板式橡胶支座连续梁桥地震位移控制研究

板式橡胶支座连续梁桥地震位移控制研究

0板式橡胶合成梁体地震位移的方法板岩桩箱具有结构简单、性能可靠、安装方便、成本低等特点，广泛应用于中国的中小型直径桥。板式橡胶支座一般放置于墩台顶垫石之上,梁体直接搁置在支座上,支座与墩台、梁体间没有连接措施,地震作用下,橡胶支座与墩顶及梁底接触面之间可能会产生滑动。汶川地震后桥梁震害调查发现:该类型桥梁的震害主要集中在支座滑动后引起的落梁、梁体移位、伸缩缝处相邻间梁体碰撞等方面,而墩柱和基础的损伤一般较轻。显然,板式橡胶支座较柔的剪切刚度以及可能发生滑动效应起到了一定隔震作用;但当支座发生滑动后,整桥在顺桥向由于缺乏足够的恢复力,梁体近乎处于一种随遇平衡状态,导致梁体地震位移较大,进而引起相邻梁体间碰撞、落梁等震害发生。因此,对板式橡胶支座桥梁采用合理有效的抗震措施进行梁体地震位移控制具有十分重要的意义。文献~中针对梁体地震位移同样较大的减隔震设计桥梁,通过设置防落梁装置及连梁装置来控制梁体位移、减小相邻梁体碰撞效应、防止落梁震害发生,效果明显。文献中在分析几种减隔震装置减震、耗能机理的基础上,提出了板式橡胶支座与粘滞阻尼器组合使用的减震措施,能有效地控制梁体地震位移。上述方法虽能有效地控制梁体地震位移,但针对面大量广的板式橡胶支座桥梁,若在所有桥联中安装防落梁装置,势必会带来工程量和造价的增加。本文中结合汶川地震中板式橡胶支座桥梁的震害特点,以一典型连续梁桥为研究背景,利用SAP2000有限元程序建立桥梁空间计算模型,通过数值模拟,对板式橡胶支座桥梁抗震约束体系存在的问题做出评价,提出梁体地震位移控制方法,以期为板式橡胶支座桥梁防震和加固设计提供参考。1计算的基本条件1.1桥墩单元模型本文中选择某大桥接线工程中的一联连续梁桥为代表进行相关研究。图1所示的五跨连续梁桥,其上部结构为跨度30m的连续箱梁,梁高1.8m,桥宽16m;下部结构均采用分离式三柱式桥墩,柱距5.0m,墩柱采用直径1.3m圆形截面,墩高范围为8.25~8.95m;每个桥墩盖梁上均分别安置10个板式橡胶支座,连续墩采用普通板式橡胶支座GYZ400×77mm,过渡墩处采用四氟滑板式支座GYZF4300×77mm。采用SAP2000有限元程序建立多自由度动力分析模型。结合实际震害调查结果,假定桥墩处于弹性,故桥墩和主梁采用线性单元模拟;板式橡胶支座、铅芯橡胶支座均采用非线性连接单元模拟;在桩基础承台底施加土弹簧模拟土的抗力作用。1.2初始刚度的计算板式橡胶支座一般由若干层薄钢板和氯丁橡胶叠合组成,用以提供竖向支承和水平剪切刚度。本文中采用图2所示的双线性分析模型模拟板式橡胶支座的滑动性能,主要的力学参数包括初始刚度K1、屈服后刚度K2以及特征强度Fcr。初始刚度K1为支座未发生滑动时的剪切刚度,每个桥墩上支座的总水平剪切刚度为K1=nk,n为该墩设置的橡胶支座个数,k为单个橡胶支座的剪切刚度。k可表示为式中:Gd,Ar,t分别为单个橡胶支座的动剪切模量、剪切面积和橡胶层的总厚度。屈服后刚度K2为支座滑动后的剪切刚度,由于板式橡胶支座滑动后无任何恢复力机制,计算中近似取为0;特征强度Fcr为支座发生滑动时的临界力,其可表示为式中:μ为支座接触面的动摩阻系数;N为支座承受的竖向反力。文献中对不同构造的铅芯橡胶支座进行水平力学试验,研究了支座力学性能与几何构造的关系,得到了两者一系列的回归关系式。参考其相关结论,本文中亦采用图2所示的双线性分析模型模拟铅芯橡胶支座力学性能,初始刚度K1为铅芯屈服前支座剪切刚度,其主要影响因素为铅芯的横截面面积和有效变形高度;屈服后刚度K2为铅芯屈服后支座剪切刚度,其值大小主要与橡胶硬度、橡胶厚度及橡胶面积有关;特征强度Fcr为铅芯屈服强度,主要影响因素为铅芯的横截面面积。1.3加速度地震动在进行桥梁结构非线性时程地震反应分析时,选用了6条实际地震加速度时程,其中5#地震动和6#地震动为近场脉冲型地震记录,如表1所示。加速度地震动均取自于太平洋地震工程中心地震波数据库。假定桥梁位于地震烈度9度区,将各条时程曲线加速度峰值均调整为0.4g,g为重力加速度。图3为6条实际地震动的加速度时程曲线,图4为经调幅后6条时程曲线对应的加速度反应谱。2橡胶支架桥地震反应分析2.1桥墩单墩受力地震反应结果沿顺桥向分别输入表1所列举的6条地震动,进行桥梁结构地震反应非线性时程分析,计算时主要考虑的非线性因素为板式橡胶支座的滑动效应。计算采用Rayleigh阻尼,阻尼比取为5%。根据《公路桥梁抗震设计细则》(JTG/TB02-01—2008),四氟滑板式橡胶支座动摩阻系数μ取0.02;圆板式橡胶支座动摩阻系数μ分别取0.10,0.15两种计算工况。根据板式橡胶支座几何尺寸,计算可得单个桥墩上支座总初始刚度K1为25.2MN·m-1。图5为接触面动摩阻系数μ分别为0.10,0.15两种工况下各桥墩处板式橡胶支座的最大滑动位移和残余位移,图6为2种工况下各桥墩单墩地震弯矩与屈服弯矩的比较,图5,6中地震反应结果均为6条地震动的平均值。由图6可以看出:板式橡胶支座较柔的剪切刚度以及产生的滑动效应使得主梁惯性力难以传递至桥墩,因而所有桥墩均保持弹性工作状态;但同时却以过大的地震位移为代价,如支座最大滑动位移达0.63m,残余位移达0.35m。对比2种动摩阻系数工况计算结果可知,增大支座接触面摩阻系数能减小支座最大滑动位移和残余位移,但桥墩承受地震力有所增大。2.2地震特征对梁体地震位移的影响2.2.1计算结果比较表2为u=0.15工况下6条地震波输入下梁体最大地震位移和残余位移结果。图7为u=0.15工况下2#和6#地震动输入下梁体地震位移时程曲线。虽然6条地震动的峰值加速度均已调整为0.4g,但表2计算结果表明各条地震动输入下梁体地震位移幅值各不相同:1#~3#地震动输入下梁体与板式橡胶支座间未发生滑动,而4#~6#地震动输入下均发生了滑动,因而4#~6#地震动输入下的梁体最大位移远比1#~3#地震动输入下的大。这很大程度上与输入地震波的频谱特性有关,从图4可知,在长周期范围(1.5~4.0s)内各地震动反应谱值大小不同,4#~6#地震动的谱值明显比1#~3#的大,而板式橡胶支座桥梁由于橡胶材料的柔韧性,其基本振动周期T=1.9s正好落在这个周期范围内,因此造成梁体地震位移结果有所不同。2.2.2[2#地震动]2.2不同加速度脉冲流场从图7可以看出:在6#地震动输入下梁体先是往一个方向滑动,达到最大位移后未能回复到平衡位置,而在新的平衡位置往复振动,产生较大的残余位移;在2#地震动输入下梁体运动则没有出现类似现象,因为板式橡胶支座发生滑动较小,梁体只在平衡位置往复运动。从图3可以看出:与2#地震动相比,6#地震动明显有一个正方向的加速度脉冲,使得地震时梁体一直朝一个方向滑移,由于板式橡胶支座滑动后整桥体系缺乏足够的恢复力机制,后续的地震作用如没有足够的反方向加速度作用,梁体难以回到平衡位置,因此造成较大的梁体残余位移。类似现象也出现在5#地震动输入工况下,同样该地震动系具有脉冲性质的近断层地震动。2.3板式橡胶合成桥梁结合第2.2节分析结果,对板式橡胶支座桥梁在顺桥向地震作用下存在的问题进行归纳。板式橡胶支座广泛应用于中国中小跨径桥梁中,以橡胶的弹性压缩来实现梁体的竖向转动,以剪切变形来实现梁体的水平位移。绝大部分该类桥梁中橡胶支座与桥墩及梁体之间没有连接装置,在地震作用下,尤其是近场脉冲型地震,梁体与支座易产生滑动,而整桥梁体由于缺少恢复力帮助其回到平衡位置,处于一种随遇平衡状态,造成梁体地震位移较大。而目前中国大部分板式橡胶支座桥梁在顺桥向没有防落梁装置,过大的梁体位移进而引起伸缩缝处相邻联梁体的碰撞、梁体移位甚至落梁。如汶川震区都汶高速公路跨越都江堰紫坪坝库区的庙子坪大桥,其引桥采用板式橡胶支座,支座与墩梁间无连接,且在顺桥向无任何防落梁措施,汶川地震中该桥第5跨梁体与支座顶面产生滑动,梁体地震位移超过支座垫石的搭接长度,从而引发落梁。3梁-体地震资料处理的建立3.1梁体地震位移随时间的变化针对中国板式橡胶支座桥梁由于梁体与支座易发生滑动,整桥体系在支座滑动后缺乏恢复力机制使得梁体地震位移较大的现状,探讨了增加支座滑动后支承构件的剪切刚度,引入恢复力机制对控制梁体地震位移的影响。在动摩阻系数为0.15工况基础上,仅在3#墩支座引入恢复力机制,在板式橡胶支座滑动后增加其剪切刚度K2至2,4,6,8MN·m-1,其余参数不变,计算增加剪切刚度后对梁体地震位移的影响反应。图8为K2对梁体地震位移影响。由图8可知:随着K2的增加,梁体地震位移逐步得到有效控制,尤其是梁体残余位移。以K2=4MN·m-1为例,由于恢复力机制的引入,梁体最大地震位移和梁体残余位移分别减小了15%和85%。图9为6#地震动输入下引入恢复力机制前后梁体地震位移时程曲线对比。从图9可以看出:随着K2的增加,梁体最大地震位移和残余位移逐渐减小。增加剪切刚度可为梁体提供足够的恢复力,改变原体系随遇平衡的状态,地震中梁体能回到平衡位置且多次往复,有效地控制梁体地震位移,尤其是梁体残余位移。3.2板式橡胶合成结构满足梁体与曲线变形的要求基于上述讨论,对于板式橡胶支座桥梁,在支座滑动后如何增加支座剪切刚度、提供梁体足够的恢复力成为控制该类型桥梁梁体地震位移的关键。铅芯橡胶支座是在普通橡胶支座中部竖直灌入纯度为99.9%以上的铅芯制成,目前在桥梁隔震设计中应用非常广泛。铅芯橡胶支座的动力试验表明:铅芯橡胶支座具有较好的滞回性能,铅芯的存在增加了其初始剪切刚度,铅芯屈服后剪切刚度接近于普通叠层橡胶支座。基于铅芯橡胶支座的特点,本文中提出在板式橡胶支座桥梁一联中某中间桥墩设置铅芯橡胶支座,其余各墩仍设置板式橡胶支座,其中铅芯橡胶支座上、下钢板分别与梁体、桥墩进行连接以保证恢复力机制的引入。采用本文方法,首先工程量及造价的增加不多,设置铅芯橡胶支座可提供制动力等所需的初始刚度,同时其余桥墩设置的板式橡胶支座能够适应正常使用(如温度作用)所需的梁体变形要求;其次,当桥梁遭遇强震作用使得铅芯屈服,其余桥墩的板式橡胶支座发生滑动时,铅芯橡胶支座能够提供接近于普通叠层橡胶支座的剪切刚度,这种恢复力机制的引入改变了整桥系统随遇平衡的状态,能有效地控制板式橡胶支座桥梁梁体地震位移,尤其是梁体残余位移;此外,铅芯橡胶支座在铅芯滞回变形过程中的能量耗散能进一步减小梁体地震位移。3.3铅芯橡胶枝条参数对梁体地震位移的影响为了验证本文中控制梁体位移方法的有效性,采用本文方法对连续梁桥算例进行非线性时程反应分析,仅在3#墩改设铅芯橡胶支座,其余桥墩仍采用板式橡胶支座,并进行铅芯橡胶支座不同参数工况(表3)的计算分析,研究了铅芯橡胶支座不同参数对梁体位移的影响。表3中所有支座参数值均为单墩上所有单只支座属性的并联总和,3#墩上铅芯橡胶支座的总初始刚度参照文献取为100MN·m-1,其余桥墩的板式橡胶支座力学参数与前述计算工况相同。图10~12分别为铅芯橡胶支座不同参数对梁体最大位移、梁体残余位移、3#墩墩底弯矩的影响。由图10~12可以看出:(1)采用本文方法能够有效地减小梁体地震位移,以铅芯橡胶支座参数FcrN-1=0.10,K2/K1=0.04为例,与所有桥墩均设置板式橡胶支座的工况相比,采用本文方法梁体最大地震位移和残余位移的减幅分别为17%和87%。(2)相同铅芯屈服力条件下,铅芯橡胶支座屈服后刚度越大,梁体地震位移减小幅度越大;相同铅芯橡胶支座屈服后刚度条件下,增大铅芯屈服力能减小梁体地震位移。(3)铅芯屈服力能减小梁体残余位移,但影响不甚明显;增加铅芯橡胶支座屈服后刚度,引入恢复力机制是控制梁体残余位移的关键,恢复力的引入使得原体系随遇平衡状态得以改观,地震中梁体能多次往复平衡位置,梁体残余位移大为减少。(4)设置铅芯橡胶支座的桥墩地震反应随支座铅芯屈服力、屈服后刚度的增大而增大。采用本文方法后,地震中设置铅芯橡胶支座的桥墩可能会发生一定损伤,但考虑到延性设计作为一种最常用的抗震设计策略,只要保证桥墩合理的延性构造设计,与可能的落梁震害相比,桥墩发生可修复损伤是可接受的。4橡胶合成克氏原螯虾边界层,利用恢复力机制控制梁体残余位移(1)板式橡胶支座桥梁梁体地震位移受地震动特性影响明显。低频频率成分丰富,具有脉冲性质的近断层地面运动将引起梁体与支座间的严重滑动,造成较大的梁体地震位移,应当引起设计人员的重视。(2)支座发生滑动后,梁体由于缺少恢复力机制,整桥近乎处于一种随遇平衡状态,梁体残余位移较大。在橡胶支座发生滑动后增加支承构件的剪切刚