李偉斌 董 晨 李楚濤

（江西理工大學(xué)，建筑與測繪工程學(xué)院，江西 贛州341000）

隨著我國經(jīng)濟(jì)建設(shè)的快速發(fā)展，促使了大量橋梁的建設(shè)，而大部分的中小跨徑橋梁都采用簡支梁和連續(xù)梁橋的結(jié)構(gòu)形式，而且?guī)缀跏褂玫亩际前迨较鹉z支座。支座與上下構(gòu)件的接觸連接處并沒有采取有效的固定方式，而是將支座直接放置于墩頂和主梁的鋼墊板之間。簡支橋由于上部結(jié)構(gòu)整體性較差，故板式橡膠支座滑移在簡支梁橋的抗震性能的影響效果更加明顯[1]。

斜交橋由于其斜度的存在，使其具有獨特的結(jié)構(gòu)形式和受力特征，從而增大了橋面平動與轉(zhuǎn)動的耦合，使得斜交橋在地震下的地震響應(yīng)更加強(qiáng)烈，且較多發(fā)的震害是梁體的位移、橋面的旋轉(zhuǎn)和梁端橋臺的碰撞[2]，目前研究支座連接方式對斜交橋影響的文獻(xiàn)較少，因此本文研究分析地震作用下板式橡膠支座滑移是否加劇斜交橋的橋面的位移及轉(zhuǎn)動。

目前，關(guān)于支座滑移對斜交橋的地震動力響應(yīng)研究并不完善。范立礎(chǔ)等[3]通過建立單墩模型對橡膠支座的滑移性能進(jìn)行了參數(shù)研究。湯虎等[4]通過建立板式橡膠支座損傷判定準(zhǔn)則，并對全橋模型進(jìn)行非線性分析，以對典型板式橡膠支座簡支梁橋進(jìn)行抗震性能評價。項乃亮等[5]采用板式橡膠支座實體模型，對支座與鋼板間的滑移性能進(jìn)行了足尺試驗，并建立板式橡膠支座與鋼板間滑動摩擦效應(yīng)的力學(xué)計算模型。項乃亮等[6]采用大比例全橋振動臺試驗，探究了不同墩梁約束體系下的地震效應(yīng)特點。韓強(qiáng)等[7]通過分析汶川地震的橋梁災(zāi)害，提出了現(xiàn)有規(guī)范的不足，并要求對板式橡膠支座的隔震效應(yīng)進(jìn)行更加深入的研究。在大部分學(xué)者進(jìn)行數(shù)值模擬分析時，都采取支座與主梁和墩臺之間綁定或是在上下節(jié)點添加彈簧單元的簡化方式進(jìn)行數(shù)值模擬計算，忽略了板式橡膠支座的滑移效應(yīng)對于結(jié)構(gòu)整體抗震性能的影響，而當(dāng)支座發(fā)生滑移時，由于橋梁抗震體系在地震作用下的傳力路徑被部分中斷，使得結(jié)構(gòu)的抗震性能將異于支座綁定的情況。

本文通過Ansys 建立典型的斜交簡支梁橋有限元模型，對比分析了板式橡膠支座在上部結(jié)構(gòu)和下部結(jié)構(gòu)間可滑移與綁定這兩種連接形式對斜交簡支梁橋地震作用下的影響，以期為設(shè)置板式橡膠支座為減隔震裝置斜交橋的減隔震設(shè)計及抗震方面的相關(guān)研究提供參考依據(jù)。

1 基本計算條件

1.1 計算模型

本文采用有限元軟件Ansys 進(jìn)行建模及計算，模型跨徑32.5m，主梁為單箱雙室斜交梁，橋面斜度為30°，梁高為1.9m，橋墩采用獨柱墩，墩柱直徑1.5m，墩高9m，全橋采用GYZ d400板式橡膠支座，其抗剪切剛度為3966kN/m，支座與上下接觸面摩擦系數(shù)取0.2。成橋狀態(tài)計算模型如圖1 所示。

圖1 有限元計算模型

圖2 地震波輸入時程

1.2 地震波的選取與輸入

本文選取1987 年10 月10 號發(fā)生于美國加利福尼亞的Whittier Narrows 地震，并將地震波峰值調(diào)幅至0.4g，其地震波輸入時程如圖2 所示。

在橋梁的抗震設(shè)計和抗震研究中，不同地震激勵方向下結(jié)構(gòu)的動態(tài)響應(yīng)有所差異，對于幾何形狀不規(guī)則橋梁，地震輸入方向?qū)Y(jié)構(gòu)地震響應(yīng)的影響不容忽視，斜交橋相對于正交橋，由于其復(fù)雜的受力特征，若仍像正交橋一樣的方法輸入，并不一定能得到最不利的地震響應(yīng)，使計算結(jié)果存在偏差[8]。因此本文將采取從0°到180°之間每隔15°輸入地震波的方式進(jìn)行逐次計算，并將最大的地震響應(yīng)量進(jìn)行對比。

2 地震響應(yīng)結(jié)果分析

2.1 墩低內(nèi)力結(jié)果對比

由于地震作用下橋墩主要的震害有受彎破壞和剪切破壞兩種典型形式，所以橋墩墩底內(nèi)力成為判定斜交橋最不利輸入角度的主要依據(jù)。如圖3 所示，兩種工況下地震響應(yīng)峰值都出現(xiàn)在150°，支座滑移時的彎矩響應(yīng)峰值為4932.3kN·m，而綁定支座時的彎矩峰值6392.7kN·m，后者要比前者增大29.6%，整體而言，不考慮支座滑移的彎矩要比考慮支座滑移的彎矩大9.6%～33.6%。

圖3 墩底內(nèi)力對比

兩種工況下墩底剪力對比如圖3b 所示，考慮支座滑移和綁定兩種情況下兩者的墩底剪力峰值都出現(xiàn)在了150°，其中考慮支座滑移的剪力響應(yīng)峰值為870.4kN，而綁定支座的墩底剪力峰值為1108.5kN，后者比前者增大27.4%，綁定支座情況下的墩底剪力響應(yīng)值整體上要比考慮支座滑移情況下的響應(yīng)值大8%～32.2%。

從墩底內(nèi)力對比結(jié)果可以看出，當(dāng)考慮支座滑移時墩底內(nèi)力響應(yīng)明顯要比綁定情況下的要小得多，這是因為在地震作用下支座可以通過滑移時的摩擦作用，有效地消耗掉一部分的地震能量，相應(yīng)的減少了上部結(jié)構(gòu)在地震作用下通過支座傳遞下來的水平荷載。

2.2 墩梁相對位移結(jié)果對比

墩梁相對位移逐次計算結(jié)果對比如圖4 所示，兩者墩梁相對位移的峰值都出現(xiàn)在150°，考慮支座滑移的墩梁相對位移峰值為0.0276m，綁定支座情況下的墩梁相對位移峰值為0.0405m 比前者增大46.6%，從整體而言，綁定支座情況下的墩梁相對位移要比支座滑移的大34.1%～46.6%，由此可見，支座滑移由于摩擦作用的存在，有效地耗散了地震能量，縮小了橋墩的相對位移。

圖4 墩梁相對位移對比圖

2.3 橋面旋轉(zhuǎn)結(jié)果對比

橋面旋轉(zhuǎn)角度θ 如圖5 所示，通過橋軸線與主梁端的夾角β 和橋軸線與蓋梁夾角α 之差進(jìn)行表示即θ=|βα|。

圖5 墩梁夾角示意圖

圖6 墩梁相對夾角對比圖

兩種設(shè)置情況下的橋面旋轉(zhuǎn)結(jié)果對比如圖6 所示，考慮支座滑移的橋面旋轉(zhuǎn)角度峰值為0.0049°，支座綁定的橋面旋轉(zhuǎn)角度峰值為0.0021°，前者在逐次計算中的橋面旋轉(zhuǎn)值基本維持在0.0044°～0.0049°之間，而支座綁定的橋面旋轉(zhuǎn)值基本維持在0.0016°～0.0021°之間，雖然兩者的旋轉(zhuǎn)角度并不大，但是當(dāng)橋面寬度達(dá)到一定程度，和考慮碰撞的影響，其位移影響將被放大。支座綁定的橋面旋轉(zhuǎn)值相應(yīng)要比考慮支座滑移的值小57.1%～63.6%。在發(fā)生較強(qiáng)烈的地震時，若是與相鄰結(jié)構(gòu)的間距小于其位移量，將會發(fā)生橋端碰撞，而橋面旋轉(zhuǎn)會影響斜交橋鈍角及銳角的位移量，有可能加劇梁端的碰撞效應(yīng)，引起更大的橋面旋轉(zhuǎn)[9]。

3 結(jié)論

本文通過建立考慮支座滑移和綁定支座兩種支座設(shè)置情況下的斜交橋模型，并計算分析了斜交橋支座滑移和綁定支座這兩種情況在地震作用下的地震響應(yīng)，主要結(jié)論如下：

（1）在地震作用下，考慮支座滑移和綁定支座兩種支座連接形式在墩底內(nèi)力和位移的響應(yīng)量峰值都出現(xiàn)在150°，由此可見支座的滑移與綁定并不會影響斜交橋最不利輸入方向的確定。

（2）通過對兩者地震下墩底內(nèi)力的結(jié)果對比可知，考慮支座滑移情況下的彎矩和剪力都要明顯的小于支座綁定的情況，說明支座滑移通過摩擦的形式，可以有效的耗散地震能量，減小上部結(jié)構(gòu)慣性力的傳遞，以達(dá)到支座減震的效果。同時若是忽略支座的滑移，必將對橋梁的設(shè)計造成影響，使其設(shè)計結(jié)果偏于保守，造成資金及資源不必要的浪費。

（3）考慮支座滑移的墩梁相對位移明顯要比支座綁定情況下的響應(yīng)小得多，但轉(zhuǎn)角前者要比后者大，當(dāng)考慮梁端碰撞效應(yīng)時，也許碰撞和轉(zhuǎn)角將發(fā)生耦合作用，從而使斜交橋位移和轉(zhuǎn)角加大。