高地震烈度區(qū)簡支梁橋的減震分析

高地震烈度區(qū)簡支梁橋的減震分析

1減隔震技術(shù)在公路方面的應(yīng)用在5.12號汶川大地震中，公路橋梁遭受了嚴(yán)重的地震破壞，嚴(yán)重影響了救災(zāi)活動和災(zāi)后重建。如何有效地減小地震引起的橋梁結(jié)構(gòu)損傷,是保證公路生命線安全與暢通的關(guān)鍵。理論分析和實踐證明,通過減隔震設(shè)計,可有效減小橋梁結(jié)構(gòu)的地震響應(yīng)。橋梁減隔震技術(shù)在國內(nèi)、外得到廣泛應(yīng)用,如日本的宮川大橋、美國的塞克斯頓橋(SextonBridge)以及我國的澳門西灣大橋、廈門同安灣大橋、東莞東江大橋等均成功應(yīng)用了減隔震技術(shù)。本文以水晶大橋為例,通過反應(yīng)譜和時程分析對鉛芯橡膠支座應(yīng)用于簡支梁橋的減隔震效果進(jìn)行研究。2灌注案例橋型及減隔震設(shè)計水晶大橋為四川阿壩州松潘縣境內(nèi)川主寺至黃龍景區(qū)雪山梁子隧道工程中的一座大橋。橋梁上部采用3×25m+3×25m預(yù)應(yīng)力混凝土簡支T梁;下部采用鋼筋混凝土變截面圓柱墩,最大墩高32m,兩岸采用樁柱式橋臺,橋梁墩臺采用鉆孔灌注摩擦圓柱樁基礎(chǔ)。該橋平面位于圓曲線緩和段內(nèi)(R=260m、Ls=40m),縱向位于i=-2.8%的下坡段內(nèi)。其橋型布置見圖1。該橋位于高地震烈度區(qū)(根據(jù)項目地震安全性評價報告,該區(qū)域50年超越概率為10%的地震烈度值為8.1度),橋址位于東門溝次級斷裂帶附近,橋位處地形呈“V”字形,橋墩高度差異較大,橋位處下覆卵(礫)石厚度大,橋梁結(jié)構(gòu)形式對抗震不利,因此,對橋梁進(jìn)行減隔震設(shè)計,在橋墩上設(shè)置直徑為370mm的隔震鉛芯橡膠支座(根據(jù)支座所受荷載及位移等的要求,在設(shè)伸縮縫的3號墩上設(shè)置GYZF4型四氟滑板橡膠支座,尺寸為250mm×450mm×49mm),鉛芯橡膠支座示意見圖2。通過減隔震設(shè)計來延長橋梁的自振周期,增加橋梁結(jié)構(gòu)阻尼,從而降低橋梁地震力。3整個橋梁的有限模型3.1模型的建立為分析鉛芯橡膠支座的減隔震效果,采用通用有限元程序ANSYS分別建立隔震狀態(tài)和非隔震狀態(tài)的全橋有限元模型,進(jìn)行抗震計算。2個模型中,預(yù)應(yīng)力混凝土簡支T梁均采用空間梁單元Beam44模擬,橋墩及樁基均采用Beam189梁單元模擬,二期恒載均采用平均密度加入梁體中。非隔震狀態(tài)的模型中橋梁支座均采用彈簧單元Combin14模擬;隔震狀態(tài)的模型中3號墩支座采用彈簧單元Combin14模擬,其余鉛芯橡膠支座采用非線性摩擦滑移單元Combin40模擬(考慮橋墩與梁之間順橋向的隔震)。全橋有限元模型見圖3。3.2邊境條件處理3.2.1彈簧單元的影響由于橋位處下覆卵(礫)石厚度大,橋梁基礎(chǔ)采用摩擦樁的形式,因此在地震分析中不能忽略樁-土作用效應(yīng)。在樁-土作用的計算模型中,實際的樁基礎(chǔ)采用梁單元Beam189模擬;樁周圍土抗力的影響采用彈簧單元Combin14模擬,根據(jù)土層的性質(zhì)及厚度確定彈簧單元的剛度,根據(jù)土層深度確定沿樁長按5m間距設(shè)置彈簧單元。由于在瞬間荷載作用下的土抗力比持續(xù)荷載作用的大,地震分析時,土層抗力系數(shù)m考慮為靜力計算值的2～3倍,通過m值折算彈簧單元的等效剛度計入樁-土作用。樁底按固結(jié)處理。樁-土作用簡化模型見圖4,圖中k1、k2、k3分別為樁基對應(yīng)不同深度的土層對樁側(cè)向作用的剛度(kN/m)。3.2.2支持和擴展橋臺及伸縮縫處的滑板橡膠支座僅約束豎向自由度,伸縮縫處相應(yīng)梁端耦合x,y,z3個方向平動自由度。3.3座的等效方法由于理論上反應(yīng)譜法只適用于計算線彈性結(jié)構(gòu),而在隔震狀態(tài)下,E2地震作用可能使得鉛芯橡膠支座進(jìn)入塑性工作狀態(tài),此時需將鉛芯橡膠支座的剛度進(jìn)行等效處理才能得出結(jié)構(gòu)的非線性反應(yīng)。鉛芯橡膠支座的剛度等效方法為對其等效線性化模型(分析中采用雙線性模型,見圖5)進(jìn)行多次迭代計算,計算公式為:ke=Qu=αα?1k2+1k1ke=Qu=αα-1k2+1k1式中,ke、k1、k2分別為鉛芯橡膠支座的等效剛度、一次剛度和屈服后二次剛度,k1=18518.5kN,k2=2777.8kN/m;Q、Qy分別為支座計算剪力和屈服剪力,Qy=81kN;α=Q/Qy;u、uy為支座計算剪力和屈服剪力對應(yīng)的剪切變形。通過迭代計算,在E1和E2地震作用下該橋鉛芯橡膠支座未屈服和出現(xiàn)屈服后的等效剛度分別為18518.5kN/m,4343.5kN/m。4振動頻率和振型采用子空間迭代法求解橋梁動力特性。按照設(shè)計規(guī)范規(guī)定,結(jié)構(gòu)分析中對應(yīng)振型參與質(zhì)量要占總質(zhì)量90%以上,為了保證計算精度,該橋共計算了前60階振動頻率和振型,并通過振型組合得到反應(yīng)譜地震響應(yīng)。由于一般情況下結(jié)構(gòu)前幾階振動頻率和振型起控制作用,本文只給出非隔震和隔震狀態(tài)下該橋的前10階振動頻率和周期,見表1。由表1可知,該橋在非隔震狀態(tài)下,1階自振周期為1.81s;在使用了鉛芯橡膠支座隔震后,1階自振周期為4.14s,滿足抗震規(guī)范對隔震后橋梁基本周期是非隔震橋梁基本周期2倍以上的要求。5反應(yīng)譜分析5.1反應(yīng)譜計算驗證該項目地震安全性評價報告提供了不同超越概率下的計算反應(yīng)譜。在計算橋梁地震響應(yīng)時,為使得反應(yīng)譜計算和時程計算結(jié)果具有可比性,根據(jù)抗震規(guī)范,分別取用50年超越概率10%(對應(yīng)基本烈度,地震重現(xiàn)期475年)和50年超越概率2%(地震重現(xiàn)期2475年)的計算反應(yīng)譜,作為E1和E2地震作用進(jìn)行反應(yīng)譜分析。計算反應(yīng)譜和設(shè)計反應(yīng)譜見圖6。5.2橋梁的地震內(nèi)力將鉛芯橡膠支座的等效剛度計入有限元模型后,可以將結(jié)構(gòu)的非線性分析簡化為線彈性反應(yīng)譜分析,進(jìn)而得出隔震后橋梁的地震內(nèi)力和位移響應(yīng),結(jié)果見表2。由表2可知,隔震后橋梁在E1、E2地震作用下最大墩頂位移值分別為17.5cm、28.7cm。這些位移可能導(dǎo)致普通橡膠支座剪切破壞,橋面系破壞,但不會落梁,可采用設(shè)置梁端防震緩沖墊和梁端拉桿等措施來保證橋梁結(jié)構(gòu)的安全。6分析計算過程根據(jù)抗震規(guī)范要求,非規(guī)則橋梁應(yīng)采用時程分析方法計算橋梁結(jié)構(gòu)在不同地震作用下的地震響應(yīng)。與反應(yīng)譜法相比,采用時程分析方法結(jié)果更為準(zhǔn)確,但分析過程較為復(fù)雜。6.1基巖加速度時程在進(jìn)行地震響應(yīng)時程計算時,應(yīng)采用多條地震波進(jìn)行計算分析。依據(jù)該項目地震安全性評價報告給出的對應(yīng)于不同超越概率下的不同基巖加速度時程,分別取用與反應(yīng)譜相同超越概率的基巖加速度時程計算E1地震作用和E2地震作用下橋梁的地震響應(yīng)。分析中采用的地震波見圖7,其中地震波1～3為E1地震作用產(chǎn)生的,地震波4～6為E2地震作用產(chǎn)生的。6.2非隔震作用下,墩頂位移在e、e對于按減隔震設(shè)計的橋梁,在地震作用下,由于鉛芯橡膠支座延長了結(jié)構(gòu)的自振周期,地震造成的位移反應(yīng)主要集中在支座上,同時由于支座進(jìn)入非線性狀態(tài)耗能,從而減少了橋墩的地震反應(yīng)。為對比所選鉛芯橡膠支座的減隔震效果,采用地震波1～6分別計算了隔震和非隔震狀態(tài)下橋梁的地震響應(yīng),E1和E2地震作用下順橋向的計算結(jié)果見表3～5。由表3～5可知,非隔震狀態(tài)下,橋梁在E1地震作用下墩頂位移最大值為35.6cm,會導(dǎo)致支座剪切脫落,橋面損壞;在E2地震作用下墩頂最大位移達(dá)到了65.2cm,極可能導(dǎo)致落梁。采用隔震設(shè)計后,E1、E2地震作用下的墩頂位移均減小約一半,即便在E2地震作用下,墩頂最大位移僅32.2cm,不會發(fā)生落梁;墩底彎矩在E1、E2地震作用下最大減少了54%和56%;墩底剪力在E1、E2地震作用下最大減少了57%和60%。該橋經(jīng)隔震設(shè)計后,有效減小了橋墩地震響應(yīng)。6.3e震作用下墩底彎矩變化按抗震規(guī)范要求,在E1地震作用下,時程法的計算結(jié)果不應(yīng)小于反應(yīng)譜法計算結(jié)果的80%。以橋梁4號墩為例,隔震后在E1地震作用下該橋墩頂位移、墩底剪力、墩底彎矩按反應(yīng)譜法計算結(jié)果依次為12.1cm、397.6kN、4016kN·m,按時程分析法計算結(jié)果依次為15.1cm、601kN、4789kN·m。同樣,隔震后在E1地震作用下,其他橋梁墩頂位移和墩底內(nèi)力按時程分析法計算結(jié)果均較按反應(yīng)譜法計算結(jié)果稍大,但均滿足抗震規(guī)范的要求。6.4確定墩底截面塑性鉸的方案對于墩底截面,由于加密箍筋的約束作用,使得混凝土截面處于3向受力狀態(tài),計算墩底截面的屈服狀態(tài)結(jié)果時應(yīng)使用約束混凝土的本構(gòu)關(guān)系(Mander模型),其應(yīng)力～應(yīng)變關(guān)系見圖8,圖中符號含義見文獻(xiàn)。將E1和E2地震作用下墩底截面的地震響應(yīng)彎矩值與其屈服彎矩值進(jìn)行對比,可判定墩底截面是否形成塑性鉸,結(jié)果見表6、表7。由表6、表7可知,在E1和E2地震作用下,非隔震的橋梁墩底幾乎都出現(xiàn)了塑性鉸;而由于鉛芯橡膠支座的隔震作用,使得隔震橋梁在E1地震作用下大部分墩底截面保持在彈性工作狀態(tài),在E2地震作用下出現(xiàn)塑性鉸的墩底彎矩較非隔震狀態(tài)減小約一半,有效地減小了橋墩的塑性變形。7鉛芯橡膠支架隔震設(shè)計的優(yōu)點為減小地震響應(yīng),水晶大橋設(shè)計采用鉛芯橡膠支座。該橋已于2011年3月開工建設(shè),目前1,2,5號墩鉛芯橡膠支座已安裝。通過對該橋鉛芯橡膠支座減隔震效果的反應(yīng)譜和時程分析得到以下結(jié)論:(1)非隔震狀態(tài)時,該橋在E1和E2地震作用下橋墩的位移響應(yīng)和內(nèi)力均較大,普通板式橡膠支座已經(jīng)不能滿足強度和變形的要求。較大的墩底彎矩將使墩底過早進(jìn)入塑性狀態(tài),并發(fā)生橋墩塑性鉸區(qū)的剪切破壞,導(dǎo)致橋梁的倒塌,或由于墩底塑性變形過大引起墩頂過大位移,導(dǎo)致落梁。(2)采用鉛芯橡膠支座隔震后,該橋墩頂位移、墩底剪力和彎矩得到了有效的減