減隔震支座恢復力模型

黏滯阻尼器[1-2]通常由以下3部分組成：活塞、油缸、節流孔。黏滯阻尼器產生阻尼力的機理是：活塞存在前后壓力差，壓力差使油流過節流，從而產生阻尼力。通常情況下采用下式模擬阻尼力，F=CVα，其中:C為阻尼系數;V為阻尼器相對運動速度;α為速度指數，一般情況下α的取值為0.2～0.5。

對于雙曲線球型減隔震支座，增大支座下摩擦副半徑可以使減震效果加強，但是于此同時會增加墩梁相對位移。經過大量試算及綜合比選確定支座下摩擦副半徑為3.5 m，摩擦系數取值為0.03。

黏滯阻尼器阻尼系數C取值為2 000 kN/(mm/s)，速度指數α取值為0.3，阻尼器設計噸位為1 600 kN。

7 地震動輸入

根據(50+8×100+50) m連續梁場地安評報告提供的地震動參數。非線性時程分析時，輸入3條50年超越概率2%的水平加速度地震波。本文僅列出地震動反應最大的一條時程波結果。見圖4。

圖4 輸入時程波

8 結果分析及結論

結構的減隔震第一自振周期為3.26 s，表現為縱向漂移，見圖5。與非減隔震第一自振周期1.92 s相比，結構周期延長較多，雙曲面球型減隔震支座效應明顯。

圖5 減隔震第一自振周期

20～28號橋墩順橋向及橫橋向墩底地震反應見表2，根據計算結果發現采用雙曲面球型減隔震支座和黏滯阻尼器減隔震措施，可以使地震力平均分配到各個橋墩，從而使橋墩共同抗震。

罕遇地震作用下20～28號墩阻尼器縱向輸出力見圖6。根據計算，阻尼器最大輸出力1 612 kN，選定阻尼器的設計噸位為1 600 kN。

表2 20～28號墩地震反應

圖6 阻尼器縱向輸出力

罕遇地震作用下24號固定墩墩頂處墩梁縱向相對位移、墩頂處相對橫向相對位移見圖7。其中最大縱向墩梁相對位移為0.263 m，最大橫向墩梁相對位移為0.248 m，均控制在0.3 m之內。

圖7 固定墩墩頂相對位移

罕遇地震作用下24號固定墩黏滯阻尼器滯回曲線見圖8，黏滯阻尼器的滯回曲線比較飽滿，由此可見耗能明顯。

圖8 阻尼器滯回曲線

根據計算分析，橋墩及樁基在罕遇地震作用下，鋼筋應力均未超過315 MPa，橋墩及樁基處于彈性狀態；縱向及橫向墩梁相對位移控制在0.3 m以內。

(1)未使用雙曲面球型減隔震支座和黏滯阻尼器時，24號固定墩順橋墩底彎矩達到340 000 kN·m，其余橋墩墩底彎矩為24 000～40 000 kN·m，可見使用雙曲面球型減隔震支座和黏滯阻尼器可以使地震力平均分配到各個橋墩，從而使橋墩共同抗震。

(2)雙曲面球型減隔震支座和黏滯阻尼器聯合使用，可以保證地震作用下橋墩和樁基礎處于彈性工作狀態。

(3)雙曲面球型減隔震支座和黏滯阻尼器聯合使用，順橋向和橫橋向減隔震效果明顯，為其他高烈度地震區長聯大跨連續梁的抗震設計提供參考。

[1] 范立礎.橋梁抗震[M].上海：同濟大學出版社，1997.

[2] 葉愛君，管仲國.橋梁抗震[M].北京：人民交通出版社，2011.

[3] 朱鵬志，夏培華.大跨長聯連續梁橋縱向減隔震設計研究[J].安徽建筑，2012，19(4)：107-109.

[4] 劉毅.大跨長聯鐵路連續梁橋抗震分析[J].四川建筑，2015(2)：121-123.

[5] 方志，王飛，張志田，等.黏滯阻尼器參數對大跨度橋梁抗震性能影響研究[J].公路交通科技，2009(1)：73-78.

[6] 李健寧，虞廬松.液體黏滯阻尼器配合雙曲面球型支座在大跨連續梁橋中的減隔震研究[J].蘭州交通大學學報，2016，35(1)：94-99.

[7] 楊喜文，李建中，雷昕弋.多孔大跨度連續梁橋減隔震技術應用研究[J].中國公路學報，2010，23(6)：58-65.

[8] 宋連鋒，孫良鳳，袁佩.安慶長江大橋黏滯阻尼器參數分析[J].城市道橋與防洪，2013(5)：77-80.

[9] 栗恒斌.黏滯阻尼器在長聯大跨連續梁橋抗震設計中的應用[J].國防交通工程與技術，2010(3)：52-54.

[10] 夏修身，崔靚波，陳興沖.超長聯大跨連續梁橋摩擦擺支座隔震研究[J].工程力學，2014，32(S1)：167-171.

[11] 吳陶晶，李建中，管仲國.減隔震裝置作用機理及其在大跨度連續梁橋中的應用[J].結構工程師，2009，25(4)：102-107.

[12] 郭磊，李建中，范立礎.大跨度連續梁橋減隔震設計研究[J].土木工程學報，2006，39(3)：81-85.

[13] 劉宇，王爽.基于摩擦擺式減隔震支座的大跨徑連續梁橋抗震性能研究[J].工程建設與設計，2017(8)：103-105.

[14] 張常勇，鐘鐵毅，季文剛.鐵路連續梁橋橫向減隔震支座參數研究[J].中國鐵道科學，2011，32(4)：19-23.

[15] 逯久喜，逯宗典，王琦，等.摩擦擺式抗震支座在大跨鐵路橋梁中的應用[J].國防交通工程與技術，2012，10(4)：75-77.

[16] 王淑濤，劉兆光，胡盛.減隔震技術在大跨度預應力混凝土連續梁橋設計中的應用[J].公路，2011(7)：152-156.

[17] 項敬輝，馮克巖.摩擦擺式支座在橋梁抗震中的效應分析[J].華東公路，2016(6)：29-31.

[18] 鄧繼華，陳鋮.大跨度連續梁橋的延性和減隔震設計[J].交通世界，2017(S1)：95-96.