鄭國華 楊 林

（1.安徽省城建設(shè)計研究總院股份有限公司華南分公司，廣東 廣州 510000；2.中水珠江規(guī)劃勘測設(shè)計有限公司，廣東 廣州 510610）

0 引言

我國是地震災(zāi)害多發(fā)的國家，一旦發(fā)生地震，橋梁結(jié)構(gòu)有可能受到破壞，會嚴重影響救援人員和救援物資的順利通行，也會影響災(zāi)后重建的進度和效率。截至目前，我國橋梁數(shù)量已超過91 萬座，成為名副其實的橋梁大國和橋梁強國，其中的大橋和特大橋數(shù)量占比較多，開展大橋和特大橋的抗震性能設(shè)計成為這類橋梁設(shè)計的重點和難點，逐漸受到設(shè)計人員的重視，也是科研人員的研究重點。

根據(jù)規(guī)范[1]可知，常用下列兩種抗震體系：一種是延性構(gòu)件設(shè)計，另一種是減隔震支座和能量消耗裝置。現(xiàn)階段，抗震設(shè)計方法正由傳統(tǒng)的強度理論過渡到延性理論,采用延性構(gòu)件設(shè)計，主要是依靠自身的抗力來抵抗地震作用，往往在E2 地震作用下出現(xiàn)不可避免的損傷，不得不采取增加鋼筋或截面尺寸的方法使構(gòu)件處于彈性階段或彈塑性階段（滿足規(guī)范要求的彈塑性階段），因此采用減隔震設(shè)計顯得尤為重要[2]。采用減隔震設(shè)計技術(shù)的目的是為了延長橋梁的使用周期。設(shè)計過程中，一方面要減少地震作用力的影響，同時也要控制橋梁結(jié)構(gòu)位移的增大，給橋梁抗震設(shè)計帶來困難。因此需要合適的減隔震支座來減少地震作用力的影響，同時兼顧合適的變形量[3]。

常用的減隔震支座有高阻尼隔震橡膠支座、黏滯阻尼器、分層橡膠支座、擺式滑動摩擦支座和鉛芯橡膠支座等[4]。本研究采用具有良好力學(xué)性能的高阻尼隔震橡膠支座（簡稱HDR 隔震支座），具有較高的阻尼比，通過高阻尼橡膠水平方向的大位移剪切變形和在地震中產(chǎn)生的滯回耗能，吸收地震能量，降低地震響應(yīng)，延長橋梁結(jié)構(gòu)自振周期，減少地震作用力，從而達到隔震功能[5]。采用反應(yīng)譜分析方法時，按等效水平剛度和等效阻尼比模擬力學(xué)特性；采用非線性動力時程分析方法時，按等效雙線性恢復(fù)力模型對力學(xué)性能進行分析[6-7]。

1 橋梁概況及減隔震設(shè)計

1.1 橋梁概況

四川省大渡河丹巴水電站壩后巴旺大橋位于巴旺鄉(xiāng)下游2km 處的大渡河上，緊挨目前現(xiàn)有的巴旺橋。左岸銜接現(xiàn)有鄉(xiāng)村道路，右岸位于巴旺溝沖積臺地上，采用明線連接G248 公路。橋梁上部結(jié)構(gòu)采用（25+40+25）m裝配式簡支T梁，橋面連續(xù)；下部結(jié)構(gòu)橋墩采用柱式墩，基礎(chǔ)采用灌注樁基礎(chǔ)，橋臺采用U 型實體臺。橋梁全長約102m，全寬9.5m。橋墩直徑1.6m，樁基直徑1.8m，1#橋墩墩高為14.7m，樁長為40m；2#橋墩墩高14.6m，樁長38m。1#樁基局部沖刷約10m 深，2#樁基局部沖刷約9.1m深。梁端的伸縮縫設(shè)計采用D60型伸縮縫裝置。橋梁構(gòu)造如圖1所示。

圖1 橋梁構(gòu)造圖（單位:cm）

1.2 減隔震設(shè)計

橋梁結(jié)構(gòu)的過渡墩處的支座采用HDR(II)型矩形系列支座，分別在25.5m 跨采用HDR(II)-320×370×127-G0.8 高阻尼隔震支座和40m 跨采用HDR(II)-370×470×136-G0.8 高阻尼隔震支座。為了便于和普通板式橡膠支座作比較分析，普通板式橡膠支座型號根據(jù)高阻尼隔震支座的豎向承載力來確定，分別為GBZJ300×400×61(CR) 和 GBZJ350×550×71(CR)[8]。高阻尼隔震橡膠支座性能參數(shù)見表1所示。

表1 高阻尼隔震橡膠支座性能參數(shù)

2 橋梁結(jié)構(gòu)有限元模型及基本特性分析

2.1 橋梁結(jié)構(gòu)有限元模型

采用有限元程序Midas/civil 2020對全橋構(gòu)建三維空間有限元模型，如圖2 所示，全橋共用356 個單元。主橋、墩柱和樁均采用梁單元模擬，但對于采用樁基礎(chǔ)的橋梁結(jié)構(gòu)，結(jié)構(gòu)有限元模型應(yīng)考慮樁土共同作用，樁土的共同作用可采用等代土彈簧模擬，采用m 法計算等代土彈簧的剛度[9]。

圖2 橋梁結(jié)構(gòu)有限元模型

普通板式橡膠支座采用彈性連接中的一般連接，力求真實反映支座各方向剛度參數(shù)，通過計算分別求出各方向剛度：GBZJ300×400×61（CR）支座SDx=837550kN/m，SDy=1545kN/m，SDz=1545kN/m，SRx=28.2kN/m，SRy=10616kN/m，SRx=5870kN/m。高阻尼隔震支座采用MIDAS中一般連接特性值，其中參數(shù)的填寫采用表1數(shù)據(jù)。

2.2 橋梁模型動力特性分析

本計算模型采用多重Ritz 向量法計算，線性和非線性結(jié)構(gòu)的動力分析常用多重Ritz 向量法，與精確特征向量法相比，使用更少時間的多重Ritz 向量法能夠產(chǎn)生更精確的計算結(jié)果。規(guī)范規(guī)定，計算方向給出的振型階數(shù)，其有效振型參與質(zhì)量應(yīng)不低于該方向橋梁結(jié)構(gòu)總質(zhì)量的90%，模型需設(shè)置60 個Ritz 向量才滿足此要求。當橋梁結(jié)構(gòu)采用普通板式橡膠支座進行模擬時，順橋向振動第一階周期為2.389s，橫橋向振動第一階周期為1.693s，周期均較小，應(yīng)引起重視。在地震作用下，橋梁結(jié)構(gòu)的自振特性也是重點關(guān)注的對象[10]，該項目的第一模態(tài)振型是順橋向變形為主，第二模態(tài)振型為橫橋向變形為主。

2.3 橋梁模型地震響應(yīng)分析

本工程抗震動設(shè)防類別為B 類，依據(jù)《中國地震動參數(shù)區(qū)劃圖》（GB18306-2015），本地區(qū)地震動峰值加速度為0.15g，相當于地震基本烈度為Ⅶ度，反應(yīng)譜特征周期為0.45s。該項目缺少地震安全評估報告，根據(jù)工程項目實際情況進行人工地震波的擬合，由相關(guān)規(guī)范可知，當橋梁結(jié)構(gòu)采用減隔震設(shè)計時，不考慮E1 地震作用，只需進行E2 地震作用下的抗震計算分析。因此，該項目只考慮E2級地震波的模擬，采用Midas/Civil自帶的Artificial Earthquake Generator軟件進行人工地震波的模擬，進行時程分析需要模擬3 組人工地震波，且取3 組人工地震波中引起計算結(jié)果最大值的人工地震波。

根據(jù)地震設(shè)防參數(shù)，采用E2 地震作用反應(yīng)譜來擬合人工地震波。規(guī)范規(guī)定，由反應(yīng)譜擬合的人工地震波是否合理，需要進行反應(yīng)譜和線性時程計算結(jié)果對比，由反應(yīng)譜計算得到樁基順橋向的彎矩為4699kN·m，線性時程法計算結(jié)果得到樁基順橋向的彎矩為4735kN·m，兩者數(shù)值接近，比值達到99.2%，符合規(guī)范要求，表明由反應(yīng)譜擬合得到的人工地震波是有效的。

3 橋梁結(jié)構(gòu)減隔震性能驗算

橋梁結(jié)構(gòu)采用減隔震設(shè)計，要求橋墩和樁基處于彈性階段，除了驗算橋墩和樁基的強度和變形外，還需對減隔震裝置進行驗算。

3.1 強度及變形驗算

在E2 地震作用下，橋墩和樁基需保持彈性狀態(tài)，需校核E2地震作用的結(jié)構(gòu)響應(yīng)。彎矩-曲率（M-Φ）作為評價截面的抗震性能被廣泛應(yīng)用于鋼筋混凝土截面的抗震分析中。該項目針對橋墩和樁基的截面形式和配筋情況，利用Midas/Civil 軟件建立橋墩和樁基截面彎矩-曲率（M-Φ）分析的典型截面模型，截面彎矩-曲率（M-Φ）分析需先確定材料本構(gòu)模型，該項目的混凝土采用的本構(gòu)模型是Mander 模型，鋼材采用的本構(gòu)模型是雙折線模型。通過截面彎矩-曲率（M-Φ）分析得到橋墩和樁基的結(jié)果如表2 所示，E2 地震作用下周期和位移分析見表3所示。

表2 E2地震作用下強度驗算表

對采用板式橡膠支座和高阻尼隔震橡膠支座的設(shè)計進行對比分析，結(jié)果如下：

（1）由表2可知：在彎矩-曲率（M-Φ）分析中，橋墩和樁基的彎矩值都比初始屈服彎矩小，可得在E2 地震作用下，橋墩和樁基構(gòu)件均處于彈性階段；橋梁結(jié)構(gòu)采用普通板式橡膠支座引起的彎矩值比采用高阻尼隔震橡膠支座彎矩值大，隔震與非隔震的比值最低達到0.65，高阻尼隔震橡膠支座使用效果是顯而易見的；橋墩和樁基的構(gòu)件尺寸及鋼筋配筋存在一定的優(yōu)化空間。

（2）由表3 可知：第一，采用普通板式橡膠支座的周期比采用高阻尼隔震橡膠支座周期要小，顯示高阻尼隔震橡膠支座可以延長橋梁結(jié)構(gòu)的自振周期，對能量耗能起到一定作用；第二，采用普通板式橡膠支座的順橋向和橫橋向的墩頂位移比采用高阻尼隔震橡膠支座墩頂位移要大，原因是橋墩墩高較高和樁基受到河流沖刷的深度，下部結(jié)構(gòu)整體偏柔性，普通板式橡膠支座的水平剛度SDy=1545kN/m，高阻尼隔震橡膠支座的初始水平剛度K1=3640kN/m，顯示普通板式橡膠支座水平剛度比高阻尼隔震橡膠支座的初始水平剛度小，在E2 地震作用下，引起橋梁結(jié)構(gòu)位移量大；第三，采用普通板式橡膠支座的梁端位移比采用高阻尼隔震橡膠支座梁端位移要大，在E2 地震作用下，橋梁結(jié)構(gòu)采用普通板式橡膠支座的順橋向梁端位移達到100.8mm，不滿足采用D60 型伸縮縫裝置要求；采用高阻尼隔震橡膠支座順橋向梁端位移達到64.4mm，略超D60 型伸縮縫裝置要求，基本上滿足要求。

表3 E2地震作用下周期和位移分析表

3.2 減隔震裝置驗算

根據(jù)相關(guān)規(guī)范要求，減隔震裝置是橋梁結(jié)構(gòu)中必不可少的一環(huán)，應(yīng)具備設(shè)計要求的性能，需驗算的內(nèi)容有恢復(fù)力增量、支座豎向承載能力和減隔震支座剪切應(yīng)變等內(nèi)容。

3.2.1 恢復(fù)力增量驗算

在E2 地震作用下，為避免高阻尼隔震橡膠支座發(fā)生過大的變形及保證在地震后能夠自動復(fù)位，除了要求提供阻尼外，還要求高阻尼橡膠支座有一定的屈后剛度。根據(jù)相關(guān)研究成果可知，建議將高阻尼隔震橡膠支座水平位移由設(shè)計位移的50%提高到設(shè)計位移時，其恢復(fù)力增量必須大于其承擔的上部結(jié)構(gòu)重量的2.5%。由表4 可知，該橋梁高阻尼隔震橡膠支座恢復(fù)力增量滿足規(guī)范要求。

表4 恢復(fù)力增量驗算分析表

3.2.2 支座豎向承載能力驗算

在E2 地震作用下，高阻尼隔震橡膠支座在設(shè)計位移下的豎向承載能力，應(yīng)大于其承擔的地震作用效應(yīng)和1.2 倍恒載作用效應(yīng)之和。由表5 可知，該橋梁豎向承載力滿足要求。

表5 支座豎向承載能力驗算分析表

3.2.3 支座剪切應(yīng)變驗算

在E2 地震作用下，高阻尼隔震橡膠支座產(chǎn)生的剪切應(yīng)變應(yīng)小于2.5。由表6 可知，該橋梁制作剪切應(yīng)變滿足要求。

表6 支座剪切應(yīng)變驗算分析表

4 結(jié)束語

基于有限元計算方法，對本橋梁在E2 地震作用下采用高阻尼隔震橡膠支座設(shè)計及其與采用普通板式橡膠支座進行對比分析，得出如下結(jié)論：

（1）隔震與非隔震的比值最低達到0.65，表明高阻尼隔震橡膠支座的使用效果顯而易見；

（2）采用高阻尼隔震橡膠支座的橋梁結(jié)構(gòu)自振周期增加不明顯，主要與橋墩墩高和樁基受沖刷的深度影響，整個下部結(jié)構(gòu)偏柔性；

（3）采用高阻尼隔震橡膠支座的橋梁結(jié)構(gòu)引起梁端位移能夠滿足D60型伸縮縫裝置的伸縮量；

（4）采用高阻尼隔震橡膠支座的橋梁結(jié)構(gòu)能夠滿足規(guī)范的隔震裝置驗算要求。