横桥向地震作用下连续梁桥碰撞分析

横桥向地震作用下连续梁桥碰撞分析

在过去的20年里，世界上多次发生地震，对桥梁的抗梁设计理论产生了重大影响。这表明，许多国家的科学家正在进行进一步的研究。其中,结构的碰撞问题被认为是影响结构地震反应和结构抗震性能的一个重要因素。许多桥梁结构地震震害表明:桥梁连接构造处的碰撞是引起结构破坏的主要原因之一。为了避免落梁等灾难性损坏或保证支座的抗震安全性,在桥梁构造措施中,通常要设置防落梁装置等。其中,在纵桥向可以在墩台顶提供足够的搭接长度或在相邻梁体之间或墩梁之间安装拉杆等限位装置,在横桥向通常采用设置挡块的抗震措施。梁体与墩台间较大的相对位移极易导致相邻结构间碰撞的发生,其中,最主要的是相邻梁体在伸缩缝处纵向碰撞以及横桥向梁体与抗震挡块间的碰撞。目前,国内外学者对纵向梁体间的碰撞做了较深入研究,研究结果表明碰撞对结构的抗震性能有很大的影响,但对于横向碰撞研究得较少,大多局限在简支梁桥上,只有文献研究了地震作用下横向碰撞对连续梁桥地震反应的影响。我国的公路桥梁抗震设计细则(JTGTB02-01-2008)也仅把挡块作为一种构造措施。实际上,在有些结构中,挡块的作用对主体结构的地震反应有较大的影响。目前对非规则梁桥横桥向地震碰撞效应的研究基本上是空白。我国西部由于地形条件的限制,桥梁结构一般由多联连续梁组成。其中,中联为高墩区,边联墩高相对较低,属非规则桥梁。西部是我国的地震多发区,发震频繁且烈度高。因此,对于这种结构布置的多联连续梁桥,在横桥向地震作用下梁体与挡块间的碰撞效应尤为突出。因此,研究地震作用下横向碰撞对非规则梁桥地震反应的影响具有极为重要的现实意义。本文结合西部山区某一实际典型多跨连续梁桥,分析了梁体与抗震挡块间的碰撞对结构横桥向地震反应的影响,探讨了减轻碰撞和限制相对位移的措施和方法。1结构体系的数值模型图1(a)为山区某典型3联多跨连续梁桥计算模型,上部结构采用跨度为30m预应力T梁,桥宽为24m。3#墩和10#墩处设置伸缩缝,0#、15#桥台以及伸缩缝处墩顶设置滑板支座;6#、7#墩顶处墩梁采用固结;其余各桥墩顶安装板式橡胶支座,每墩橡胶支座的水平剪切刚度为2.54×104kN/m。墩顶盖梁两侧均设置了钢筋混凝土抗震挡块,挡块长×宽×高为120cm×30cm×50cm。各桥墩高度如表1所示。假定墩柱的力-变形为理想弹塑性关系,各桥墩的屈服弯矩如表2所示。应用美国加州大学编制的Drain-3DX程序进行结构地震反应分析。在计算模型[图1(a)]中,梁体与墩柱分别用弹性梁单元、弹塑性梁柱单元模拟,单元的质量采用堆积集中质量代表,橡胶支座采用弹簧连接单元模拟;混凝土结构的阻尼比取为5%,进行线性和非线性时程分析时,采用瑞利阻尼。梁体与抗震挡块间可能发生的碰撞采用接触单元模拟[图1(b)],并假定挡块不发生屈服和破坏。其中接触单元的非线性力-位移关系为:f={k(Δd-ΔG)Δd-ΔG＞00Δd-ΔG≤0(1)式中:ΔG为梁体与抗震挡块间的初始间隙,Δd为地震作用下梁体与挡块间的横向相对位移,k为接触刚度。碰撞过程中的能量损失采用阻尼器代表,阻尼的大小与碰撞过程的恢复系数e有关,对于完全弹性碰撞,恢复系数e=1;完全塑性碰撞,恢复系数e=0。对于混凝土材料e取0.65。根据恢复系数,可得到阻尼的计算公式为:c=2ξ√k(m1m2m1+m2)(2)ξ=-lne√π2+(lne)2(3)2梁体与抗震挡块间的碰撞应用图1所示的计算模型,输入南北向EL-Centro地震波和Northridge地震波(加速度峰值调整为0.4g),假定伸缩逢间隙为0.05m,接触单元刚度k的取值由于缺乏试验依据,本次分析采用挡块的弯曲刚度并考虑剪切变形的影响,为5×106kN/m。墩柱按弹塑性考虑,计算出各墩顶横向位移峰值见表3,在EL-Centro波与Northridge波输入时2#、5#墩顶横向位移时程曲线分别如图2、图3所示,表4给出了墩底塑性转角。图4为墩梁横向相对位移,图5为梁体与抗震挡间碰撞力。由图2、图3可知,在El-Centro波输入时,梁体与抗震挡块间的碰撞增大2#、5#墩顶位移;而在Northridge波输入时,梁体与抗震挡块间的碰撞却减小2#墩顶位移,增大5#墩顶位移,这主要与输入的地震波特性有关。由表3可知,梁体与抗震挡块间的碰撞对梁体与抗震档处墩顶位移的影响不是很大。梁体与抗震挡块间的碰撞减小墩顶横向位移需求的幅度基本上在20%之内,而对高墩的位移需求放大的幅度基本在30%左右,对矮墩的位移需求放大幅度可达3倍～4倍。从表4可以看出:梁体与抗震挡块间的碰撞对伸缩缝处墩底塑性转角的影响不是很大,放大或减小的幅度基本在20%之内。梁体与抗震挡块间的碰撞可能放大墩底的塑性转角,也可能减小墩底的塑性转角,主要与输入地震波的特性有关。梁体与抗震挡块间的碰撞减小墩底塑性转角的幅度基本上在20%之内,放大墩底塑性转角的幅度最大可达3倍,在El-Centro波输入时,梁体与抗震挡块间的碰撞使13#、14#墩底由弹性进入弹塑性范围;在Northridge波输入时,梁体与抗震挡块间的碰撞使第三联各墩墩底从弹性范围进入弹塑性范围。由图4可知,不考虑梁体与横向挡块间的碰撞时,墩梁横向相对位移较大,尤其是伸缩缝处的墩梁横向相对位移最大,主要是由于伸缩缝处设置的是滑板支座。在El-Centro波输入时,3#墩与第二联梁体间最大横向相对位移可达25.7cm,在Northridge波输入时,10#墩与第三联梁体间横向相对位移最大达37.5cm,过大的墩梁横向相对位移会导致梁体与挡块间的碰撞,过大的墩梁横向相对位移可能导致上部结构落梁破坏。考虑梁体与挡块间的横向碰撞后,墩梁横向相对位移基本上控制在5cm之内。由图5可以看出:梁体与抗震挡块间的碰撞产生了相当大的碰撞力,尤其是伸缩缝处梁体与挡块间的碰撞力最大,图6给出了在El-Centro波输入时0#台与第一联梁体间、15#台与第三联梁体间碰撞力的时程。3橡胶缓冲垫安装角度以上分析表明,在横向地震作用下伸缩缝处梁体与墩台间会产生较大的横向相对位移,并导致伸缩缝处梁体与挡块间产生较大的碰撞,容易造成挡块局部破坏,对结构的抗震很不利。为了减轻这种现象,通常在挡块靠近梁体一侧安装橡胶缓冲垫来减轻碰撞。根据实验结果,橡胶缓冲装置的应力-应变关系如图7所示,其加载刚度kLs与卸载刚度kULs由下式计算:kLs={ks10≤ε≤60%ks2=12ks160%≤ε＜80%ks3=24ks180%≤ε(4)kULs={ks4=48ks1σ≠0ks5=0σ=0(5)式中σ、ε分别为橡胶缓冲装置的应力与应变,根据实验结果,250mm×150mm的矩形橡胶垫的刚度为ks1=6.25MN/m。安装橡胶缓冲垫后,梁体与抗震挡块间碰撞仍采用图1(b)的计算模式模拟,接触单元的非线性力-变形关系采用式(1)计算,接触刚度取橡胶缓冲垫的刚度。对于图1所示的计算模型,在每个挡块内侧各安装10个250mm×150mm厚10cm的橡胶缓冲垫,假定梁体与抗震挡之间间隙为0.05m,输入南北向EL-Centro地震波和Northridge地震波(加速度峰值调整为0.4g),计算出橡胶缓冲垫对墩顶位移、墩底塑性转角及碰撞力的影响分别如表5、表6。由表5、表6的结果可以看出:在抗震挡内侧安装橡胶缓冲垫,可以极大地减小梁体与抗震挡之间的碰撞力,减小60%～80%左右;同时减小矮墩区桥墩的墩顶横向位移和墩底塑性转角,高墩区桥墩的墩顶位移和墩底塑性转角增加不显著。4梁体与抗震挡块间的碰撞本文仅针对我国西部山区典型的非规则梁式桥梁,初步分析了横桥向地震作用下非规则梁桥梁体与抗震挡块间的碰撞效应,探讨了减轻碰撞和限制相对位移的措施和方法。结果表明:(1)在横桥向地震输入下,墩梁横向相对位移较大,尤其是伸缩缝处的墩梁横向相对位移最大,过大的墩梁横向相对位移会引起梁体与挡块间的碰撞,过大的墩梁横向相对位移也可能导致上部结构落梁破坏。(2)梁体与抗震挡块间的碰撞对伸缩缝处墩顶位移和墩底塑性转角的影响不是很大,梁体与抗震挡块间的碰撞可能放大墩顶位移和墩底的塑性转角,也可能减小墩顶位移和墩底的塑性转角,