大跨度高墩連續(xù)梁橋抗震設(shè)計探討

大跨度高墩連續(xù)梁橋抗震設(shè)計探討

1連續(xù)梁橋抗震設(shè)計的規(guī)范梁橋是中國最常用的橋梁類型。根據(jù)地震資料，梁橋的地震破壞主要表現(xiàn)為梁橋、橋臺沉降、墩柱彎曲變形破壞等，給社會帶來重大的生命和財產(chǎn)損失。因此,對連續(xù)梁橋特別是大跨高墩連續(xù)梁橋的抗震性能進行研究,無論從經(jīng)濟角度還是從安全角度都顯得特別重要。目前,無論國內(nèi)還是國外對連續(xù)梁橋的抗震性能研究已經(jīng)比較多了,但是對于高強度地震下的抗震性能研究還不多。國內(nèi)外現(xiàn)有的絕大多數(shù)橋梁工程抗震設(shè)計規(guī)范只適用于中等跨徑的普通橋梁,超過適用范圍的大跨徑橋梁的抗震設(shè)計,則無規(guī)范可循。如我國JTJ004-89《公路工程抗震設(shè)計規(guī)范》只適用于主跨不超過150m的梁橋和拱橋;美國AASHTO規(guī)范抗震設(shè)計篇中也規(guī)定,該規(guī)范只適用于鋼與混凝土主梁與箱梁式橋,主跨不超過150m。因此,目前對于主跨超過150m的大跨度橋梁,一般都要專門立項,進行抗震研究。本文以國外某大橋為例,闡明大跨高墩連續(xù)梁橋在高強度地震作用下的地震響應(yīng),并重點探討其減隔震措施。2橋臺及橋臺的地質(zhì)條件本文所研究的橋梁是國外某高速公路一期工程中的一座特大型橋梁。橋梁全長348m,其跨徑組合為89m+170m+89m。橋址位于構(gòu)造盆地的盆緣附近,距東側(cè)傾斜巖層和堆積體僅50m左右,該處地質(zhì)構(gòu)造單一,巖層產(chǎn)狀穩(wěn)定且平緩,巖層節(jié)理裂隙較發(fā)育。橋址通過的地層為凝灰?guī)r夾砂巖與凝灰角礫巖,巖性依次如下:凝灰質(zhì)角礫巖為厚層狀,致密堅硬,地貌上形成陡坎,河谷北岸具有代表性;砂巖為風(fēng)化后表面呈黃褐色,厚層狀致密堅硬,以公路邊坡出露的具有代表性;凝灰?guī)r為厚層狀,比較堅硬。橋梁上部結(jié)構(gòu)箱梁采用分離式的單室單箱結(jié)構(gòu),分上下行布置,每幅箱梁梁寬13m,在墩頂、跨中及橋臺的兩幅主梁間設(shè)體外橫隔板。下部結(jié)構(gòu)橋墩采用單個空心薄壁墩,2個橋墩的高度分別為51m和31m,基礎(chǔ)為布置有抗拔樁的擴大基礎(chǔ),2個橋墩基礎(chǔ)全部位于穩(wěn)定的基巖上。橋臺為設(shè)有“碰及脫”構(gòu)造的重力式橋臺,臺背處設(shè)有巖錨以抵抗地震時的水平拉力。在橋臺處設(shè)有三防伸縮縫。全橋在高墩設(shè)置固定支座,低墩和橋臺處設(shè)縱向滑動支座。3分析模型和動力特征3.1主梁與橋臺的連接本文分析采用SAP2000程序進行計算。上部結(jié)構(gòu)根據(jù)兩主梁分幅實際情況,采用雙主梁模式,在程序中用三維梁單元模擬。兩主梁在體外橫隔板連接處處理為主從;下部結(jié)構(gòu)的橋墩也采用三維梁單元模擬,本文近似考慮承臺為剛體,承臺與橋墩及樁頂?shù)倪B接處理為主從關(guān)系。對于基礎(chǔ),考慮到本橋橋墩和橋臺地基為穩(wěn)定的堅硬巖石地基,故在橋墩承臺底及橋臺底處理為嵌固。支座模擬在滑動方向處理為相對自由,固定方向采用大剛度彈簧約束。上部結(jié)構(gòu)的二期恒載按線性均布加到主梁上。全橋三維有限元模型見圖1所示。3.2動力特性分析分析和認(rèn)識結(jié)構(gòu)動力特性是進行抗震性能研究的基礎(chǔ),所以首先根據(jù)前面建立的動力計算模型分析橋梁結(jié)構(gòu)的動力特性。表1為其前10階的振型及對應(yīng)周期。從表中可以看出,第1階振型為主梁以固定墩為支點的順橋向振動,周期3.908s,因為縱向只有高墩處固定,其他均是自由的,故導(dǎo)致周期較長。橫向振動出現(xiàn)在第3階,周期1.120s。4滑動支護分析目前,橋梁結(jié)構(gòu)抗震性能的計算與分析主要采用反應(yīng)譜與時程分析的方法。對于高強度的地震,國內(nèi)外規(guī)范基本一致,均采用時程分析方法。因此,本文主要針對時程分析研究其抗震性能。本橋的地震動加速度時程采用實測得到的強震記錄,共有3個測點的實測地震波。其中,峰值最大地震波縱橫向的加速度時程分別達到了0.816g和0.796g。加速度時程曲線如圖2、圖3所示。因1084-1地震波峰值最大,而又限于篇幅,本文在此只介紹結(jié)構(gòu)在1084-1地震波下的時程結(jié)構(gòu)反應(yīng)及抗震措施。在時程分析過程中,考慮了滑動支座的摩擦耗能作用?；瑒又ё幕謴?fù)力模型可用雙線性模式代表,其恢復(fù)力模型如圖4所示。圖中,Emax為臨界摩擦力,x為上部結(jié)構(gòu)與墩頂?shù)南鄬ξ灰?xy為臨界位移。彈性恢復(fù)力的最大值與臨界滑動摩擦力相等,即K=f?Nxy(1)Κ=f?Νxy(1)式中,f為滑動摩擦系數(shù);N為支座所承擔(dān)的上部結(jié)構(gòu)恒載;xy為屈服位移。表3、表4分別列出了具有代表性的橋墩墩底的內(nèi)力響應(yīng)及橋臺、承臺底反力。從分析結(jié)果中可以看出,不論墩底截面內(nèi)力還是承臺及橋臺底反力,絕對值的量級均比較大。對于低墩,彎矩剪力的需求,橫向要大于縱向。但是對于高墩,情況恰恰相反,原因在于高墩墩頂支座縱向為固定,而低墩則為滑動支座,導(dǎo)致縱向力大部分由高墩來承擔(dān)。通過ucfyber程序(由美國加州大學(xué)Berkeley分校開發(fā)用于分析結(jié)構(gòu)截面的軟件)的彎矩曲率關(guān)系分析,發(fā)現(xiàn)低墩墩底橫向和高墩墩底縱向均已屈服?？拐鸱治鲋?支座也是我們關(guān)心的一個重要方面,固定支座的縱向剪力最大值已經(jīng)達到26400kN,橫向剪力最大值已經(jīng)達到31300kN,以上剪力已經(jīng)遠(yuǎn)遠(yuǎn)超過支座的抗剪能力,故在強震作用下,對固定支座的抗剪能力要求比較高。另外,梁端位移情況為,德黑蘭端的主梁位移有1.134m,里海端主梁位移也達到了1.123m。如果再加上考慮溫度等其他因素影響,那么橋臺位置處的伸縮縫寬將是非常之大,這是設(shè)計中不能接受的?？傊?通過地震響應(yīng)分析,我們可以得到如下結(jié)論:第一,低墩墩底橫向和高墩墩底縱向均已進入屈服狀態(tài);第二,固定支座的縱橫向抗剪能力和縱向滑動支座的橫向抗剪能力要求過高;第三,主梁梁端位移過大。5雙曲面球型減隔震措施針對以上地震響應(yīng)特點,本文擬采取在兩端橋臺縱向加阻尼器及改固定支座為雙曲面球型減隔震支座兩種組合減隔震措施。其中,阻尼器的采用是為了控制梁端位移,大量研究表明,阻尼器是一種有效的位移控制措施,而采用減隔震支座目的是為了降低對固定支座抗剪能力要求。5.1滯回曲線的參數(shù)分析阻尼器的設(shè)置首先就要涉及到阻尼器參數(shù)選取的問題,這就需要進行阻尼器參數(shù)分析。本文采用粘滯阻尼器,阻尼器用Maxwell模型來模擬。阻尼力與速度的關(guān)系表達式為F=sgn(v)C|v|α(2)F=sgn(v)C|v|α(2)式中,F為阻尼力;sgn為符號函數(shù);v為相對速度;C為阻尼系數(shù);α為速度指數(shù)。阻尼系數(shù)C的取值對阻尼力F的影響很大,速度指數(shù)α的取值直接決定阻尼器滯回曲線的形狀。速度指數(shù)α的常用值一般在0.3～1.0之間,α的取值越小,滯回曲線的形狀越接近于矩形,即滯回曲線越飽滿,其耗能能力越強,同時控制位移的能力也越強。因此,速度指數(shù)一般偏向于取小值。通過選取不同的阻尼器參數(shù),計算結(jié)構(gòu)的非線性時程地震反應(yīng),通過觀察具有代表性的地震反應(yīng)與阻尼器參數(shù)的變化規(guī)律,而找到一組合適的參數(shù)。此分析沒有考慮減隔震支座的耗能作用。表2給出了阻尼器參數(shù)敏感性分析工況。圖5-圖8分別給出了低墩墩底截面彎矩與阻尼系數(shù)關(guān)系圖、德黑蘭端梁端位移與阻尼系數(shù)關(guān)系圖、低墩墩底截面彎矩與速度指數(shù)關(guān)系圖及德黑蘭端梁段位移與速度指數(shù)關(guān)系圖。圖中,M表示低墩墩底縱向彎矩,D表示德黑蘭梁端縱向位移,C表示阻尼系數(shù),α表示速度指數(shù)。從圖示分析結(jié)果可以看出,阻尼器對減小梁端位移有明顯作用,同時對改善結(jié)構(gòu)地震響應(yīng)也很有利。從圖5可以觀察到,彎矩與阻尼系數(shù)并不是單調(diào)關(guān)系,彎矩隨阻尼系數(shù)的增加,呈現(xiàn)出一種先降后升的趨勢。從圖6可見,德黑蘭梁端位移隨阻尼系數(shù)的增加而有明顯減小。圖7顯示出,阻尼系數(shù)等于2000時,墩底彎矩隨速度指數(shù)的增加而增加;大于2000時,墩底彎矩則先降后升。從圖8可見,梁端位移隨速度指數(shù)的增加而增加?？傊?彎矩與阻尼系數(shù)及速度指數(shù)的關(guān)系不是一種單調(diào)關(guān)系,與以往的連續(xù)梁阻尼器參數(shù)分析得到它們之間的單調(diào)關(guān)系不同,值得關(guān)注。綜合抗震性能要求和經(jīng)濟因素等其他因素的考慮,本文建議采用的最終單個阻尼器參數(shù)為C=6000,α=0.3。5.2雙曲面球型減隔震支柱本文擬將固定支座改為減隔震支座,為滿足橋梁在正常使用荷載狀態(tài)下受力和位移要求,減隔震支座在縱橫橋向固定支座設(shè)置有剪力銷,正常使用條件下保持工作狀態(tài),在高強度地震作用下,允許其剪斷,此時,減隔震支座發(fā)揮減震耗能性能。本文減隔震支座剪力銷的抗剪能力根據(jù)反應(yīng)譜分析所得到的支座剪力來確定,即2個橋臺處支座取3000kN,高墩支座取5000kN,低墩支座取8000kN。通過只加阻尼器的非線性分析知道,高墩縱向彎矩已減小很多,墩底截面能保持在彈性范圍內(nèi)。縱向固定支座剪力也有大幅減小,但是仍然大于支座的抗剪能力。同時橫向固定支座的剪力沒有減小。故縱橫向固定支座的抗剪能力均不能滿足要求,那么就要在加阻尼器的同時考慮加減隔震支座的措施。本文采用雙球曲面球型減隔震支座,這是近年由同濟大學(xué)橋梁抗震研究室與中國船舶重工集團第七二五研究所共同研發(fā)的一種減隔震支座。雙曲面球型減隔震支座的減隔震原理與FPI支座的工作原理相類似,是將球型滑動支座的滑動面改為曲面而發(fā)展成的一種隔震支座(圖9),它包括一個具有雙球面的球體、球形鑄鋼滑動曲面和球形鑄鋼轉(zhuǎn)動面。支座可以在任何方向滑動,其尺寸主要由最大設(shè)計位移控制。通過結(jié)構(gòu)自重提供所需的自恢復(fù)能力,幫助上部結(jié)構(gòu)回到原來的位置。物理模型如圖10所示,可描述為如下:支座受力F=K2d+Fp。其中,K2為屈后剛度,可由K2=W/R求出;Fp為支座的滯回受力;W為支座恒載軸力,R為支座半徑。對于減隔震支座屈服后的剛度Kp,經(jīng)過初步分析,根據(jù)公式確定取值為:高墩墩頂支座縱向及高低墩墩頂支座橫向剛度取為8000kN/m,橋臺支座橫向剛度取為2000kN/m。表3、表4分別列出了采用雙重減隔震措施的墩底截面內(nèi)力、承臺底和橋臺底反力。與沒有采取減隔震措施的結(jié)果相比,采用了減隔震措施后,由于兩種減隔震方案共同作用,橋墩水平向剪力和彎矩產(chǎn)生了大幅度下降。橋墩承臺底反力也有類似的結(jié)論。通過驗算,關(guān)鍵截面保持在彈性范圍內(nèi)。橋臺底縱向水平反力由于采用了阻尼器,導(dǎo)致反力有大幅增加。但是,這使得縱向力分配均勻了。而橫向水平反力,由于采用了減隔震支座,導(dǎo)致其反力有一定程度減小。從表5中可以看出,采用縱向阻尼器裝置后,滑動支座的縱向位移有較大幅度下降,梁端縱向位移也減小了很多。但是,采用減隔震支座后,一旦銷子剪斷,在縱橫向都會產(chǎn)生一定數(shù)量的屈后位移,這就要求支座和墩頂?shù)某叽缍家獫M足抗震設(shè)計的要求,這在一定程度上增加了造價。不過它能大大減緩橋墩受力。所以,抗震中,往往通過犧牲一小部分,來合理地達到保護結(jié)構(gòu)的目的。綜上所述,本橋即使是在高強度地震作用下,通過合理地加阻尼器和采用減隔震支座,也能很好地控制結(jié)構(gòu)的內(nèi)力與位移。6計算結(jié)果分析本橋通過采用三維有限元建立全橋模型,并重點分析結(jié)構(gòu)在高強度地震下的反應(yīng)及減隔震措施,得到以下結(jié)論:(1)對于峰值達到0.816g地震作用下,僅考慮滑動支座的摩擦耗能作用,結(jié)構(gòu)的地震響應(yīng)仍然很大,如墩底彎矩最大值已經(jīng)達到1×106kN·m的量級,特別是梁端位移有1.134m。關(guān)鍵截面已經(jīng)屈服,支座的抗剪能力也遠(yuǎn)遠(yuǎn)不夠。(2)阻尼器參數(shù)分析,