倒虹吸跨河大桥减震方案选择

倒虹吸跨河大桥减震方案选择

地震对设计的潜在破坏主要取决于结构的基本过程和场地的高度变化周期的一致性。基本周期越接近卓越周期,结构粘滞阻尼越小,地震破坏就越严重。粘滞阻尼实际上是一种耗能方式,它也可通过滞后、摩阻和非弹性反应的方法来实现耗能。所以,采取一定的减震措施以改变体系基本周期和耗能性能是增强结构抗震能力的有效途径和方法。根据阻尼器减震耗能原理可以将其分为三大类:摩擦阻尼器、粘弹性阻尼器、液体粘滞阻尼器。目前国际上已根据以上原理成功开发了多种减震装置。我国工程减震措施研究起步不久,桥梁工程应用较多的板式橡胶支座和聚四氟乙烯滑板支座。减震效果较好的铅芯—橡胶支座、液体粘滞阻尼器等在建筑工程中均有一些成功应用,但在我国桥梁工程尚属鲜见。因此,对于桥梁工程有必要考虑采用效果较好的减震装置。某倒虹吸跨河大桥总长240.0m,桥面宽7.0m,采用简支梁板式结构,单跨长15.0m,共16跨,桥墩为实体混凝土墩,基础采用钻孔灌注桩。原设计采用200mm×350mm×28mm板式橡胶支座。该桥跨越某发育断裂,工程所处地区设计地震烈度高达9度,复杂的地质条件及潜在的高烈度地震,使得桥梁结构抗震减震措施的研究十分必要和迫切。1计算桥梁的抗疲劳计1.1动力特性计算本文抗震计算分析重点是考虑顺桥水平地震响应,横桥向分析另作阐述。采用弹性反应谱理论,地基为Ⅲ类场地土,阻尼比μ为0.05。顺桥向地震时,板式橡胶支座的剪切变形使得上部结构纵向振幅与墩顶振幅不同。桥墩为桩基桥墩,属柔性墩。各跨上部结构及各墩顶之间存在明显的动力耦联作用,支座提供的约束作用可视为水平弹性支承,刚度为KS。原设计整桥体系顺桥向抗震计算简图如图1所示,图中Gi为墩顶换算质点重力(kN);Gb为上部结构重力(kN);Ki为墩顶抗推刚度(kN/m)。对于图1所示体系,取i号墩单独考虑,如图2所示,基本圆频率的平方为:w21=a+c2-√(a-c2)2+bc(1)w21=a+c2−(a−c2)2+bc−−−−−−−−−−√(1)式中:a=Κi+2ΚsGiga=Ki+2KsGig;b=2ΚsGigb=2KsGig;c=2ΚsGbg;g为重力加速度。该系统第一振型上部结构质点Gib对墩顶质点Gi的振型位移之比为:λi=cc-w21上述结果可推广至求解整体第一振型Ψ1(i)。图1所示体系整体第一振型各墩顶值Ψ1(i)可取与墩高成正比的线性函数,第i号墩与第i+1号墩之间的上部结构的振型位移Ψ1(i,i+1),可按此两单墩振型位移之比算出后取其平均值。体系的整体第一振型确定以后,可计算体系的基频及有关特性参数如下:w1=√Κ*1/Μ*1Μ*1=n∑i=1ΜiΨ12(i)+n∑i=0ΜbΨ12(i,i+1)Κ*1=n∑i=1ΚiΨ12(i)+n∑i=0Κs[Ψ1(i,i+1)-Ψ1(i)]2+n+1∑i=1Κs[Ψ1(i)-Ψ1(i-1,i)]2L1=n∑i=1ΜiΨ1(i)+n∑i=0ΜbΨ1(i,i+1)式中:Mi=Gi/g,Mb=Gb/g,n=15,Ψ1(0)=Ψ1(16)=0。根据反应谱理论,相应于第一振型第i号墩顶的最大位移vi、加速度ai、墩顶集中力Qi为:vi=L1Μ*1Ψ1(i)Sd=L1Μ*1Ψ1(i)Saw21ai=L1Μ*1Ψ1(i)SaQi=Κivi式中:Sd为谱位移,Sd=Saw21;Sa为谱加速度,Sa=Khβ1g;Kh为水平地震系数;β1为相应于基本周期的动力放大系数。第二振型可假定各上部结构质点为相对于墩底的不动点,各墩分别按单自由度系统计算。第i号墩的第二圆频率为:w2i=√Κi+2ΚsGig相应于第二振型第i号墩顶的最大位移vi、加速度ai、墩顶集中力Qi为:vi=Sd=Saw22‚ai=Sa=Κhβ2ig‚Qi=Κhβ2iGi式中:β2i为相应于第二周期Τ2i=2πw2i的动力放大系数。最后将第一振型和第二振型的响应进行平方和方根组合,得出总的地震响应。1.2滑移量及频率对动力的影响聚四氟乙烯滑板支座(简称滑板支座)是板式橡胶支座的一种特殊形式,将一块平面尺寸与橡胶支座相同,厚为1.5～3.0mm的聚四氟乙烯板材和橡胶支座粘合在一起,另在梁底支点处,设置一块有一定光洁度的不锈钢板,可在聚四氟乙烯板表面来回移动。滑板支座相当于摩擦阻尼器,耗能量随着滑移量及其频率的增加而增加,具有一定的减震能力。该减震方案中每一跨上部结构的一端仍保留原板式橡胶支座,另一端改为滑板支座。对于这种结构型式,一般应分别对摩擦力克服前后进行计算分析。计算发现9度地震时各墩顶滑板支座受力已远远超过滑板支座摩擦力,摩擦力已完全被克服。摩擦力克服后,应考虑滑板支座的摩擦阻尼,与其等效的粘滞阻尼比可用下式计算:μf=2π⋅FfQ(2)式中:Ff为摩擦力,Ff=μdN;μd为滑板支座的动摩擦系数,μd=0.02;N为正压力,计算桥墩摩擦阻尼时应同时考虑其左右两跨上部结构滑板支座的作用,故正压力N应取左右两跨上部结构重力之和的二分之一;Q为所受地震力。阻尼校正系数CD=√0.05μ+μf。根据设计反应谱查出的动力放大系数β值乘以CD,作为β的计算取值。其它计算和前面类似,但式中2Ks应为Ks。1.3结构体系的选择铅芯—橡胶支座是在分层橡胶支座(相当于原板式橡胶支座,但高度远高于它)中插入铅芯,如图3所示,它把水平柔性装置、阻尼能力、弹性恢复力、竖向承载力融为一体,安装方便。由于铅芯阻尼很高,有很强的耗能能力。铅芯—橡胶支座的水平刚度小于原设计刚度,提高了结构基本周期,使其远离场地卓越周期,因而非常有利于结构抗震减震。所以,铅芯—橡胶支座在桥梁减震中是很有发展前途的。该桥每跨简支梁两端均设置4只GZY300型铅芯—橡胶支座,规格为ue001φ262mm×84mm,产品总高度120mm,连接板尺寸340mm×340mm。主要性能指标为:设计承载力680～1000kN、标准位移64mm、最大位移165mm、水平刚度0.9～1.1kN/mm、等效阻尼比0.15～0.28、竖向刚度800～1000kN/mm。为便于比较,铅芯—橡胶支座拟采用水平刚度k为1.0kN/mm、1.5kN/mm,桥梁结构综合阻尼比μ取为0.20、0.25。根据阻尼比,求出阻尼校正系数CD,得出动力放大系数β的计算值。铅芯—橡胶支座减震结构方案的抗震计算与原板式橡胶支座结构抗震计算分析相似。1.4液体粘滞阻尼器液体粘滞阻尼器(简称液体阻尼器)是利用阻尼来吸收地震能量,既可以降低结构地震响应力也可以降低响应位移。这种阻尼器在静止状态下没有起始刚度,不会影响结构基本周期、振型等,它已有几十年的应用历史。液体粘滞阻尼器减震方案中,每跨上部结构仍采用原板式橡胶支座,但在桥墩与上部结构之间增设一只或多只液体粘滞阻尼器。桥梁结构的综合阻尼比μ由此而增加到0.20。减震结构和原板式橡胶支座结构基本周期计算结果列于表1。2对桥梁振动效果的分析和衰减方案的选择2.1抗衰减效果分析2.1.1减斜率及wsfd根据表1可知,采用板式橡胶支座的原设计整桥体系顺桥向基本周期为0.700s;如果上部结构一端保留板式橡胶支座,另一端设置聚四氟乙烯滑板支座,1号墩与15号墩、2～14号墩单墩基本周期分别增加20.6%、36.3%;如果简支梁两端均设置4只GZY300型铅芯—橡胶支座,则减震结构基本周期增加至0.937～1.128s,增加了33.9%～61.1%,并随着铅芯—橡胶支座水平刚度的减小而增加;液体阻尼器减震结构基本周期不变。结构抗震设计原则之一是结构基本周期应避开场地土卓越周期。由于该桥处于Ⅲ类场地土,卓越周期为0.450s,根据基本周期计算结果,铅芯—橡胶支座减震结构基本周期与卓越周期相差最大,因而最有利于抗震,尤其是水平刚度小的铅芯—橡胶支座减震结构。2.1.2要采用弹性波或国外波,方案19度地震下原设计和减震结构桥墩顺桥向最大地震响应减震效果比较列于表2,其中减震系数定义为减震结构与原设计地震响应的比值。由表2可知,原板式橡胶支座结构顺桥向最大墩顶位移、墩顶加速度、墩底剪力、墩底弯矩分别为18.02mm、0.910g、1827.1kN、27223.8kN·m,地震响应很大。当采用滑板支座、铅芯—橡胶支座和液体阻尼器减震时,桥墩地震响应明显降低,特别是铅芯—橡胶支座。铅芯—橡胶支座减震结构墩顶位移、墩底剪力和弯矩减震系数为0.316～0.397,即减震结构桥墩地震响应只有原设计的31.6%～39.7%;墩顶加速度减震系数0.443～0.496。可见铅芯—橡胶支座减震效果明显,且减震系数随着刚度的减小和阻尼比的增大而有所减小,即小刚度、大阻尼有利于减震。2.1.3结构加速度响应情况原设计和减震结构的上部结构顺桥向最大地震响应减震效果比较列于表3。根据表3,原板式橡胶支座桥梁上部结构最大位移、加速度分别为87.94mm、0.723g,地震响应很大。采用滑板支座、铅芯—橡胶支座和液体阻尼器减震,上部结构绝大多数地震响应有不同程度的降低,特别是铅芯—橡胶支座结构加速度响应。液体阻尼器位移减震效果最好;k=1.5kN/mm、μ=0.25铅芯—橡胶支座次之;滑板支座对位移几乎没有减震,甚至放大;铅芯—橡胶支座位移减震系数为0.590～0.815不等。减震结构加速度减震系数0.272～0.592,铅芯—橡胶支座减震效果显著,减震系数只有0.272～0.376。从表3还可看出,铅芯—橡胶支座刚度及阻尼比对上部结构位移的影响大于对加速度的影响,刚度、阻尼比较小对上部结构位移不利,由于上部结构位移对倒虹吸钢管影响较大,所以宜选择刚度、阻尼比较大的铅芯—橡胶支座。2.1.4明/短板胶结构设计上部结构最大位移响应减去墩顶位移为支座最大剪切变形,表4为原设计和减震结构支座顺桥向最大剪切变形及其减震效果比较。根据表4,原板式橡胶支座最大剪切变形为76.49mm,这对200mm×350mm×28mm板式橡胶支座是无法达到的。滑板支座滑移量大于原设计支座剪切变形量。铅芯—橡胶支座和液体阻尼器减震结构的支座剪切变形均有所降低。液体阻尼器减震效果最好,减震系数0.500;k=1.5kN/mm、μ=0.25的铅芯—橡胶支座次之,该结构剪切变形量38.74～49.41mm,减震系数0.646～0.663。由于GZY300型铅芯—橡胶支座的剪切变形能力较强,一般标准位移64.00mm、最大允许位移165.00mm,所以,k=1.5kN/mm、μ=0.25铅芯—橡胶支座完全满足剪切变形要求。2.2结构参数设计不理想根据原设计和减震结构顺桥向基本周期、桥墩地震响应、上部结构地震响应、支座剪切变形等分析结果,液体阻尼器结构减震系数均为0.500左右,虽然上部结构位移和支座剪切变形减震效果较好,但其桥墩墩顶位移、墩顶加速度、墩底剪力、墩底弯矩和上部结构加速度响应减震效果均没有铅芯—橡胶支座明显;滑板支座减震结构绝大多数地震响应减震效果远低于铅芯—橡胶支座结构,甚至某些抗震性能还不及原设计。对于液体阻尼器,尽管需设置的数量少但液体阻尼器价格昂贵。根据减震效果和经济指标综合考虑,GZY300型铅芯—橡胶支座减震方案最优,并宜选择刚度和阻尼比稍大的铅芯—橡胶支座。根据以上分析,建议每跨上部结构两端各设置4只k=1.5kN/mm、μ=0.25的GZY300型铅芯—橡胶支座。9度设计烈度下墩顶顺桥向加速度地震响应只有0.403g,几乎没有放大;上部结构位移、支座剪切变形分别只有53.11mm、4