基于摩擦擺支座和鋼阻尼器的大跨度預應力連續梁橋支座抗震應用分析

劉俊旺

（天津高速公路集團有限公司，天津 300000）

0 引言

隨著我國基礎設施的不斷完善，公路改擴建工程如火如荼，其中，大跨徑混凝土連續箱梁抗震技術得到廣泛應用。在此過程中，減隔震技術和被動控制技術以及主動控制技術、混合控制技術等都在不斷地提升、完善。相關理論依據顯示[1]，串聯體系如果搭配加權體系并達到最優效果，可以有效提升橋梁的抗震效果。

吳文朋等[2]曾通過易損性分析來研究橋梁參數對于橋梁結構抗震程度是否呈正相關，結果顯示，初始橋梁剛度和橋梁系統的抗震性呈現正相關。

劉釗等[3]通過IDA 方法，評估證明減隔震支座體系的橋墩損壞率比普通降低50%。摩擦擺支座具有自身的特性，即它的圓弧滑動面可以自動復位。這一特性不僅可以極大程度地降低隔震支座的位移，讓它在震后迅速復原。

本研究以濱海地區某高速公路跨河大跨徑連續梁為研究對象，對JZQZ 摩擦擺錘式減隔震球型支座和鋼阻尼器抗震進行分析，評估減隔震支座力學性能，同時建立有限元模型，對摩擦擺支座在今后的應用提出了建議。

1 基于摩擦擺支座和E 型鋼阻尼器的橋梁抗震性能分析

某跨河大橋為3 跨變截面預應力混凝土連續箱梁，橋型布置為(100+160+100)m，采用左、右兩幅的分離式雙線橋設計，左、右線均采用單箱單室變截面連續箱梁。箱梁底寬為6.25m，中間支點處梁高9.5m，跨中處梁高3.5m，梁底曲線采用1.8 次拋物線。跨支點處梁高9.5m（與跨徑的比值為1/16.84），跨中梁高3.5m（與跨徑的比值為1/45.71），梁高按1.8 次拋物線變化。主橋下部主墩采用12.45×5m 的圓端形實體墩，基礎為24φ1.8m 鋼筋混凝土鉆孔群樁。邊墩為9.85×3.6m 的圓端形實體墩，基礎為8φ1.5m 鋼筋混凝土鉆孔群樁。根據《中國地震動參數區劃圖》，本段工程場地地震基本烈度為7 度，地震動峰值加速度為0.15g。橋梁抗震設防分類為B 類，按8 度采取抗震設防措施。

以采用必要的措施使其能夠在地震作用下具有良好的減隔震效果為目的，對摩擦擺支座、E 型鋼阻尼器對大跨徑混凝土連續箱梁的影響進行研究、實際驗證及測試。

1.1 JZQZ 摩擦擺錘式減隔震球型支座設計

1.1.1 根據該橋特點，采用摩擦擺支座與E 型鋼阻尼器相結合的減隔震設計。主要參數如表1 所示。

表1 摩擦擺支座與E 型鋼阻尼器相結合的減隔震設計參數

摩擦擺支座的曲率半徑R=4.0m 時，摩擦擺系統的隔震周期為：。支座擺動時，大橋主橋體系的周期為：T＝（T12＋T'2）1/2＝4.17s，約為隔震前結構自振周期（1.29s）的3.2 倍。

1.1.2 E 型鋼阻尼器設計技術參數為：固定墩上安裝4 個E型鋼阻尼器將主墩與主梁進行連接，阻尼器型號為125t，位移量為350mm。

1.2 結構分析內容及模型

本次分析目的是檢驗E1 地震作用下橋梁、墩身、JZQZ 摩擦擺錘式減隔震球型支座是否處在彈性范圍，得出支座限位力；檢驗E2 地震作用下JZQZ 摩擦擺錘式減隔震球型支座減隔震效果，以及橋梁、墩身受力情況，得出摩擦擺支座位移量。

具體的做法是：選用合適的地震波（E1：50 年63%概率；E2：50 年2%概率）進行時程分析。在E1 工況下，JZQZ 摩擦擺錘式減隔震球型支座處于彈性狀態，因此結構模型按常規結構計算，支座采用普通連接單元模擬；通過計算得出墩頂剪力作為支座的限位力。在E2 工況下，JZQZ 摩擦擺錘式減隔震球型支座的限位裝置被剪斷，結構模型采用摩擦擺單元模擬；計算摩擦擺在地震作用下的滯回位移，得出支座設計位移量。

橋梁箱型梁體被劃分為若干個梁單元，橋墩被劃分為10 個梁單元，橋梁有限元模型如圖1 所示。主梁采用beam 單元，截面采用其變截面；支座布置E1、E2 設置不同，詳見后面介紹。在計算中，以設計單位提供梁及墩圖紙進行建模，以二期恒載作為質量附屬于所建模型的節點上；在建立質量矩陣時直接將其荷載轉化成質量。在地震響應分析中，樁基剛度按照承臺底固結處理。

圖1 橋梁有限元模型

1.3 抗震分析結果

考慮了縱向地震和橫向地震，地震波采用的是50 年概率63%。E1 縱向地震線性時程分析：該工況下，地震加速度峰值PGA=0.57m/s2，約為0.058g，地震力很小，因此橋梁、橋墩、樁基、摩擦擺支座仍然處在線性狀態；橋梁縱向地震力僅由固定墩承擔，其余墩僅承擔自身慣性力。通過計算邊墩摩擦擺支座縱向地震力下位移量，三條地震波分別為：282mm、323mm、277mm；支座最大水平為684kN，還不足支座噸位的10%。

表2 僅給出E2 橫向地震時各墩受力，各墩受力均比較小，中墩最大墩頂剪力僅為10188kN。通過計算橫向地震摩擦擺支座需要的位移量為340mm。

表2 橫向地震各墩受力情況（單位：kN、m）

根據《公路橋梁抗震設計規范》（JTG/T 2231-01—2020）的要求建立有限元模型，然后分別計算E1 工況地震響應及E2 工況地震響應，得到以下結論：

（1）E1 工況下依靠JZQZ 摩擦擺錘式減隔震球型支座的限位裝置抵抗地震力不可行，因為固定墩E1 地震下縱向力高達20185kN，超出墩身、樁基承載能力。故摩擦擺支座限位力為支座噸位的10%，可以滿足汽車制動力、溫度等常規荷載。

（2）E2 工況下，JZQZ 摩擦擺錘式減隔震球型支座發揮減隔震作用，減小橋墩的最大彎矩及墩底的剪力，墩頂水平力、墩底彎矩受力很小，減隔震效果理想。

（3）通過計算，在固定墩上設置4 個125t E 型鋼阻尼器，摩擦擺支座縱向位移需要±315mm。橫橋向沒有設置E 型鋼阻尼器，橫向位移需要±340mm，縱向位移小于橫向位移，是因為設置在固定墩的E 型鋼阻尼器發揮了作用。

（4）JZQZ 摩擦擺錘式減隔震球型支座利用球面提供回復力，使地震后橋梁自動復位。

2 摩擦擺減隔震支座力學性能分析

支座的豎向設計承載力分2 級：15000kN、70000kN，以70000KN 為例，對支座主要零件關鍵部位的設計進行計算，其中一部分結果如下。

2.1 耐磨板、球面耐磨板參數計算

本支座取1540mm，滿足設計要求。

（2）耐磨板的厚度h：按標準要求h 取7mm。

2.2 球冠襯板的參數計算

（1）球冠襯板的轉動曲率半徑SR：依據國外球型支座的經驗取值：1.2·d ≤SR ≤2.8·d，1.2×1400 ≤SR ≤2.8×1400，1680 ≤SR≤3920，本支座取1830mm，滿足設計要求。

（2）球冠襯板的隔震曲率半徑SR1：按設計要求SR1 取4m。

（3）球冠襯板外圓直徑dc：

dc=2·SR·θ+d=2×1830×0.02+1400=1436.6，本支座取1780mm，滿足設計要求。

2.3 剪斷裝置中銷釘的參數計算

本支座取30mm，滿足設計要求。

2.4 摩擦擺減隔震結構的水平剛度計算

滿足設計要求。

2.5 混凝土局部承壓應力檢算

滿足設計要求。

結果顯示，大橋用15000kN 和70000kN 的摩擦擺支座各項參數設計，經過檢算后均能滿足性能指標要求，結構設計合理，性能穩定，符合有關標準的規定。

3 摩擦擺減隔震支座有限元分析

3.1 有限元模型

本分析以70000kN 支座為例，校核70000kN 摩擦擺減隔震球型支座強度是否滿足設計要求。為了精準模擬支座彈性支撐邊界，支座上下兩面建立了60mm 厚的混凝土塊，荷載（70000kN）施加在上混凝土塊的上表面上；約束下混凝土下表面垂直方向位移并固定其中心點，并在對稱面處施加對稱邊界。

本模型是微量相對滑動，所以部件間的接觸都設置成不分離。

3.2 計算結果

（1）整體受力狀態：整體應力較大的區域分布在上支座板的外側及下支座板的中心區域，最大應力為94MPa，整體結構在豎向力下的位移為0.36mm。

（2）上支座板受力：上支座板等效應力在環耐磨板區域出現最大值，最大值為94MPa，從環耐磨板區域向兩邊逐漸遞減。

（3）耐磨板受力：耐磨板等效應力分布圖如圖2 所示。

圖2 耐磨板等效應力云圖

（4）球冠襯板受力：球冠襯板中心區域受力均勻，最大等效應力為58MPa。

（5）下支座板受力：下支座板等效應力在中心區域出現最大值，最大值為76.3MPa，從中心區域向兩邊逐漸遞減，具體如圖3。

圖3 下支座板等效應力云圖

通過以上的分析結果可見：70000kN 摩擦擺減隔震球型支座各部件受力狀況良好，結構設計合理，滿足設計要求，符合有關標準規定。

4 結論

本研究成果可以廣泛應用于同類橋梁設計施工中，并因其易于推廣、應用范圍廣闊而具有良好的社會和經濟效益。目前國內外對摩擦擺支座的研究取得了不菲的成果，然而該工作仍然有很多問題亟待解決，比如實際工作中具體的壓力、溫度都會對數據造成影響，技術應用及創新仍任重道遠。