高地震烈度区大跨长联混凝土连续梁桥协同减隔震体系研究

李永庆 王刚 樊冰冰

中交第一公路勘察设计研究院有限公司

摘 要：高地震烈度区大跨长联混凝土连续梁桥上部结构质量大、地震响应高，抗震问题较为突出。介绍了基于协同减隔震技术的速度锁定摩擦摆支座的基本结构组成及摩擦耗能工作原理，并以西安市红光路沣河大桥为工程研究实例，提出制动墩“硬扛”体系、协同抗震体系和协同减隔震体系等3种结构体系，建立相应的地震分析模型对3种体系下的结构动力特性及地震响应进行计算分析对比。结果表明，相比其他体系，基于速度锁定摩擦摆支座的协同减隔震体系的结构自振周期得到了有效延长，纵向地震响应下降明显，墩梁之间的相对位移合理可控，该体系是高烈度区大跨长联混凝土连续梁桥的一种合理的减隔震体系。

关键词：桥梁抗震;高地震烈度区;大跨长联混凝土连续梁桥;速度锁定摩擦摆支座;协同减隔震体系;

1 研究背景

由于大跨长联混凝土连续梁桥在经济性、耐久性、行车舒适性等方面优势突出，因此在公路及城市桥梁中得到了广泛应用。但该类型桥梁结构刚度大且总体质量大，在地震作用下固定墩的结构响应较高，尤其对于高地震烈度区，结构的抗震问题较为突出。工程界常用的解决方案为[1]采用延性设计和减隔震设计。延性设计的典型特点是在地震作用下允许下部结构形成塑性铰，利用铰区的塑性变形进行耗能，从而降低地震响应，其不足之处在于震后需对铰区进行修复，对于桥墩塑性铰长期置于水中或没有修复条件的桥梁则不具适应性。众多的应用成果表明[2,3,4,5],减隔震设计是解决强震高烈度区桥梁抗震难题较为理想的途径。减隔震设计[6]通过在上下部结构之间设置减隔震装置，以提高结构阻尼和自振周期，从而降低地震响应。常用的减隔震装置有阻尼装置和减隔震支座。阻尼装置仅能解决单一方向的减震，受阻尼装置构造的限制，垂直方向发震时，地震位移一般远大于梁体在温度作用下的自由伸缩位移，由于容许转角较小，往往极易损伤阻尼装置，很大程度上降低其使用寿命。铅芯橡胶支座、高阻尼橡胶支座及双曲球面摩擦摆钢支座是较为常见的减隔震支座。橡胶类减隔震支座由于竖向及水平承载力有限，加之耐久性能比钢支座差等原因，近年来在大跨桥梁中应用较少。双曲球面摩擦摆支座利用钟摆机理延长自振周期，通过球面摆擦耗能，震后在自重分力作用下实现支座本体复位。增设速度锁定装置的双曲球面摩擦摆支座充分利用了协调减隔震的理念，地震引起的结构运动速度达到一定量值时锁定装置将自动锁定，支座运动由平面内滑动变为曲面摆擦运动，从而可实现地震下的多点协同减隔震。

2 速度锁定摩擦摆支座协同减震技术

2.1协同减隔震理念

2.2速度锁定装置工作原理

速度锁定装置内部是由高黏度流体、活塞、油缸组成的抗震限位结构。低速状态下，缸体与活塞之间的抵抗力极小；高速状态下，抵抗力迅速增加，可实现连接件之间的实时锁定[9]。正常使用情况下，桥梁纵向位移速度较小(通常小于1 mm/s),此时速度锁定装置不产生作用；当发生强烈地震时，桥梁的运动速度大于速度锁定装置的设计速度值或者达到设计锁定力时，速度锁定器立即锁定，产生强大的抗拉刚度并限制墩梁之间的相对变形。该类装置类似于液压阻尼装置，但不同于常见的黏滞阻尼器，不具备耗能功能，锁定状态下的计算模式一般可简化为具有一定刚度的弹性连接[10,11]。

速度锁定装置是一个根据梁体的运动速度来判定其是否工作的自动开关。常见类型主要有两种，如图1所示，一种是通过活塞与缸筒的间隙控制锁定速度，另一种是通过活塞上的小孔孔径控制锁定速度。

图1 速度锁定装置示意

2.3速度锁定摩擦摆支座工作原理

速度锁定摩擦摆支座是在传统双曲球面摩擦摆支座的基础上，加装了速度锁定装置。速度锁定摩擦摆减隔震支座的结构简图如图2所示。

图2 速度锁定摩擦摆支座结构示意

正常使用情况下，梁体的位移主要由锁定装置所在平面调节，摆擦球面不滑动。在地震作用下，由于锁定装置发生锁定，支座由平面滑动变为球面滞回擦摆运动，正常使用状态下的活动墩变为制动墩，在此基础上，通过摩擦摆支座的耗能作用实现多支点协同减隔震。震后，通过结构自重沿球面的切向分力实现支座复位。

地震过程中摩擦摆支座的本构关系模型一般可简化为双线性滞回模型[12],剪切力F滞回曲线形状基本上是规则的平行四边形，如图3所示。

图3 摩擦摆球型支座水平力滞回模型

图中各参数意义如下：

W为上部结构传递到支座的竖向荷载；

μ为支座的摩擦系数，一般取0.02～0.06;

K1为屈服前刚度，K1=μW/D1;

K2为屈服后刚度，K2=W/R;

Keff为线性等效刚度；

D1为支座屈服位移，一般取0.001～0.005 m;

D2为支座隔震极限位移；

R为支座滑动曲面曲率半径，R=r1+r2-h,如图2所示，r1、r2和h分别为支座上、下曲面半径和支座球冠中心厚度。

3 工程实例

西安市红光路沣河大桥全长为917 m, 桥面总宽55 m, 单幅桥宽27 m, 为我国西北地区最宽的城市连续梁桥。主桥上部结构为55 m+5×100 m+55 m七孔变截面预应力混凝土连续梁，主梁采用单箱三室截面。由于墩高较矮，主墩均采用4 m×4 m实心方柱式桥墩，横向双柱布置，墩高为3～14 m。主墩基础采用15根直径为1.8 m群桩基础。桥址区沣河常蓄水位均位于主墩承台顶以上，主墩塑性铰区域基本无修复条件。主桥桥型布置如图4所示。

桥址区位于渭河南岸断裂与沣河断裂的交汇部位，地处Ⅷ度区，工程场地类别为Ⅲ类，对桥梁抗震而言属于危险地段。根据项目地震安全性评价 告的研究结论，场地50年超越概率10%对应的地震动峰值加速度为0.241 g, 50年超越概率2%对应的地震动峰值加速度为0.442 g, 地震烈度高；对于大桥的抗震性能要求较高，大桥的下部结构均由抗震控制设计。

图4 沣河大桥主桥桥型布置

为研究本桥合理的抗震体系，分别提出了3种结构约束体系进行结构受力对比。

体系一：制动墩“硬扛”体系，即正常使用状态下的约束体系，10号墩为制动墩，其余桥墩释放纵向约束，支座均采用普通球形支座。

体系二：协同抗震体系，在体系一的基础上除10号墩外，其余各主墩纵向增设速度锁定装置，地震发生时由各主墩共同承担地震荷载作用。

体系三：协同减隔震体系，7号、10号和14号桥墩采用双曲球面摩擦摆支座，其余主墩均采用速度锁定双曲球面摩擦摆支座，地震发生时各主墩同时抗震并协同耗能。

4地震动分析模型及参数

4.1动力分析模型

应用Midas软件建立大桥的空间动力分析模型，如图5所示。主梁、墩柱均采用梁单元模拟。考虑到基础数量规模庞大，为提高计算分析效率，土体对桩基的作用通过在承台底施加6个自由度的弹簧刚度进行模拟。在独立分析的群桩模型中，桩土的弹簧刚度依据“m法”确定。

针对不同的约束体系，普通球支约束方向采用刚性连接，设速度锁定装置采用一定刚度的弹性连接，双曲球面摩擦摆支座在摆擦方向采用双折线模拟。

图5 动力分析模型

4.2地震动加速度时程参数

根据本项目《地震安全性评价工作 告》提供的场地地表加速度时程数据，对结构进行非线性时程分析。结构抗震设计过程中，对应E1和E2两阶段不同的设防目标，分别输入了纵、横向两种工况下的3条地震波时程进行分析，并按照最大值进行结构设计。E2水准(50年超越概率2%水准)下对应的一组加速度时程曲线如图6所示。

图6 E2地震加速度时程曲线

5 结构响应对比分析

5.1动力特性对比

3种体系下结构的自振周期及对应的振型模态见表1。由于大桥的桥墩较矮，结构振型均以主梁的各向振动变形为主。从表1中结果可以看出：对于非减隔震的体系一和体系二，两者的周期及振型基本接近，体系二前3阶周期略有降低；体系三相比于体系一和体系二，结构的周期及振型均已发生明显变化，由于支座约束纵向和横向等效刚度的差异，一阶首先出现了纵飘振型，一阶横弯的周期增加了2.28倍；由于结构的竖向刚度及竖向边界条件一致，一阶竖弯周期则基本相当。

表1 各体系前10阶自振周期及振型模态对比

5.2墩底截面内力响应对比

3种体系下8号～13号主墩墩底截面的弯矩和剪力响应对比情况见表2。分析表2中数据可以看出：体系一上部结构质量惯性力均由制动墩“硬扛”,使得10号墩产生了极大的弯矩及剪力，其他活动墩的响应则极小，通过调整制动墩结构尺寸抵抗地震作用显然不尽合理；体系二通过在活动墩增加锁定装置的方式实现了各主墩共同抗震，由于锁定刚度比制动墩刚度要小，除10号墩以外的主墩一定程度上承担了部分梁体惯性力，10号墩的地震响应相比体系一也略有下降，但弯矩及剪力均只降低了18%,制动墩地震响应改善并不明显；体系三利用减隔震支座实现了各主墩协同抗震，10号墩的地震弯矩及剪力响应相比体系一下降了94%,减隔震效果较为理想，由于该体系下各支座的刚度较为接近，各主墩墩底弯矩及剪力分布较为均匀，结构整体受力协调，8号墩和13号墩由于墩高仅为3 m, 相比其他桥墩矮，相应的地震响应也略小。

表2 各体系墩底截面弯矩及剪力响应对比