支座設置及墩高變化對橋梁抗震性能的影響研究

中圖分類號：U443.36文獻標識碼：A DOl：10.13282/j.cnki.wccst.2025.01.059

文章編號：1673-4874（2025）01-0200-04

0 引言

地震災害具有突發性、破壞性和不可預測性。地震荷載下橋墩柱結構受到不均勻的水平和豎向力作用，會發生明顯的非線性行為，增加墩柱結構的應力和變形。橋梁抗震設計旨在減輕結構的震動響應，通過結構變形消耗地震能量從而降低結構受損的可能性[3-4]。橋梁抗震設計[5-6]的目標是通過在結構中引入一定的變形能力，使橋梁在地震時能夠以可控的方式發生彈性和塑性變形[7-9]。這樣的設計有助于防止結構剛度過大，從而減小地震引起的內力，降低結構損傷，提高抗震性能。在橋梁設計中，支座的設置及墩高的變化可以影響橋梁結構的剛度、撓度和位移能力，對橋梁抗震設計具有重要影響。本文以一座連續梁橋為算例建立了有限元模型，討論了支座設置及墩高變化對橋梁抗震性能的影響。

1結構概況

本文以某高架橋中的一連續梁橋 為算例，其橫斷面及基礎布置見圖1。上部結構、立柱、基礎分別采用 0.50，0.40，0.35 混凝土。橋墩墩底順橋向、橫橋向寬分別為1 ，墩高為11. 7m 橋墩支座與墊石總高度為 0.3m ，支座布置方式為中間設一個固定墩，墩頂設置固定支座，其余各墩均為縱向活動墩，墩頂設置縱向活動支座。依據彈性設計模型，該連續梁橋一聯三跨的主梁總重（包括二期恒載）為10350KN，全部恒載作用下，中墩支座反力為3795KN，邊墩支座反力為1380k N 橋墩上部變截面的區域可視為蓋梁，橋墩質量為112.9t，蓋梁質量為15.1t，承臺質量為101.6t。

根據現行《中國地震動區劃圖》，該連續梁橋所在場地屬于8度區，抗震要求較高。依據《城市橋梁抗震設計規范》，本例中的城市快速路屬于乙類橋梁[3]，應采用規范中規定的 兩水準設防地震進行驗算，并應滿足對應的結構性能目標（見表1）。 E1 和 E2 地震作用水平設計反應譜見式（1）所示：

2有限元模型建立

采用MidasCivil軟件建模，采取桿系模型進行結構整體分析。建立一聯三跨模型橋梁有限元模型，模型如圖2所示。模型中將主梁截面簡化為矩形。承臺、橋墩、蓋梁、縱梁采用3D梁單元模擬。模型中承臺、橋墩、蓋梁均按實際剛度、質量進行模擬。由于無須對主梁進行驗算，模型中將其豎向、橫向剛度設置為無限大，但不考慮質量，縱梁的質量以節點質量直接施加在墩頂，如表2所示，這樣可以考慮邊墩受到的一聯三跨連續梁的影響。模型中基礎采用6彈簧模型進行模擬，其6對角剛度如表3所示。模型中單個墩柱建立一個支座，按是否考慮摩擦力分別進行模擬。初始模型考慮中間一個墩頂設縱向固定支座，不考慮滑動支座的摩擦耗能作用。

設計反應譜函數參考《城市橋梁抗震設計規范》（CJJ166—2011）建立。設計基本地震加速度為0.15 g，特征周期為0.45s，建筑場地類別為Ⅱ類場地。該橋為乙類橋梁，結合設防烈度，選用A類抗震設計方法。根據相關參數生成 地震反應譜，擬合3條地震波時程如圖3所示。

有限元模型計算得到連續梁橋縱橋向與橫橋向的振型如圖4所示。計算得到該連續梁橋的縱向及橫向自振周期分別為1.77s、0.

3支座設置對橋梁模態及內力影響

3.1支座工況

建立4種支座工況，研究支座設置對橋梁模態及時程的影響。工況一為中間一個墩頂設縱向固定支座，不考慮滑動支座的摩擦耗能作用（即前文計算的模型）；工況二為中間一個墩頂設縱向固定支座，考慮滑動支座的摩擦耗能作用；工況三為中間兩個墩頂均設縱向固定支座，不考慮滑動支座的摩擦耗能作用；工況四為中間兩個墩頂均設縱向固定支座，考慮滑動支座的摩擦耗能作用。其中，固定支座運用彈性連接模擬，豎向剛度、橫橋向剛度、縱橋向剛度、扭轉剛度設為無限大；不考慮摩擦的單向滑動支座運用彈性連接進行模擬，豎向剛度、橫橋向剛度、扭轉剛度設為無限大；考慮摩擦的單向滑動支座運用一般連接進行模擬，參數設置如表4所示。

3.2周期及模態分析

4種工況的振動周期及對應的模態如表5及圖5所示（工況一模態見圖4）。由于4種工況所有支座橫橋向約束相同，均為固定約束，因此橫向周期相同；縱向周期隨固定支座的增加而增加。當支座布置形式由單固定支座變為雙固定支座時，考慮支座摩擦的有限元模型縱向周期降低了 27.7% ，不考慮支座摩擦的有限元模型縱向周期降低了 3.7% 。此外，相比考慮摩擦的支座，不考慮摩擦的支座對應的模型周期偏小，單固定支座及雙固定支座分別降低了 38.4%、18.0% 。

3.3墩底最大內力分析

將4種工況結構的墩底內力匯總于表6。由于4種工況所有支座橫橋向約束相同，均為固定約束，因此墩底橫向剪力及彎矩相同；縱向墩底內力隨固定支座的增加而增加。當支座布置形式由單固定支座變為雙固定支座時，考慮摩擦的有限元模型縱向剪力及彎矩分別降低了33. 5% 、35. 1% ，不考慮摩擦的有限元模型縱向剪力及彎矩分別降低了 12.6% 、 14.0% 。此外，相比考慮摩擦的支座，不考慮摩擦的支座對應的模型墩底內力偏小。

4墩高變化對橋梁抗震性能的影響

4.1墩高變化對周期的影響

工況一時（下同），分別建立墩高為11m、13m、15m、17m、19m模型并計算其動力特性，得到墩高變化對橋梁縱向、橫向周期的影響如圖6所示。由圖6可知，墩高增大對橋梁的縱向周期、橫向周期均有積極影響，且隨著墩高的增長，周期的增長有加速的趨勢，但加速度不明顯。

4.2墩高變化對墩底彎矩的影響

分別建立墩高為11m、 、15m、17m、19m模型并計算其動力特性，得到墩高變化對橋梁 縱向、橫向墩底彎矩及 E2 縱向、橫向墩底彎矩的影響如圖7所示。當墩高增長時，橋梁在 地震荷載下的縱、橫向墩底彎矩也有增長的趨勢，隨著墩高的增長，墩底彎矩的增長有減速的趨勢且墩底彎矩最終趨于穩定。究其原因為當墩高不斷增大時，下部結構變得愈加柔性，則地震荷載的作用將減小并趨于穩定。

（1）縱向周期隨支座約束的增加而增加。當算例中支座布置形式由單固定支座變為雙固定支座時，考慮支座摩擦的有限元模型縱向周期降低了 27.7% ，不考慮支座摩擦的有限元模型縱向周期降低了 3.7% 。此外，相比考慮摩擦的支座，不考慮摩擦的支座對應的模型周期偏小，單固定支座及雙固定支座分別降低了38. 4% 、18. 0% 。

（2）縱向墩底內力隨固定支座的增加而增加。當算例中支座布置形式由單固定支座變為雙固定支座時，考慮摩擦的有限元模型縱向剪力及彎矩分別降低了33. 5% 、35. 1% ，不考慮摩擦的有限元模型縱向剪力及彎矩分別降低了 12.6% ， 14.0% 。此外，相比考慮摩擦的支座，不考慮摩擦的支座對應的模型墩底內力偏小。

（3）墩高增大對橋梁的縱向周期、橫向周期以及最大容許位移影響的增長均有積極影響，且隨著墩高的增長，周期的增長有加速的趨勢，但加速度不明顯，而墩高增大對橋梁的最大容許位移影響幾乎是線性的。

（4）當墩高增長時，橋梁在 E 1、E2地震荷載下的縱、橫向墩底彎矩也有增長的趨勢，隨著墩高的增長，墩底彎矩的增長有減速的趨勢且墩底彎矩最終趨于穩定。究其原因為當墩高不斷增大時，下部結構變得愈加柔性，則地震荷載的作用將減小并趨于穩定。 ⑦

4.3墩高變化對最大容許位移的影響

分別建立墩高為11m、13m、15m、17m、19m的模型并計算其動力特性，根據墩高參數計算分析墩高變化對最大容許位移的影響（如表7圖8所示）。由表7和圖8可知，墩高增大對橋梁的最大容許位移有積極影響，且墩高增大對橋梁的最大容許位移的影響幾乎是線性的。

5 結語

本文以一座連續梁橋為例，建立了不同支座布置形式及墩高的模型并計算其動力特性，分析了不同支座布置形式及墩高變化對橋梁抗震性能的影響規律，從而得到以下結論：

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