橫橋向地震作用下連續(xù)梁橋碰撞分析

橫橋向地震作用下連續(xù)梁橋碰撞分析

在過去的20年里，世界上多次發(fā)生地震，對橋梁的抗梁設計理論產生了重大影響。這表明，許多國家的科學家正在進行進一步的研究。其中,結構的碰撞問題被認為是影響結構地震反應和結構抗震性能的一個重要因素。許多橋梁結構地震震害表明:橋梁連接構造處的碰撞是引起結構破壞的主要原因之一。為了避免落梁等災難性損壞或保證支座的抗震安全性,在橋梁構造措施中,通常要設置防落梁裝置等。其中,在縱橋向可以在墩臺頂提供足夠的搭接長度或在相鄰梁體之間或墩梁之間安裝拉桿等限位裝置,在橫橋向通常采用設置擋塊的抗震措施。梁體與墩臺間較大的相對位移極易導致相鄰結構間碰撞的發(fā)生,其中,最主要的是相鄰梁體在伸縮縫處縱向碰撞以及橫橋向梁體與抗震擋塊間的碰撞。目前,國內外學者對縱向梁體間的碰撞做了較深入研究,研究結果表明碰撞對結構的抗震性能有很大的影響,但對于橫向碰撞研究得較少,大多局限在簡支梁橋上,只有文獻研究了地震作用下橫向碰撞對連續(xù)梁橋地震反應的影響。我國的公路橋梁抗震設計細則(JTGTB02-01-2008)也僅把擋塊作為一種構造措施。實際上,在有些結構中,擋塊的作用對主體結構的地震反應有較大的影響。目前對非規(guī)則梁橋橫橋向地震碰撞效應的研究基本上是空白。我國西部由于地形條件的限制,橋梁結構一般由多聯(lián)連續(xù)梁組成。其中,中聯(lián)為高墩區(qū),邊聯(lián)墩高相對較低,屬非規(guī)則橋梁。西部是我國的地震多發(fā)區(qū),發(fā)震頻繁且烈度高。因此,對于這種結構布置的多聯(lián)連續(xù)梁橋,在橫橋向地震作用下梁體與擋塊間的碰撞效應尤為突出。因此,研究地震作用下橫向碰撞對非規(guī)則梁橋地震反應的影響具有極為重要的現(xiàn)實意義。本文結合西部山區(qū)某一實際典型多跨連續(xù)梁橋,分析了梁體與抗震擋塊間的碰撞對結構橫橋向地震反應的影響,探討了減輕碰撞和限制相對位移的措施和方法。1結構體系的數(shù)值模型圖1(a)為山區(qū)某典型3聯(lián)多跨連續(xù)梁橋計算模型,上部結構采用跨度為30m預應力T梁,橋寬為24m。3#墩和10#墩處設置伸縮縫,0#、15#橋臺以及伸縮縫處墩頂設置滑板支座;6#、7#墩頂處墩梁采用固結;其余各橋墩頂安裝板式橡膠支座,每墩橡膠支座的水平剪切剛度為2.54×104kN/m。墩頂蓋梁兩側均設置了鋼筋混凝土抗震擋塊,擋塊長×寬×高為120cm×30cm×50cm。各橋墩高度如表1所示。假定墩柱的力-變形為理想彈塑性關系,各橋墩的屈服彎矩如表2所示。應用美國加州大學編制的Drain-3DX程序進行結構地震反應分析。在計算模型[圖1(a)]中,梁體與墩柱分別用彈性梁單元、彈塑性梁柱單元模擬,單元的質量采用堆積集中質量代表,橡膠支座采用彈簧連接單元模擬;混凝土結構的阻尼比取為5%,進行線性和非線性時程分析時,采用瑞利阻尼。梁體與抗震擋塊間可能發(fā)生的碰撞采用接觸單元模擬[圖1(b)],并假定擋塊不發(fā)生屈服和破壞。其中接觸單元的非線性力-位移關系為:f={k(Δd-ΔG)Δd-ΔG＞00Δd-ΔG≤0(1)式中:ΔG為梁體與抗震擋塊間的初始間隙,Δd為地震作用下梁體與擋塊間的橫向相對位移,k為接觸剛度。碰撞過程中的能量損失采用阻尼器代表,阻尼的大小與碰撞過程的恢復系數(shù)e有關,對于完全彈性碰撞,恢復系數(shù)e=1;完全塑性碰撞,恢復系數(shù)e=0。對于混凝土材料e取0.65。根據恢復系數(shù),可得到阻尼的計算公式為:c=2ξ√k(m1m2m1+m2)(2)ξ=-lne√π2+(lne)2(3)2梁體與抗震擋塊間的碰撞應用圖1所示的計算模型,輸入南北向EL-Centro地震波和Northridge地震波(加速度峰值調整為0.4g),假定伸縮逢間隙為0.05m,接觸單元剛度k的取值由于缺乏試驗依據,本次分析采用擋塊的彎曲剛度并考慮剪切變形的影響,為5×106kN/m。墩柱按彈塑性考慮,計算出各墩頂橫向位移峰值見表3,在EL-Centro波與Northridge波輸入時2#、5#墩頂橫向位移時程曲線分別如圖2、圖3所示,表4給出了墩底塑性轉角。圖4為墩梁橫向相對位移,圖5為梁體與抗震擋間碰撞力。由圖2、圖3可知,在El-Centro波輸入時,梁體與抗震擋塊間的碰撞增大2#、5#墩頂位移;而在Northridge波輸入時,梁體與抗震擋塊間的碰撞卻減小2#墩頂位移,增大5#墩頂位移,這主要與輸入的地震波特性有關。由表3可知,梁體與抗震擋塊間的碰撞對梁體與抗震檔處墩頂位移的影響不是很大。梁體與抗震擋塊間的碰撞減小墩頂橫向位移需求的幅度基本上在20%之內,而對高墩的位移需求放大的幅度基本在30%左右,對矮墩的位移需求放大幅度可達3倍～4倍。從表4可以看出:梁體與抗震擋塊間的碰撞對伸縮縫處墩底塑性轉角的影響不是很大,放大或減小的幅度基本在20%之內。梁體與抗震擋塊間的碰撞可能放大墩底的塑性轉角,也可能減小墩底的塑性轉角,主要與輸入地震波的特性有關。梁體與抗震擋塊間的碰撞減小墩底塑性轉角的幅度基本上在20%之內,放大墩底塑性轉角的幅度最大可達3倍,在El-Centro波輸入時,梁體與抗震擋塊間的碰撞使13#、14#墩底由彈性進入彈塑性范圍;在Northridge波輸入時,梁體與抗震擋塊間的碰撞使第三聯(lián)各墩墩底從彈性范圍進入彈塑性范圍。由圖4可知,不考慮梁體與橫向擋塊間的碰撞時,墩梁橫向相對位移較大,尤其是伸縮縫處的墩梁橫向相對位移最大,主要是由于伸縮縫處設置的是滑板支座。在El-Centro波輸入時,3#墩與第二聯(lián)梁體間最大橫向相對位移可達25.7cm,在Northridge波輸入時,10#墩與第三聯(lián)梁體間橫向相對位移最大達37.5cm,過大的墩梁橫向相對位移會導致梁體與擋塊間的碰撞,過大的墩梁橫向相對位移可能導致上部結構落梁破壞?？紤]梁體與擋塊間的橫向碰撞后,墩梁橫向相對位移基本上控制在5cm之內。由圖5可以看出:梁體與抗震擋塊間的碰撞產生了相當大的碰撞力,尤其是伸縮縫處梁體與擋塊間的碰撞力最大,圖6給出了在El-Centro波輸入時0#臺與第一聯(lián)梁體間、15#臺與第三聯(lián)梁體間碰撞力的時程。3橡膠緩沖墊安裝角度以上分析表明,在橫向地震作用下伸縮縫處梁體與墩臺間會產生較大的橫向相對位移,并導致伸縮縫處梁體與擋塊間產生較大的碰撞,容易造成擋塊局部破壞,對結構的抗震很不利。為了減輕這種現(xiàn)象,通常在擋塊靠近梁體一側安裝橡膠緩沖墊來減輕碰撞。根據實驗結果,橡膠緩沖裝置的應力-應變關系如圖7所示,其加載剛度kLs與卸載剛度kULs由下式計算:kLs={ks10≤ε≤60%ks2=12ks160%≤ε＜80%ks3=24ks180%≤ε(4)kULs={ks4=48ks1σ≠0ks5=0σ=0(5)式中σ、ε分別為橡膠緩沖裝置的應力與應變,根據實驗結果,250mm×150mm的矩形橡膠墊的剛度為ks1=6.25MN/m。安裝橡膠緩沖墊后,梁體與抗震擋塊間碰撞仍采用圖1(b)的計算模式模擬,接觸單元的非線性力-變形關系采用式(1)計算,接觸剛度取橡膠緩沖墊的剛度。對于圖1所示的計算模型,在每個擋塊內側各安裝10個250mm×150mm厚10cm的橡膠緩沖墊,假定梁體與抗震擋之間間隙為0.05m,輸入南北向EL-Centro地震波和Northridge地震波(加速度峰值調整為0.4g),計算出橡膠緩沖墊對墩頂位移、墩底塑性轉角及碰撞力的影響分別如表5、表6。由表5、表6的結果可以看出:在抗震擋內側安裝橡膠緩沖墊,可以極大地減小梁體與抗震擋之間的碰撞力,減小60%～80%左右;同時減小矮墩區(qū)橋墩的墩頂橫向位移和墩底塑性轉角,高墩區(qū)橋墩的墩頂位移和墩底塑性轉角增加不顯著。4梁體與抗震擋塊間的碰撞本文僅針對我國西部山區(qū)典型的非規(guī)則梁式橋梁,初步分析了橫橋向地震作用下非規(guī)則梁橋梁體與抗震擋塊間的碰撞效應,探討了減輕碰撞和限制相對位移的措施和方法。結果表明:(1)在橫橋向地震輸入下,墩梁橫向相對位移較大,尤其是伸縮縫處的墩梁橫向相對位移最大,過大的墩梁橫向相對位移會引起梁體與擋塊間的碰撞,過大的墩梁橫向相對位移也可能導致上部結構落梁破壞。(2)梁體與抗震擋塊間的碰撞對伸縮縫處墩頂位移和墩底塑性轉角的影響不是很大,梁體與抗震擋塊間的碰撞可能放大墩頂位移和墩底的塑性轉角,也可能減小墩頂位移和墩底的塑性轉角,