主跨178 m預應力混凝土連續箱梁橋抗震性能研究

羅 致

(廣東省交通規劃設計研究院集團股份有限公司,廣東 廣州 510507)

0 引 言

我國是地震的多發國家,近20年來,曾經發生過汶川地震、玉樹地震、雅安地震等多次地震災害。橋梁是交通生命線的樞紐工程,特別是長聯、大跨的橋梁,一旦在地震中遭受破壞,將導致巨大的經濟損失,且由于震后修復困難容易引發次生災害[1,2]。大跨徑預應力混凝土連續梁橋具有結構剛度大、變形小、造價經濟等優點[3,4],但同時由于其上部結構自重大,在地震作用下相對其他橋型將容易引起更大的地震響應,需特別注重其抗震設計。國內對于常規的連續梁橋的抗震性能[5,6]乃至大跨度鋼結構連續梁橋[7]、魚脊式變高連續梁橋[8]等多種結構均有所研究,但少有接近預應力混凝土連續梁橋跨徑極限的橋梁的相關案例。本文以主跨178 m的預應力混凝土連續箱梁橋為例,研究其抗震性能,旨在為同類型橋梁抗震設計提供參考與借鑒。

1 工程背景

1.1 工程概況

廣東某高速主橋為變截面預應力混凝土連續箱梁橋,橋長379 m,跨徑布置(100.5+178+100.5)m,兩側引橋為30 m跨簡支預制混凝土小箱梁。主橋主梁寬20.5 m,跨中梁高4.2 m,支點處梁高11 m。主墩為15×4 m的實心板墩,邊墩為帶蓋梁的雙柱式橋墩,基礎均為群樁基礎。該橋主墩支座噸位高達11 000 t,上部結構重量極大。如圖1～圖3所示。

圖1 橋型布置圖(單位:cm)

圖2 主梁中支點斷面(單位:cm)

圖3 主墩及其基礎平面布置(單位:cm)

1.2 抗震設防標準及目標

根據《公路橋梁抗震設計規范》[9],橋梁采用兩水平設防、兩階段設計的抗震設計思想,抗震設防類別為A類,采用50年10%(E1地震)和50年2.5%(E2地震)兩種超越概率地震動進行抗震設防,設防目標為E1地震下結構總體反應在彈性范圍,基本無損傷,可正常使用;E2地震下可發生局部輕微損傷,不需修復或經簡單維修可正常使用。根據以上設防目標,提出不同設防水準下橋梁抗震具體性能要求見表1。

表1 不同抗震設防水準下性能要求

1.3 地震動輸入

根據相關地震安評報告,本工程場地地震基本烈度為Ⅶ度,場地類別為Ⅲ類,阻尼比0.05的場地水平向加速度反應譜按以下公式確定。豎向地震作用則考慮為水平向的0.65倍。

式中各參數取值見表2。

表2 不同概率水準下地震動主要參數

由以上公式及參數所得反應譜曲線如圖4所示。

圖4 場地設計水平向地震動加速度反應譜

在進行結構非線性動力時程分析時,則選用譜擬合結果與設計反應譜基本一致的時程曲線作為地震動輸入。根據規范,用7條時程波的地震響應結果的平均值作為最終地震分析結果。

2 計算模型及動力特性

2.1 空間動力模型

采用SAP2000有限元程序建立空間動力模型,考慮主橋前后各一跨引橋作為邊界聯。主梁、橋墩及蓋梁均采用梁單元進行模擬,二期恒載等考慮點、線荷載作用于梁單元;分析時考慮P-△效應對主墩、過渡墩的影響;承臺視為剛體,質量堆積在承臺質心;樁基考慮樁土相互作用,采用承臺底六個自由度的彈簧剛度進行基礎模擬,等代土彈簧的剛度采用m法[10]進行計算。有限元模型如圖5所示。

圖5 空間動力有限元模型

2.2 約束體系及支座模擬

設置如表3所示兩種墩梁約束體系進行對比分析。其中體系1為常規的連續箱梁橋約束體系布置,所有橋墩橫向固定,縱向僅設置一個主墩固定,其余均縱向活動;體系2則考慮于墩梁之間設置雙曲面球形減隔震支座。[11]

表3 主橋約束體系

雙曲面球形減隔震支座除具有承受豎向荷載及各向轉動的功能外,還具有水平向減隔震的功能。在正常使用工況下,通過設置水平限位板(或剪力釘),能實現指定方向固定。在較大地震作用荷載下,縱、橫向支座限位板(或銷釘)發生剪斷,約束體系由固定轉換為活動。支座在克服摩擦力滑動后,由于曲面摩擦副的影響,在自身重力的作用下,仍有一定的恢復力。雙曲面球形減隔震支座的恢復力模型如圖6所示。圖中,Fy為屈服力;Dy為屈服位移;Dd為最大位移量;K1為屈服前剛度,K1=Fy/Dy;K2為屈服后剛度;Keff為等效剛度,Keff=[Fy+K2(Dd-Dy)]/Dd。

圖6 雙曲面球形減隔震支座恢復力模型

2.3 結構動力特性

分析和認識橋梁的動力特性是進行抗震性能分析的基礎,表4、表5中列出了兩種約束體系下該橋的前7階振型特征。

表4 體系1主橋振型特征

表5 體系2主橋振型特征

表6 不同地震作用下主墩關鍵截面地震內力

由表4、表5對比可知,采用減隔震支座后,主梁縱、橫向振動所對應的周期均有所增大,且前7階尚未出現橋墩振動的振型,可知減隔震支座能有效延長結構周期,減少上部結構傳遞到下部結構的內力,進而達到減小下部結構地震響應的目的。

3 地震響應分析

對結構進行非線性時程分析,得到E2地震下體系1的29#墩墩底縱、橫向地震彎矩為818 662kN·m、937 994kN·m;體系2的29#墩墩底縱、橫向地震彎矩為111 451kN·m、164 474kN·m。可知采用雙曲面球形減隔震支座后,能有效降低下部結構的地震內力,是合理的抗震體系。下面僅對采用雙曲面球形減隔震支座后的結構進行地震響應提值。

根據主橋抗震性能目標,采用雙曲面球形支座后,考慮E1地震下,所有橋墩保持橫向固定,縱向僅29#墩固定,其余均縱向活動,約束情況與體系1相近;E2地震下,支座銷釘發生剪切失效,所有橋墩變為雙向活動,充分發揮雙曲面支座減震耗能的作用,約束情況與體系2相同。各關鍵截面及支座地震響應見6、表7。

表7 不同地震作用下各墩支座位移與剪力

由以上表中E1、E2地震響應結果對比可知:

(1) 雖然E2地震輸入較大,但由于支座剪切失效后能有效減震耗能,所以在主墩墩底截面橫橋向地震輸入下,及縱向固定墩縱橋向地震輸入下,E2地震地震軸力及彎矩均小于E1地震。

(2) 對于單樁最不利截面,E2地震作用下軸力同樣小于E1地震,但地震彎矩在E1、E2下作用值相當,這是由于墩底截面彎矩傳遞至樁基后大部分彎矩轉化為單樁軸力所致。

(3) 由于支座約束減弱,E2地震下支座位移更大,但支座變形值最大僅為106mm,支座變形值較小。

(4) 28#、29#主墩在E2地震下雖約束相同,但由于29#墩墩高相對較高,導致其墩底彎矩相對較大。

4 抗震性能驗算

4.1 截面驗算方法

橋墩和樁基礎截面的抗彎能力(強度)采用纖維單元法進行分析,將截面混凝土根據需求劃分為纖維單元束,而單根鋼筋則作為一個纖維單元,對已劃分截面進行彎矩-曲率分析,進而得彎矩-曲率曲線,如圖7所示。

圖7 彎矩-曲率曲線

圖7中,My0為截面初始屈服彎矩,為截面最外層鋼筋首次屈服時對應的彎矩,因此當地震彎矩小于My0時,整個截面保持彈性,可認為其滿足E1設防水準下抗震性能目標的要求;My為截面等效屈服彎矩,是把彎矩-曲率曲線等效為圖7中所示立項彈塑性雙線性模型時得到的屈服彎矩值,當地震彎矩小于My時,混凝土保護層完好,且地震后裂縫一般可以閉合[4],因此,當地震彎矩小于等效屈服彎矩時,可認為其滿足E2設防水準下抗震性能目標的要求。

4.2 關鍵截面驗算結果

根據地震相應分析結果,對橋墩和樁基關鍵截面進行抗震性能驗算。采用Ucfyber對橋墩和樁基關鍵截面建立纖維單元模型,分別求出其材料強度設計值下的初始屈服強度My0及材料強度標準值下的等效屈服強度My。根據表1中的性能目標,當其地震響應小于初始屈服強度My0時,可認為結構反應在彈性范圍;地震響應小于等效屈服強度My時,可認為結構僅發生局部輕微損傷。[9]主要驗算結果見表8。

表8 主墩關鍵截面抗震承載能力驗算結果

由表8可知,當各構件采用上表所示配筋率時,其承載能力滿足相關規范要求。可知當采用了雙曲面球形減隔震支座后,各構件配筋率在一個合適的水平,即能實現表1中的抗震性能目標要求。

5 結 論

本文以主跨178m的變截面預應力混凝土連續箱梁橋為例,該結構具有結構剛度大、上部結構重量大的特點,研究其抗震性能,主要結論如下:

(1) 由振型分析,該結構采用雙曲面球形減隔震支座后,相比連續梁橋常規的約束體系,能有效延長結構周期,減少上部結構傳遞到下部結構的內力,達到減小下部結構地震響應的目的。

(2) 采用雙曲面球形減隔震支座后,根據抗震設防目標,由于E1地震下支座銷釘尚未剪斷,縱向設置單個固定支座,橫向全部橫向固定,將導致其固定方向主墩墩底地震內力大于支座發生剪斷后的E2地震。因此設計時注意重點關注E1地震下固定墩的承載能力驗算。

(3) 采用雙曲面球形減隔震支座雖能減小地震內力,但將導致支座位移增大,設計時應注意控制支座變形。在本文計算中,雖然上部結構重量較重,但支座變形值總體較小,最大僅為104mm,無須額外設置限位裝置控制位移。同時應注意,為實現性能目標,應合理設置支座剪斷力,確保其在E1地震作用下未發生剪斷。

(4) 在本文所述的場地條件(場地地震基本烈度為Ⅶ度,場地類別為Ⅲ類)下,采用雙曲面球形減隔震支座后,該橋下部結構各構件在較為常規的配筋率水平下,即能滿足抗震性能要求。