高速公路多聯連續梁橋隔震研究

李超, 牟江亭, 張宇, 田利

(1.山東大學 土建與水利學院,山東 濟南 250061; 2.山東高速工程建設集團有限公司,山東 濟南 250014)

高速公路橋梁是重要的交通生命線,具有多聯、長跨的特點,地震下一旦出現破壞極易導致交通中斷從而影響災區地震后的救援[1-2]。為了減輕橋梁震害,一般在橋墩與主梁間設置隔震支座,從而減小地震力對橋墩的作用,達到提高整體結構抗震效果的目標[3]。常用的隔震支座有:多層橡膠隔震支座、鉛芯橡膠支座、高阻尼橡膠支座、摩擦擺支座等,其中,鉛芯橡膠支座和摩擦擺支座因其優秀的力學性能和可靠性,在中小跨徑混凝土梁橋中得到廣泛應用[4-5]。目前,我國在橋梁隔震方面已取得了較為豐富的研究成果。臺玉吉等[6]采用非線性時程分析法分析了不同減隔震支座對大跨連續梁橋抗震性能的影響,以及各支座滯回曲線和累計耗散能量。劉志華等[7]通過振動臺試驗,分析了采用鉛芯橡膠支座的混凝土連續梁橋在不同地震波及峰值加速度作用下的自振頻率、支座變形及墩頂位移和加速度等的變化規律。李悅等[8]通過對不同溫度下墩柱、支座及橋梁系統的地震易損性分析,獲得了溫度對鉛芯橡膠支座隔震橋梁抗震性能的影響。毛玉東等[9]以高烈度區某大跨度連續梁橋為工程背景,從摩擦擺支座對結構基本周期的變化和阻尼耗能的角度分析其減震機理和減震效果。楊喜文等[10]研究了摩擦效應和并聯阻尼器對摩擦擺支座隔震結果的影響。然而,上述研究大多只針對高速公路橋梁的某一聯進行分析,不計鄰聯相互作用或以簡化的形式進行模擬,與高速公路橋梁工程實際存在較大差異。

本文以京雄高速泗莊樞紐互通段某多聯連續梁橋為工程背景,建立全橋非線性有限元模型,分析了非隔震體系下(板式橡膠支座)各墩地震響應的差異。對比分析了鉛芯橡膠支座和摩擦擺支座隔震體系的隔震與耗能效果,并進行了參數化分析。最后,通過對支座布置形式的優化,在保證隔震率的同時改善橋墩受力不均勻問題。

1 工程概況與有限元模型

1.1 工程概況

本文選取京雄高速泗莊樞紐互通段某5聯16跨預應力混凝土連續梁橋工程,其跨徑布置為(3×30+3×40+4×30+3×30+3×30)m,全長510 m,橋墩編號為P1～P17,如圖1所示。主梁為預應力混凝土T梁,如圖2所示,其中第2聯梁高為2.5 m,其余聯為2.0 m。上部結構采用C50混凝土,蓋梁采用C40混凝土,橋墩采用C35混凝土,承臺和樁基礎采用C30混凝土。橋梁主筋為HRB500、HRB400級鋼筋,箍筋為HPB300級鋼筋,預應力鋼束采用標準強度為1 860 MPa,公稱直徑為15.2 mm的鋼絞線。考慮非隔震與隔震2種情況,前者采用普通板式橡膠支座,后者考慮鉛芯橡膠支座和摩擦擺支座2種隔震支座。交界墩P1、P4、P7、P11、P14、P17分別設置2排共16個支座,中間墩每處設置8個支座,全橋共設置184個支座。

圖1 全橋布置

圖2 主梁截面示意(cm)

1.2 非線性有限元模型

本文采用Midas Civil軟件建立全橋非線性有限元模型,以縱橋向為X軸,橫橋向為Y軸,豎橋向為Z軸,如圖3所示。主梁、蓋梁、承臺、樁基礎均采用線彈性梁單元模擬。橋墩采用纖維梁單元以考慮橋墩的彈塑性行為,并模擬墩底塑性鉸的形成。樁基礎采用水平雙向分布彈簧模型模擬樁土相互作用,并采用m法[11]計算彈簧剛度,樁底固結。板式橡膠支座采用彈性連接模擬,鉛芯橡膠支座和摩擦擺支座采用一般連接中的滯后系統模擬。橋梁伸縮縫采用一般連接中的間隙單元,碰撞剛度采用軸向剛度法[12]計算。橋梁阻尼采用Rayleigh阻尼模型計算。

圖3 全橋有限元模型

橋址設計基本加速度為0.20g,場地類別為Ⅱ類,抗震設防烈度為8度。選擇3條具有代表性的天然地震波,分別為El Centro Site (1940),持時53.46 s,San Fernando (1971),持時61.84 s,James RD. El Centro (1979),并將峰值加速度統一調幅至E2地震強度(0.4g),沿縱橋向(X軸)輸入有限元模型。通過非線性時程分析法和直接積分法對橋梁進行響應分析,取3條地震波下的最大響應值作為最不利地震響應結果。

1.3 隔震支座原理

多自由度橋梁結構體系在地震作用下的運動方程[13]為:

(1)

從運動方程(1)可以看出,橋梁結構的抗震設計可以從改變結構的M、C、K方面入手,對結構在地震作用下的地震響應進行干擾或控制。隔震支座便是通過改變結構的剛度和阻尼來實現消能減震的目的,并使支座在地震時盡可能先于結構構件破壞,起到保護橋墩的作用。

2 多聯連續梁橋地震響應分析

2.1 多聯效應分析

圖4為全橋模型中E2地震激勵下的全橋各聯橋墩墩底剪力(合力)時程,從圖中可知,各聯橋墩墩底剪力(合力)時程曲線變化規律基本一致。其中,由于第2聯、第3聯整體跨度較大,導致其墩底剪力(合力)較其他幾聯更大。

圖4 全橋各聯橋墩墩底剪力(合力)時程

為明確多聯連續梁橋有限元分析在橋梁抗震分析中的必要性,以該橋梁的第2、3聯為目標聯,分別建立單聯、3聯(即目標聯與相鄰2聯)、5聯橋梁有限元模型,研究橋墩地震響應差異。由于地震作用下橋墩的剪力、彎矩與墩頂位移的變化規律基本相同,因此下文僅給出墩底剪力的響應結果,如圖5所示。

圖5 單聯與多聯模型地震響應對比

由圖5可知,同一聯中各墩受力不均勻,交界墩響應明顯大于中間墩,以交界墩P7為例,若以第2聯為基準,其幅約為20%左右,若以第3聯為基準,其增幅高達75%,這是因為交界墩為2聯的共用墩,受鄰聯相互作用,其受力更加不利,特別是當交界墩上部結構跨徑差異較大時。此外研究發現,3聯模型相較于單聯模型,各墩地震響應有所增加,特別是交界墩,增幅最為明顯。5聯模型相較于3聯模型,各墩地震響應仍有增加,但增幅有限。因此,多聯連續梁橋建模分析時至少需考慮目標聯的鄰聯,在算力允許的情況下,可以繼續考慮鄰聯的鄰聯。

2.2 隔震效應分析

對于采用隔震支座的橋梁,橋梁的非彈性變形和耗能主要集中于隔震支座,而橋墩基本仍處于彈性狀態。鉛芯橡膠支座是由普通的橡膠支座中央插入鉛芯構成,具有可有效延長橋梁周期,為橋梁振動提供良好滯回耗能性能的優點。摩擦擺支座是一種滑動摩擦擺型支座,通過鐘擺原理實現隔震功能,具有隔震效果明顯、自復位能力強的優點。

全橋隔振體系下,將所有板式橡膠支座替換為隔震支座。其中,鉛芯橡膠支座型號為:Y4Q620×620,支座承載力為2 700 kN,最大容許位移75 mm,鉛芯屈服力為142 kN,屈服前剛度為13.1 kN/mm,屈服后剛度為2.0 kN/mm,水平等效剛度為2.8 kN/mm,等效阻尼比0.166。摩擦擺支座,型號為JZQZ2.5SX、JZQZ2.5DX、JZQZ2.5GD,靜摩擦系數0.04,動摩擦系數0.02,曲率半徑2 m,支座最大容許位移100 mm。

研究發現,聯內各橋墩地震響應變化規律基本一致,取第2聯P4墩為研究對象,E2地震激勵下隔震連續梁橋與非隔震連續梁橋墩底剪力與墩梁相對位移結果對比如圖6所示。

圖6 隔震橋梁與非隔震橋梁地震響應對比

從圖6(a)中可以得出,采用不同隔震支座時,橋墩內力時程曲線整體變化規律一致的。在E2地震激勵下,鉛芯橡膠支座與摩擦擺支座相較于板式支座均有一定隔震作用,墩底剪力分別減少了32.8%、39.6%,隔震效果相近。此外,從圖6(b)中可以看出,鉛芯支座還可有效減小地震激勵下墩梁相對位移,防止橋梁發生落梁、碰撞破壞等問題;而設置摩擦擺支座后的橋梁在地震作用下墩梁相對位移大幅度增加,約為板式橡膠支座的2倍。因此,對墩梁相對位移有一定要求時,建議采用鉛芯橡膠支座,如果采用摩擦擺隔震支座,應注意配合相應的限位措施。

2.3 隔震支座耗能分析

為研究隔震支座在不同強度地震下的適用性,通過峰值加速度調幅的方式將地震波調至E1地震強度(0.2g),將E1地震激勵下的橋梁響應與E2地震激勵進行對比。

在結構抗震分析中,滯回曲線最能直觀地反映隔振支座的耗能能力。E1與E2地震下2種隔震支座滯回曲線如圖7所示。E1地震下,鉛芯橡膠支座滯回曲線包絡面積較小,其耗能、隔震效果低于摩擦擺支座。E2地震下鉛芯橡膠支座滯回曲線包絡面積變得飽滿,遠大于摩擦擺支座,耗能、隔震效果更好。所以,當橋梁抗震設防主要以小震為主時建議優先選用摩擦擺支座,以大震為主時優先選用鉛芯橡膠支座。

圖7 地震激勵下隔震支座滯回曲線

3 支座參數對連續梁橋地震響應影響

隔震支座型號繁多,研究隔震支座參數對橋梁減隔震性能的影響具有重要意義。下文以第2聯為研究對象,對隔震支座的隔震效果進行參數化分析。

3.1 鉛芯隔震支座參數化分析

根據規范[14]可知,影響鉛芯橡膠支座性能的主要因素有屈服前剛度(即彈性剛度)、屈服強度、屈服后剛度。

3.1.1 屈服前剛度的影響

將鉛芯隔震橡膠支座的屈服前剛度分別設置為7.1、10.1、13.1、16.1和19.1 kN/mm時分別計算橋梁結構的地震響應,得到不同屈服前剛度下墩底剪力峰值及主梁位移峰結果如圖8所示。

圖8 不同屈服前剛度墩底剪力及主梁位移峰值

由圖8(a)可知,隨著鉛芯支座屈服前剛度的增加,墩底剪力均逐漸減小,但趨勢有所放緩,各墩下降幅度基本一致。由圖8(b)可知,隨著鉛芯橡膠支座的屈服前剛度增加,主梁位移均迅速減小;其中交界墩P4、P7的下降幅度明顯大于中間墩。這是由于鉛芯橡膠支座的屈服前剛度的增加增大了支座的滯回曲線面積從而小幅增強了耗能能力,故而減小了橋墩響應;同時,支座的屈服前剛度的增加增強了墩梁之間的連接從而加強了鄰聯相互作用,故而減小了墩梁相對位移,尤其是交界墩處。

3.1.2 屈服強度的影響

將鉛芯橡膠支座鉛芯屈服力設置為82、112、142、172和202 kN時分別計算橋梁地震響應,得到不同鉛芯屈服力下墩底剪力峰值及主梁位移峰值結果如圖9所示。

圖9 不同屈服強度下墩底剪力及主梁位移峰值

由圖9(a)可知,隨著鉛芯橡膠支座鉛芯屈服力的增加,墩底剪力均呈現增加的趨勢,各墩增幅基本保持一致。由圖9(b)可知,主梁位移峰值均呈現減小趨勢,降幅也基本一致。出現上述結果的原因是由于鉛芯屈服力增大導致支座等效剛度增加,其變形能力也隨之減弱,支座滯回曲線面積變小,耗能能力減小。

3.1.3 屈服后剛度的影響

將鉛芯隔震橡膠支座屈服后剛度設置為1、1.5、2、2.5和3 kN/mm時分別計算橋梁結構地震響應,得到不同屈服后剛度下墩底剪力峰值及主梁位移峰結果如圖10所示。

圖10 不同屈服后剛度墩底剪力及主梁位移峰值

由圖10(a)可知,隨著鉛芯橡膠支座屈服后剛度的增加,墩底剪力均呈現增加的趨勢。由圖10(b)可知,隨著鉛芯橡膠支座屈服后剛度的增加,主梁位移峰值均呈現減小趨勢。這是由于這是由于屈服后剛度增大導致支座等效剛度增加,其變形能力也隨之減弱,支座滯回曲線面積變小,耗能能力減小。

綜上所述,鉛芯橡膠支座的屈服前剛度越小或者鉛芯屈服力和屈服后剛度越大,其滯回耗能的能力越差,進而導致結構地震響應增大。因此,在選用鉛芯橡膠支座時,在滿足支座豎向支撐強度及容許位移要求的前提下應盡量選擇彈性剛度較大且鉛芯屈服力及屈服后剛度較小的支座,以增強結構體系的滯回耗能,但也應該考慮到鉛芯屈服力和屈服后剛度過小將會造成墩梁相對位移即支座位移偏大,應該適當采取相關限位措施。

3.2 摩擦擺隔震支座參數化分析

根據規范[15]可知,影響摩擦擺支座性能的主要因素有滑動摩擦系數和支座曲率半徑等。

3.2.1 滑動摩擦系數的影響

將摩擦擺支座滑動摩擦系數設置為0.02、0.04、0.06、0.08和0.1時分別橋梁結構的地震響應,得到不同滑動摩擦系數下墩底剪力峰值及主梁位移峰值結果如圖11所示。

圖11 不同滑動摩擦系數下墩底剪力及主梁位移峰值

由圖11(a)可知,隨著支座動摩擦系數的增加,墩底剪力峰值與主梁位移峰值均呈現增加趨勢,且各墩增幅基本一致。由圖11(b)可知,支座滑動摩擦系數越大,則墩梁間連接效果越強,而支座滑動位移越小,其對橋墩的隔震效果勢必減弱。

3.2.2 曲率半徑的影響

將摩擦擺隔震支座曲率半徑設置為2、2.5、3、3.5、4 m時分別計算橋梁結構地震響應,得到不同滑動摩擦系數下墩底剪力峰值及主梁位移峰值結果如圖12所示。

圖12 不同曲率半徑下墩底剪力及主梁位移峰值

由圖12可知,隨著曲率半徑的增加,墩底剪力峰值均呈現減小趨勢,主梁位移峰值則均呈現增加趨勢。這是由于曲率半徑的增加降低了支座的側向剛度,增大橋梁結構的周期,從而減小橋墩的地震響應。

綜上所述,在設置摩擦擺支座時,在滿足支座豎向支撐強度及容許位移要求的前提下應盡量選擇滑動摩擦系數較小且曲率半徑較大的支座,但曲率半徑過大將會造成墩梁相對位移過大,支座成本也較高,因而需要綜合考慮實際工程情況和經濟合理性。

4 連續梁橋隔震支座設計優化

根據2.1節中的分析結果,高速公路多聯連續梁橋的交界墩相較于聯內墩地震響應通常偏大。考慮到實際情況下各墩截面一般為同種規格,因此通過優化支座布置形式以及合理選取支座參數,在保證相對較高的隔震率的前提下使同一聯各橋墩間的受力盡量均勻。

4.1 支座布置優化

對于中小跨徑橋梁而言,全橋隔震方案雖然隔震效果好,但經濟性較差,也無法改善聯內橋墩的受力不均勻問題,因而需要研究更為經濟合理的隔震支座布置方案。各種工況設置如表1所示,每個工況均對2種隔震支座進行分析。

表1 支座布置工況

為表征各工況下第2聯P4、P5、P6、P7橋墩墩底剪力峰值的均勻化程度,取其均方差,均方差越大,表明數據集越離散,反之越均勻,結果見表2。此外,以工況1模型為“基礎模型”定量分析結構采用不同支座布置方式后的隔震效果,定義相對基礎模型的隔震率η為:

表2 各支座布置工況均方差和隔震率

η=(A-B)/A

(2)

式中:A為基礎模型的墩底剪力合力時程曲線峰值;B為實驗工況下的模型墩底剪力合力時程曲線峰值。各支座工況均方差和隔震率結果見表2。

由表2可知,摩擦擺支座在工況3中各墩受力最均勻,隔震率也相對較高(20.7%),在工況8下隔震效果顯著增強(36.6%),但是各墩受力差異也相應增大。鉛芯橡膠支座在工況2下各墩受力相對最均勻但隔震效果一般(11.9%),在工況7下隔震率最高(20.7%)但聯內橋墩受力過大。綜合考慮隔震率和各墩受力均勻程度,將工況3、6分別選為摩擦擺支座和鉛芯橡膠支座的最優布置工況,相應第2聯墩底剪力時程曲線如圖13所示。

圖13 第2聯墩底剪力時程曲線

4.2 支座參數優化

以中3.1.1節和3.2.2節所研究的鉛芯橡膠支座屈服前剛度和摩擦擺支座曲率半徑參數為依據,支座屈服前剛度或曲率半徑增大均可降低結構地震響應。在2種較優工況基礎上,改變交界墩處鉛芯橡膠支座屈服前剛度為10.1 kN/mm,摩擦擺支座曲率半徑為2.5 m,其余支座參數不變,優化后模型不同橋墩處墩底剪力峰值優化模型與原模型對比如圖14所示。

圖14 優化模型與原模型墩底剪力峰值對比

由圖14可知,對支座參數優化后的模型相較于原模型在地震作用下交界墩與中間墩內力明顯更加均勻,基本達到了預期設計目標。

綜上所述,當對地震激勵下橋墩受力均勻性有需求的時候,建議在交界墩合理布置隔震支座,并通過支座參數的優化,以保證一定隔震能力的基礎上實現聯內橋墩受力相對均勻。

5 結論

1)地震作用下,高速公路多聯連續梁橋的交界墩響應明顯大于中間墩,同一聯中各墩受力不均勻的特性不容忽略。對目標聯進行分析時,應考慮目標聯與鄰聯的相互作用,建立多聯模型。

2)隔震體系下,鉛芯橡膠支座大震耗能和位移限制能力更好,而摩擦擺支座小震時即可發揮其隔震效果,但墩梁相對位移較大,應注意配合限位措施。

3)為實現更好的隔震效果,在選用鉛芯橡膠支座時,在滿足強度及位移要求的前提下應盡量選擇彈性剛度較大且鉛芯屈服力及屈服后剛度較小的支座。在選用摩擦擺支座時,在滿足強度及位移要求的前提下應盡量選擇滑動摩擦系數較小且曲率半徑較大的支座。

4)通過在交界墩布置部分隔震支座以及對支座的參數合理選擇,可在保證隔震效果的同時改善交界墩和聯內墩受力不均勻的問題。