多跨連續(xù)梁橋墩處隔震措施對(duì)地震響應(yīng)的影響

多跨連續(xù)梁橋墩處隔震措施對(duì)地震響應(yīng)的影響

1橋梁隔震措施研究多段混凝土連續(xù)橋具有結(jié)構(gòu)剛性大、變形小的特點(diǎn)，在中國(guó)得到了廣泛的應(yīng)用。但是對(duì)于連續(xù)梁橋來(lái)說(shuō),絕大多數(shù)上部結(jié)構(gòu)的地震作用都是由固定墩來(lái)承受,因而固定墩的抗震設(shè)計(jì)必須滿足強(qiáng)度和延性兩方面的要求。傳統(tǒng)結(jié)構(gòu)抗震設(shè)計(jì)方法是增大橋墩和基礎(chǔ)的截面尺寸及配筋量,這不僅增加結(jié)構(gòu)造價(jià),還帶來(lái)施工困難,甚至在一些高烈度地區(qū),即使采用延性抗震設(shè)計(jì)也很難滿足橋梁的抗震性能目標(biāo)要求。為此經(jīng)過(guò)大量研究發(fā)現(xiàn),采用隔震措施是解決此類問(wèn)題較好的方法。橋梁隔震措施是通過(guò)延長(zhǎng)結(jié)構(gòu)的自振周期避開地震卓越周期或減小地震能量輸入,從而達(dá)到降低結(jié)構(gòu)地震反應(yīng)的目的,它具有減輕結(jié)構(gòu)地震反應(yīng)、使主體結(jié)構(gòu)始終處于彈性工作狀態(tài),及震后修復(fù)方便等優(yōu)點(diǎn)。目前,國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)橋梁隔震措施的研究多數(shù)集中在隔震措施對(duì)大中跨度連續(xù)梁橋的適用性方面,而通過(guò)合理選擇實(shí)橋中的隔震支座,了解不同隔震支座對(duì)橋梁抗震性能影響的研究開展得較少。因此,對(duì)橋梁采用合理有效的隔震支座以確保其在地震中的安全性,有著十分重要的社會(huì)和經(jīng)濟(jì)意義。2灌排橋施工設(shè)計(jì)某工程為一座70m+4×120m+70m的六跨預(yù)應(yīng)力混凝土變截面連續(xù)梁橋(圖1),上、下行分離,單幅橋?qū)?6.5m,混凝土梁采用單箱單室箱形截面,中支點(diǎn)梁高7.4m,跨中梁高3.0m。0~6號(hào)墩高分別為:14.87,12.42,14.91,15.76,14.91,12.42和16.30m,基礎(chǔ)為直徑2.2m的鉆孔灌注端承樁。該橋主要構(gòu)件的混凝土強(qiáng)度等級(jí)為:主梁C55、橋墩C40、承臺(tái)C35、樁基礎(chǔ)C35,其泊松比ν均為0.2,質(zhì)量密度均為2600kg/m3。根據(jù)設(shè)計(jì)資料,橋面二期恒載集度為87.7kN/m,采用B類抗震設(shè)防,場(chǎng)地抗震設(shè)防基本烈度為7度,抗震設(shè)防措施等級(jí)為8度。由于連續(xù)梁橋主梁是通過(guò)支座與墩、臺(tái)相互連接的,支座對(duì)橋梁地震反應(yīng)有很大影響,當(dāng)梁體與墩、臺(tái)之間采用固定支座連接時(shí),墩、臺(tái)所受的地震水平力將非常大,使得固定墩順橋向成為抗震設(shè)計(jì)的關(guān)鍵,因此本文僅討論順橋向的隔震體系。對(duì)于該連續(xù)梁橋而言,由于只設(shè)置3號(hào)墩一處固定墩,使得該墩處于十分不利的受力狀態(tài)。因此,嘗試對(duì)該橋進(jìn)行隔震設(shè)計(jì),使地震作用下隔震裝置消耗大部分地震能量,從而降低下部結(jié)構(gòu)所承受的慣性力和延性需求。摩擦擺支座是通過(guò)滑動(dòng)摩擦消耗地震能量,減震球型支座通過(guò)彈簧裝置保證恢復(fù)剛度及彈性變形來(lái)抵御地震輸入能量。本文采用摩擦擺支座和減震球型支座2種隔震體系進(jìn)行對(duì)比研究,以期得出該橋隔震設(shè)計(jì)最優(yōu)方案和建議,供設(shè)計(jì)單位優(yōu)化設(shè)計(jì)時(shí)參考。3構(gòu)件特性分析本文采用通用有限元軟件ANSYS建立了該橋的三維有限元計(jì)算模型(圖2)。根據(jù)研究的需要,建立魚刺骨脊柱梁模型。其中,主梁、橋墩、承臺(tái)和樁基礎(chǔ)均采用空間梁?jiǎn)卧狟eam188模擬,剛臂采用Beam4單元模擬,支座采用非線性彈簧單元Combin39模擬,為考慮樁土效應(yīng)建立樁基單元,采用m法模擬樁土相互作用,二期恒載采用三維質(zhì)量單元Mass21模擬。在模型中,各構(gòu)件截面特性、連接方式及邊界條件均按實(shí)際情況確定,力求較真實(shí)地反映實(shí)際結(jié)構(gòu)的力學(xué)特性。綜合考慮橋梁整體減隔震設(shè)計(jì)目標(biāo)及梁縱向連接方式,為了使結(jié)構(gòu)在地震作用下的受力較為合理,經(jīng)大量參數(shù)分析比較,本文確定2種隔震支座的參數(shù)如下:①摩擦擺支座,摩擦力1007.8kN,初始剛度503.9kN/mm,滑動(dòng)剛度15.0kN/mm;②減震球型支座,摩擦力1007.8kN,初始剛度503.9kN/mm,滑動(dòng)剛度10.0kN/mm。根據(jù)前期已完成的計(jì)算分析,并結(jié)合以往常規(guī)多跨連續(xù)梁橋的工程經(jīng)驗(yàn)可知,在該六跨連續(xù)梁橋的3個(gè)中間墩處(圖1中的2~4號(hào)墩)設(shè)隔震支座效果較為理想。4振型特性分析為了掌握結(jié)構(gòu)的動(dòng)力特性,對(duì)模型進(jìn)行了模態(tài)分析。表1為該橋在采用抗震和2種隔震體系時(shí)前10階自振頻率及振型主要特性,從表1可以看出,體系的振型沒(méi)有因?yàn)橹ё问降淖兓淖?前10階振型特性均主要表現(xiàn)為主梁縱飄、豎向彎曲振動(dòng)和橫向彎曲振動(dòng),反映了連續(xù)梁橋結(jié)構(gòu)體系的一般特點(diǎn)。2種隔震體系下,結(jié)構(gòu)的基頻分別為0.177Hz和0.206Hz,與抗震體系相比,分別降低了62.97%和56.91%。5地震動(dòng)輸入模式依據(jù)抗震設(shè)計(jì)細(xì)則規(guī)定,此橋主跨屬于B類抗震設(shè)計(jì)類別,選取100年超越概率4%的地震動(dòng)輸入(輸入模式為順橋向和橫橋向分別輸入),不考慮豎向地震動(dòng)的作用,并采用《大橋工程場(chǎng)地地震安全性評(píng)價(jià)報(bào)告》提供的3條不同的地震加速度時(shí)程曲線,分析時(shí)取3條地震波響應(yīng)結(jié)果的最大值。5.1號(hào)固定墩總彎矩和彎矩變化連續(xù)梁在3號(hào)墩采用固結(jié)體系,故其地震響應(yīng)最大。因此,隔震的主要目標(biāo)是減小3號(hào)墩的地震響應(yīng)。抗震和2種隔震體系下,橋墩墩底、墩頂順橋向剪力Q和彎矩M分別見(jiàn)表2、表3,其隔震體系內(nèi)力與抗震體系內(nèi)力的差除以抗震體系內(nèi)力所得到的內(nèi)力相對(duì)值分別見(jiàn)表4、表5。從表2可以看出:未采取隔震措施時(shí),各墩墩底的總剪力為5.637×104kN,總彎矩為8.100×105kN·m,3號(hào)固定墩承擔(dān)了31.6%的總水平剪力和35.9%的總彎矩;采用減震球型支座隔震時(shí),各墩墩底的總剪力為2.789×104kN,總彎矩為4.672×105kN·m,3號(hào)固定墩承擔(dān)了18.1%的總水平剪力和24.2%的總彎矩;采用摩擦擺支座隔震時(shí),各墩墩底的總剪力為2.744×104kN,總彎矩為4.530×105kN·m,3號(hào)固定墩承擔(dān)了18.2%的總水平剪力和23.3%的總彎矩。從表3可以看出:未采取隔震措施時(shí),各墩墩頂?shù)目偧袅?.96×104kN,總彎矩為1.49×105kN·m,3號(hào)固定墩承擔(dān)了26.16%的總水平剪力和30.89%的總彎矩;采用減震球型支座隔震時(shí),各墩墩頂?shù)目偧袅?.07×104kN,總彎矩為8.91×104kN·m,3號(hào)固定墩承擔(dān)了23.13%的總水平剪力和28.78%的總彎矩;采用摩擦擺支座隔震時(shí),各墩墩頂?shù)目偧袅?.87×104kN,總彎矩7.54×104kN·m,3號(hào)固定墩承擔(dān)了22.60%的總水平剪力和27.14%的總彎矩。從表4、表5可以看出:3號(hào)固定墩隔震效果最明顯,墩底彎矩分別減少了63.80%和66.23%,墩底剪力分別減少了71.63%和71.98%;墩頂彎矩分別減少了44.42%和55.67%,墩頂剪力分別減少了44.42%和55.67%。可見(jiàn)2種隔震體系隔震效果顯著。因此,采用2種隔震措施后,橋墩墩頂和墩底順橋向的總剪力和總彎矩顯著降低,各墩承擔(dān)的剪力和彎矩與抗震體系相比分布更均勻,3號(hào)固定墩承擔(dān)的總水平剪力和彎矩也顯著減小,因此采取隔震措施對(duì)構(gòu)件的設(shè)計(jì)有利。表6給出了抗震和2種隔震體系下支座順橋向剪力值,從表6可以看出,3號(hào)墩支座順橋向內(nèi)力最大,當(dāng)未采取隔震措施時(shí),3號(hào)墩支座順橋向內(nèi)力為8.775×103kN,超過(guò)了固定支座最大水平承載力8×103kN,結(jié)構(gòu)不能滿足抗震強(qiáng)度的要求;當(dāng)采取隔震措施時(shí),減震球型支座時(shí)3號(hào)墩支座順橋向內(nèi)力為2.300×103kN,采用摩擦擺支座時(shí)3號(hào)墩支座順橋向內(nèi)力為2.239×103kN,均能滿足結(jié)構(gòu)抗震強(qiáng)度的要求。5.2交接處和墩頂位移在地震作用下,主梁與橋墩相對(duì)位移過(guò)大會(huì)引起支座脫落,甚至落梁而導(dǎo)致連續(xù)梁的嚴(yán)重破壞,因此連續(xù)梁橋除了要滿足結(jié)構(gòu)抗震強(qiáng)度的要求外,還不能有過(guò)大的順橋向位移。順橋向梁墩交接處和墩頂?shù)奈灰埔?jiàn)表7,從表7可以看出,減震球型支座的隔震體系最大梁墩交接處的位移為17.4cm,摩擦擺支座的隔震體系最大梁墩交接處的位移為16.6cm,均比抗震體系主梁縱向位移17.7cm小;減震球型支座的隔震體系最大墩頂位移為5.49cm,摩擦擺支座的隔震體系最大墩頂位移為5.16cm,均比抗震體系最大墩頂位移15.5cm小。因此,采用隔震體系能減小梁墩交接處和墩頂順橋向位移,且摩擦擺支座比減震球型支座的墩梁位移更小。摩擦擺支座的隔震體系的最大順橋向墩梁相對(duì)位移均比減震球型支座的隔震體系小。6結(jié)構(gòu)體系的設(shè)計(jì)從上述分析可知,初步擬定的縱向隔震設(shè)計(jì)方案均能有效地降低3號(hào)墩所承擔(dān)的縱向地震內(nèi)力,使各墩承擔(dān)的剪力和彎矩分布更均勻,計(jì)算表明2種方案均能滿足強(qiáng)度和變形要求。由于該橋?yàn)榱珙A(yù)應(yīng)力混凝土連續(xù)梁橋,主跨徑為120m,上部結(jié)構(gòu)重量大,支座的豎向承載力達(dá)到40000kN,且為矮墩結(jié)構(gòu),橋墩要承受巨大的地震力。而隔震支座作為重要的傳力構(gòu)件,除應(yīng)具有普通支座穩(wěn)定的承載力外,還必須具有一定的回復(fù)剛度,以及是否受使用溫度和老化因素的影響等特點(diǎn)。通過(guò)減震球型支座和摩擦擺支座的性能比較可知,摩擦擺支座在各方面性能都具有一定的優(yōu)勢(shì),故本文建議其為推薦方案。7梁橋結(jié)構(gòu)體系的特點(diǎn)本文通過(guò)對(duì)多跨連續(xù)梁橋隔震措施進(jìn)行研究,得到以下主要結(jié)論:(1)本文的隔震體系顯著降低了結(jié)構(gòu)的基頻,但不改變結(jié)構(gòu)的振型特性,因此2種隔震體系均表現(xiàn)出連續(xù)梁橋結(jié)構(gòu)體系的特點(diǎn)。(2)2種隔震體系均能有效地降低順橋向橋墩墩底總剪力