高地震烈度区简支梁桥的减震分析

高地震烈度区简支梁桥的减震分析

1减隔震技术在公路方面的应用在5.12号汶川大地震中，公路桥梁遭受了严重的地震破坏，严重影响了救灾活动和灾后重建。如何有效地减小地震引起的桥梁结构损伤,是保证公路生命线安全与畅通的关键。理论分析和实践证明,通过减隔震设计,可有效减小桥梁结构的地震响应。桥梁减隔震技术在国内、外得到广泛应用,如日本的宫川大桥、美国的塞克斯顿桥(SextonBridge)以及我国的澳门西湾大桥、厦门同安湾大桥、东莞东江大桥等均成功应用了减隔震技术。本文以水晶大桥为例,通过反应谱和时程分析对铅芯橡胶支座应用于简支梁桥的减隔震效果进行研究。2灌注案例桥型及减隔震设计水晶大桥为四川阿坝州松潘县境内川主寺至黄龙景区雪山梁子隧道工程中的一座大桥。桥梁上部采用3×25m+3×25m预应力混凝土简支T梁;下部采用钢筋混凝土变截面圆柱墩,最大墩高32m,两岸采用桩柱式桥台,桥梁墩台采用钻孔灌注摩擦圆柱桩基础。该桥平面位于圆曲线缓和段内(R=260m、Ls=40m),纵向位于i=-2.8%的下坡段内。其桥型布置见图1。该桥位于高地震烈度区(根据项目地震安全性评价报告,该区域50年超越概率为10%的地震烈度值为8.1度),桥址位于东门沟次级断裂带附近,桥位处地形呈“V”字形,桥墩高度差异较大,桥位处下覆卵(砾)石厚度大,桥梁结构形式对抗震不利,因此,对桥梁进行减隔震设计,在桥墩上设置直径为370mm的隔震铅芯橡胶支座(根据支座所受荷载及位移等的要求,在设伸缩缝的3号墩上设置GYZF4型四氟滑板橡胶支座,尺寸为250mm×450mm×49mm),铅芯橡胶支座示意见图2。通过减隔震设计来延长桥梁的自振周期,增加桥梁结构阻尼,从而降低桥梁地震力。3整个桥梁的有限模型3.1模型的建立为分析铅芯橡胶支座的减隔震效果,采用通用有限元程序ANSYS分别建立隔震状态和非隔震状态的全桥有限元模型,进行抗震计算。2个模型中,预应力混凝土简支T梁均采用空间梁单元Beam44模拟,桥墩及桩基均采用Beam189梁单元模拟,二期恒载均采用平均密度加入梁体中。非隔震状态的模型中桥梁支座均采用弹簧单元Combin14模拟;隔震状态的模型中3号墩支座采用弹簧单元Combin14模拟,其余铅芯橡胶支座采用非线性摩擦滑移单元Combin40模拟(考虑桥墩与梁之间顺桥向的隔震)。全桥有限元模型见图3。3.2边境条件处理3.2.1弹簧单元的影响由于桥位处下覆卵(砾)石厚度大,桥梁基础采用摩擦桩的形式,因此在地震分析中不能忽略桩-土作用效应。在桩-土作用的计算模型中,实际的桩基础采用梁单元Beam189模拟;桩周围土抗力的影响采用弹簧单元Combin14模拟,根据土层的性质及厚度确定弹簧单元的刚度,根据土层深度确定沿桩长按5m间距设置弹簧单元。由于在瞬间荷载作用下的土抗力比持续荷载作用的大,地震分析时,土层抗力系数m考虑为静力计算值的2～3倍,通过m值折算弹簧单元的等效刚度计入桩-土作用。桩底按固结处理。桩-土作用简化模型见图4,图中k1、k2、k3分别为桩基对应不同深度的土层对桩侧向作用的刚度(kN/m)。3.2.2支持和扩展桥台及伸缩缝处的滑板橡胶支座仅约束竖向自由度,伸缩缝处相应梁端耦合x,y,z3个方向平动自由度。3.3座的等效方法由于理论上反应谱法只适用于计算线弹性结构,而在隔震状态下,E2地震作用可能使得铅芯橡胶支座进入塑性工作状态,此时需将铅芯橡胶支座的刚度进行等效处理才能得出结构的非线性反应。铅芯橡胶支座的刚度等效方法为对其等效线性化模型(分析中采用双线性模型,见图5)进行多次迭代计算,计算公式为:ke=Qu=αα−1k2+1k1ke=Qu=αα-1k2+1k1式中,ke、k1、k2分别为铅芯橡胶支座的等效刚度、一次刚度和屈服后二次刚度,k1=18518.5kN,k2=2777.8kN/m;Q、Qy分别为支座计算剪力和屈服剪力,Qy=81kN;α=Q/Qy;u、uy为支座计算剪力和屈服剪力对应的剪切变形。通过迭代计算,在E1和E2地震作用下该桥铅芯橡胶支座未屈服和出现屈服后的等效刚度分别为18518.5kN/m,4343.5kN/m。4振动频率和振型采用子空间迭代法求解桥梁动力特性。按照设计规范规定,结构分析中对应振型参与质量要占总质量90%以上,为了保证计算精度,该桥共计算了前60阶振动频率和振型,并通过振型组合得到反应谱地震响应。由于一般情况下结构前几阶振动频率和振型起控制作用,本文只给出非隔震和隔震状态下该桥的前10阶振动频率和周期,见表1。由表1可知,该桥在非隔震状态下,1阶自振周期为1.81s;在使用了铅芯橡胶支座隔震后,1阶自振周期为4.14s,满足抗震规范对隔震后桥梁基本周期是非隔震桥梁基本周期2倍以上的要求。5反应谱分析5.1反应谱计算验证该项目地震安全性评价报告提供了不同超越概率下的计算反应谱。在计算桥梁地震响应时,为使得反应谱计算和时程计算结果具有可比性,根据抗震规范,分别取用50年超越概率10%(对应基本烈度,地震重现期475年)和50年超越概率2%(地震重现期2475年)的计算反应谱,作为E1和E2地震作用进行反应谱分析。计算反应谱和设计反应谱见图6。5.2桥梁的地震内力将铅芯橡胶支座的等效刚度计入有限元模型后,可以将结构的非线性分析简化为线弹性反应谱分析,进而得出隔震后桥梁的地震内力和位移响应,结果见表2。由表2可知,隔震后桥梁在E1、E2地震作用下最大墩顶位移值分别为17.5cm、28.7cm。这些位移可能导致普通橡胶支座剪切破坏,桥面系破坏,但不会落梁,可采用设置梁端防震缓冲垫和梁端拉杆等措施来保证桥梁结构的安全。6分析计算过程根据抗震规范要求,非规则桥梁应采用时程分析方法计算桥梁结构在不同地震作用下的地震响应。与反应谱法相比,采用时程分析方法结果更为准确,但分析过程较为复杂。6.1基岩加速度时程在进行地震响应时程计算时,应采用多条地震波进行计算分析。依据该项目地震安全性评价报告给出的对应于不同超越概率下的不同基岩加速度时程,分别取用与反应谱相同超越概率的基岩加速度时程计算E1地震作用和E2地震作用下桥梁的地震响应。分析中采用的地震波见图7,其中地震波1～3为E1地震作用产生的,地震波4～6为E2地震作用产生的。6.2非隔震作用下,墩顶位移在e、e对于按减隔震设计的桥梁,在地震作用下,由于铅芯橡胶支座延长了结构的自振周期,地震造成的位移反应主要集中在支座上,同时由于支座进入非线性状态耗能,从而减少了桥墩的地震反应。为对比所选铅芯橡胶支座的减隔震效果,采用地震波1～6分别计算了隔震和非隔震状态下桥梁的地震响应,E1和E2地震作用下顺桥向的计算结果见表3～5。由表3～5可知,非隔震状态下,桥梁在E1地震作用下墩顶位移最大值为35.6cm,会导致支座剪切脱落,桥面损坏;在E2地震作用下墩顶最大位移达到了65.2cm,极可能导致落梁。采用隔震设计后,E1、E2地震作用下的墩顶位移均减小约一半,即便在E2地震作用下,墩顶最大位移仅32.2cm,不会发生落梁;墩底弯矩在E1、E2地震作用下最大减少了54%和56%;墩底剪力在E1、E2地震作用下最大减少了57%和60%。该桥经隔震设计后,有效减小了桥墩地震响应。6.3e震作用下墩底弯矩变化按抗震规范要求,在E1地震作用下,时程法的计算结果不应小于反应谱法计算结果的80%。以桥梁4号墩为例,隔震后在E1地震作用下该桥墩顶位移、墩底剪力、墩底弯矩按反应谱法计算结果依次为12.1cm、397.6kN、4016kN·m,按时程分析法计算结果依次为15.1cm、601kN、4789kN·m。同样,隔震后在E1地震作用下,其他桥梁墩顶位移和墩底内力按时程分析法计算结果均较按反应谱法计算结果稍大,但均满足抗震规范的要求。6.4确定墩底截面塑性铰的方案对于墩底截面,由于加密箍筋的约束作用,使得混凝土截面处于3向受力状态,计算墩底截面的屈服状态结果时应使用约束混凝土的本构关系(Mander模型),其应力～应变关系见图8,图中符号含义见文献。将E1和E2地震作用下墩底截面的地震响应弯矩值与其屈服弯矩值进行对比,可判定墩底截面是否形成塑性铰,结果见表6、表7。由表6、表7可知,在E1和E2地震作用下,非隔震的桥梁墩底几乎都出现了塑性铰;而由于铅芯橡胶支座的隔震作用,使得隔震桥梁在E1地震作用下大部分墩底截面保持在弹性工作状态,在E2地震作用下出现塑性铰的墩底弯矩较非隔震状态减小约一半,有效地减小了桥墩的塑性变形。7铅芯橡胶支架隔震设计的优点为减小地震响应,水晶大桥设计采用铅芯橡胶支座。该桥已于2011年3月开工建设,目前1,2,5号墩铅芯橡胶支座已安装。通过对该桥铅芯橡胶支座减隔震效果的反应谱和时程分析得到以下结论:(1)非隔震状态时,该桥在E1和E2地震作用下桥墩的位移响应和内力均较大,普通板式橡胶支座已经不能满足强度和变形的要求。较大的墩底弯矩将使墩底过早进入塑性状态,并发生桥墩塑性铰区的剪切破坏,导致桥梁的倒塌,或由于墩底塑性变形过大引起墩顶过大位移,导致落梁。(2)采用铅芯橡胶支座隔震后,该桥墩顶位移、墩底剪力和弯矩得到了有效的减