巴溪洲景觀聯絡橋抗震優化設計

張 康

(武漢理工大學 交通學院,湖北 武漢 430063)

0 引 言

梁拱組合橋兼顧了拱橋和梁橋的受力特點，其造型優美，受力合理，大大提升了橋梁的跨越能力，被廣泛用于各種跨河工程之中。隨著橋梁跨徑的增大，橋梁的橫向穩定的問題越來越突出，可以通過提籃拱的形式使得橋梁的橫向穩定性得到提高[2]，但對于寬跨比特別小的橋梁，在地震橫波的作用下，其橫向穩定問題更為突出，本文主要以巴溪洲景觀聯絡橋為工程背景，對該橋在抗震方面做一些優化設計。

1 工程概況

1.1 計算模型

路線設計起點位于長沙大河西先導區瀟湘大道西線與巴溪大道交匯路口，設計終點接于巴溪洲上規劃道路環島銜接點，路線全長523.5 m，其中本工程實施范圍為橋梁范圍(橋長345.5 m)，橋面寬度9.5 m。布置為：1.5 m(人行道)+6.5 m(車行道)+1.5 m(人行道)。主橋孔跨布置為(50+180+50)=280 m；本橋主跨上拱肋結構為全焊提籃式鋼箱拱，鋼拱肋拱軸線立面采用懸鏈線，拱軸系數為1.8，跨徑142 m，矢高24.894 m，拱肋截面內傾角為8°。拱肋鋼材材質為Q345qC。該橋計算模型如圖1所示。

圖1 計算模型

1.2 地震參數

根據國家質量技術監督局2001年2月2日發布的《中國地震動參數區劃圖》(GB 18306-2001)，本路段地震動峰值加速度為0．05g，地震動反應譜特征周期為0.35 s,相對應地震基本烈度為Ⅵ度。設計地震分組為第一組，場地土類型為中軟土，場地類別為Ⅱ類，屬于抗震不利地段，場地地基穩定性一般。設計抗震要求：設計地震基本烈度為6度，地震基本加速度值為0.05g。

根據《建筑抗震設計規范》(GB 50011-2010)規范，結合該橋的抗震要求，設計地震波數據圖，如圖2所示。

圖2 反應譜函數

反應譜荷載工況分為2種：橫向+豎向地震波、縱向+豎向地震波。研究在地震波作用下橋梁的振動荷載響應情況。

2 自振特性分析

自振特性分析是結構動力分析的基礎，它反映了橋梁的上部結構、下部結構、支座和質量分布以及阻尼特性，對結構的地震響應有很大影響。本模型計算中，取前10階自振頻率，見表1。

表1 橋梁自振特性

考慮橋梁的橫向穩定性，需研究橋梁的橫向振動，著重研究該橋的2階、4階、8階橋梁自振頻率，振型圖如圖3～圖5所示。

圖3 2階振型圖

圖4 4階振型圖

圖5 8階振型圖

考慮橋梁的縱向穩定性，需研究橋梁的縱向振動，著重研究該橋的1階、3階、6階橋梁自振頻率，振型圖如圖6～圖8所示。

圖6 1階振型

圖7 3階振型

圖8 6階振型

3 拱內傾角改變差異性分析

3.1 拱內傾角改變對橫向振型頻率分析

該橋梁初步設計為8°內傾角，進行對比時，以1°為變化單位，分別建立5°到9°共5種模型，研究傾角變化對該橋梁自振特性的影響以及地震荷載的響應情況,其中著重研究2階、4階、8階頻率，如圖9～圖11所示。

圖9 2階頻率

圖10 4階頻率

圖11 8階頻率

由此可見，當提籃拱內傾角增大，橫向自振頻率逐漸增大，提籃拱的橫向穩定性逐步提高，尤其是低階頻率表現得更加明顯，當傾角由5°增長到9°時，2階自振頻率增大33.3%，4階頻率增大18.2%，高階頻率變化不明顯，但也呈現增大趨勢，8階增大1.2%。

3.2 拱內傾角改變對縱向振型頻率分析

在改變拱內傾角時，既要考慮橫向面外剛度的提升，也要考慮拱的面內穩定性的改變。這里研究1階、3階和6階自振情況，1階和6階是拱內和橋面面內反對稱振動，3階是拱內和橋面面內對稱振動。依次計算拱內傾角的改變對拱橋面內穩定性的影響，結果如圖12～圖14所示。

圖12 1階頻率

圖13 3階頻率

圖14 6階頻率

由計算數據可得，拱內傾角的改變，對縱向的穩定性的影響變化在0.5%之內，基本保持不變，橋梁的縱向剛度與傾角關系不大。

3.2 靜力荷載響應

靜力荷載主要考慮橋梁自重和吊桿拉力作用，研究傾角的改變、提籃鋼拱壓應力的變化情況，鋼拱壓應力的變化反映了鋼拱承載能力的改變，壓應力越小，截面不變的情況下，鋼拱的承載能力越大。鋼拱在靜力荷載的作用下，壓應力分布如圖15所示。

圖15 鋼拱應力分布圖

隨著傾角的改變，鋼拱的最大壓應力變化如圖16所示，橫坐標表示為內傾角(°)，縱坐標為壓應力(MPa)。

圖16 壓應力傾角關系圖

可見，傾角的增大，拱的壓應力略微降低，從5°增大到9°，壓應力降低了4.09%，拱的承載能力得到了提升。

3.4 地震荷載響應

用振型疊加法進行地震時程分析的方法，時程荷載工況分為2種：橫向+豎向地震波，縱向+豎向地震波。地震與水平地面加速度的角度為0。地震荷載對橋梁產生的應力整體分布如圖17、圖18所示。

圖17 橫向+豎向地震波

圖18 縱向+豎向地震波

以地震荷載對鋼拱肋產生的應力和位移為研究對象，隨著傾角的改變，橫向地震波對橋梁橫向剛度的影響如圖19所示，縱向地震波對橋梁縱向剛度的影響如圖20所示。

圖19 橫波應力曲線

圖20 縱波應力曲線

在橫向地震波的作用下，鋼拱肋的最大壓應力由11.58 MPa增大到了14.06 MPa，增大了21.4%。傾角的增大，拱的橫向剛度增大，橫波作用產生的地震荷載增大。

在縱向地震波的作用下，鋼拱肋的最大壓應力由8.866 MPa略微減小到8.374 MPa，減小5.5%。傾角的增大，拱的縱向剛度基本不變，縱波作用產生的應力基本不變。

4 優化方案

由靜力荷載分析和地震荷載分析可知，在鋼拱和混凝土拱的結合段，由于混凝土拱剛度遠大于鋼拱，應力在結合處較為集中，這對鋼拱的受力不利，尤其是在橫向地震波的影響下，鋼拱起拱處應力較大，為削弱這種不利影響，需對原設計模型(圖21)進行優化。

圖21 原設計模型

通過以上的計算分析，提籃拱的內傾角增大，橫向剛度增大，拱的承載能力也略微增大，優化措施如下：①將原設計方案為內傾角8°，修改為9°;②對風撐進行優化設計，由原來的“一”字形風撐，改為“X”形風撐；③為消除混凝土拱和鋼拱結合處剛度突變的問題，將鋼拱起拱處與“X”形風撐連接段的鋼拱灌注混凝土，形成鋼箱混凝土組合截面；④在“X”形風撐處設置短橫梁，形成抗震吸能裝置，可有效地降低地震荷載對鋼拱的沖擊破壞。優化后的設計模型如圖22所示。

圖22 優化后的設計模型

措施①②的設計，使得提籃拱后的設計產生的橫向振型頻率變化情況，見表2。

表2 自振頻率對比

措施③的設計，使得拱的剛度較為平穩地過渡，拱的靜力荷載在灌注段由鋼拱+混凝土共同承擔，整個鋼拱最大應力幅值由84 MPa降低至79 MPa。

地震沖擊荷載下，對比圖17和圖18，采取措施③鋼拱的應力更加均勻，最大應力的幅值基本不變，地震荷載作用下，應力分布情況，如圖23、圖24所示。

圖23 橫向+豎向地震波

圖24 縱向+豎向地震波

措施④具體構造如圖25所示。

圖25 減震風撐設計圖

措施④的減震設計中，在“X”形風撐與主拱連接處設置短橫梁，讓地震的最大沖擊應力15.5 MPa出現在短橫梁處，形成整個橋梁的“薄弱”環節，優先在強震下塑性變形，吸收振動的能量，破壞維護成本低，便于震后修復，保護了主拱肋的安全。

5 結 論

本文通過實際項目，對小寬跨比的提籃拱橋進行了抗震優化設計，體現了內傾角和風撐對全橋橫向剛度的影響，對鋼混結合段剛度突變導致的應力集中進行了優化。

(1)提籃拱內傾角的增大，全橋橫向振型頻率增大，橫向剛度增大，縱向剛度受到傾角的影響很小。

(2)“X”形風撐相比“一”字形風撐，橫向振型頻率增大，較大的內傾角有利于增加拱橋橫向剛度。

(3)對鋼混結合段的剛度突變，可局部灌注混凝土至風撐位置，有效地實現剛度的順利過渡，整個鋼拱的受力更加均勻合理，也有利于鋼拱的穩定。

(4)對不良地質的橋梁，可以在橫撐處設置抗震吸能裝置，吸能裝置的彈性和塑性應變將吸收大量的地震能量，其震后維修成本低。