张振学， 吕 晶, 袁 涌， 樊 剑

(1. 天津城建设计研究院， 天津 253019;2.中国土木工程集团有限公司, 北京 100038;3.华中科技大学 a.土木工程与力学学院; b.控制结构湖北省重点实验室， 湖北 武汉 430074)

随着我国经济的高速发展，基础建设工程开始向地震多发区、高烈度地震区延伸。高烈度地震对公路桥梁，特别是对高墩连续体系桥梁的破坏是巨大的[1]。为防止类似台湾“9·21”地震灾害中大量桥梁破坏，避免影响震后救灾工作，防止次生灾害的发生，需要提高这些高烈度地震区域内桥梁的抗震能力，而普通的盆式橡胶支座和板式橡胶支座等早已难以胜任，解决思路也开始由传统的结构抗震向结构隔震方向转变。依靠隔震支座延长桥梁的自振周期，增加桥梁结构的附加阻尼，从而降低桥梁的地震力[2～4]。

永定新河特大桥工程位于塘沽区，是塘汉快速路工程中规模最大的一座重点桥梁工程。根据《建筑抗震设计规范》、《公路工程抗震设计规范》和《塘汉快速工程—永定新河特大桥岩土工程详细勘察中间资料》，永定新河特大桥桥址场地地震基本烈度为8度、设计基本地震加速度值为0.20g，设计地震分组为第一组，场地土类型为中软土、场地类别为Ⅲ类，属抗震不利的地段。永定新河特大桥采用混凝土结构、自重较大，由强震产生的水平地震力十分可观，相关构件尤其是下部墩柱基础很难承受。而该桥作为特大型桥梁，有必要确保其具备一定抗震能力。因而对北引桥采用铅芯隔震橡胶支座隔震技术来降低地震力[5～7]。

本文对天津永定新河特大桥南引桥减隔震设计进行非线性时程有限元分析，实现天津永定新河特大桥铅芯橡胶隔震支座的设计参数最优化，同时检验该桥在地震作用下能否满足预期的功能要求，从理论上对天津永定新河特大桥的减震效果进行研究。

1 有限元模型

1.1 工程介绍

永定新河特大桥是塘汉快速路重要组成节点的桥梁工程，同时也是塘汉快速路工程中规模最大的一座重点桥梁工程，位于塘沽区。全桥由南侧引桥、主桥及北侧引桥三部分组成，总长1132.86 m，桥梁工程总面积为42705 m2。南侧引桥上下行分幅设置，单幅桥宽18.0 m，跨径布置为4×30 m+4×40 m预制预应力小箱梁，共计2联8孔桥，全长280 m。整个南侧引桥1号至7号桥墩采用实心圆形截面，直径为1.6 m；与主桥相连的8号边墩为矩形截面，其截面为3.3 m×3.0 m(边)与3.3 m×3.5 m(中)。引桥主梁采用C50混凝土，所有桥墩及边墩均采用C40混凝土， 桥面铺装层由上到下为4 cm 厚细粒式沥青混凝土、5cm 厚中粒式沥青混凝土和10 cm 厚C50防水混凝土。该引桥位于八度区，拟对该引桥进行隔震和非隔震计算。1～3号墩在各片箱梁下设置的隔震支座型号为J4Q420×420×134，5～7号墩在各片箱梁下设置的隔震支座型号为J4Q420×420×179，分隔墩上面布置的是滑移支座。该引桥的桥型如图1所示。

图1 永定新河特大桥北侧引桥桥型图

1.2 支座性能实验

为了确保分析的准确性，对铅芯隔震橡胶支座进行了基本力学实验。本实验的试件为J4Q420×420×179和J4Q420×420×134支座。实验结果如表1所示。

1.3 有限元模型

采用有限元程序Ansys对该大桥进行抗震计算，由于该引桥为上、下双幅，且上、下幅对称，结构在中央分隔带处断开， 故只需计算其中一幅引桥， 按照该桥梁实际设计中的各梁段块件的划分进行桥梁有限单元划分， 采用空间梁单元beam188模拟预应力混凝土连续梁桥的主梁和桥墩；二期恒载采用集中质量单元mass21模拟；隔震支座和滑移支座用非线性单元combine39单元来模拟；由于地基土质较好，没有考虑桩土对结构的弹性约束作用[8,9]。桥梁结构有限元计算模型简图如图2所示。

桥梁的材料特性为主梁采用C50号混凝土，弹性模量35000 MPa，泊松比0.1667，抗压强度设计值23.1 MPa，抗拉强度设计值1.89 MPa，容重25 kN/m3；南侧引桥全部桥墩均采用C40 号混凝土，弹性模量31500 MPa，泊松比0.1667，抗压强度设计值19.1 MPa，抗拉强度设计值1.71 MPa。Ansys程序可自动计算桥梁结构的自重，二期恒载包括桥面铺装层为4 cm 厚细粒式沥青混凝土、5 cm 厚中粒式沥青混凝土、10 cm 厚C50防水混凝土和护栏自重， 采用集中质量加在柱顶。用非线性摩擦滑移单元Combine39来模拟滑移支座。

1.4 自振特性分析

采用子空间叠代法求解引桥的动力特性，按照公路工程抗震设计规范规定，结构分析中对应于振型的有效质量总和(即振型参与质量) 要占总质量的90 %以上， 故为了保证计算精度， 满足振型在各个方向的轴线参与质量之和达到要求，对该桥梁共计算了50阶振动频率和振型。由于一般情况下结构前几阶自振频率和振型起控制作用，限于篇幅，只给出了该桥梁前10阶振动频率和振型，其中非隔震自振频率和自振周期计算结果列于表2， 隔震自振频率和自振周期计算结果列于表3。从计算结果可知，结构的第一自振周期由隔震前的0.3671 s增长到隔震后的0.7 s。

表2 非隔震桥梁振动频率和振动周期

表3 隔震桥梁振动频率和振动周期

图3 加速度时程图

图4 输入地震波反应谱与规范设计反应谱的对比

2 分析用地震波

在进行地震时程响应计算时，依据公路工程抗震设计规范规定，应采用多条地震波进行计算分析，为便于比较，现选用5条地震波进行分析，分别为四条与设计反应谱相容的天然波(Taft波、天津波、El Centro波和Kobe波)和一条由设计反应谱拟合的人工波。E1下这五条地震波的加速度峰值为0.102g，E2下的加速度峰值为0.408g。图3给了它们峰值加速度为0.102g的加速度时程曲线图。

3 时程分析结果

3.1 E1地震反应

输入上一节的五条地震波，计算横桥向和顺桥向的桥梁结构的地震响应，由于在E1地震作用下隔震效果不明显，限于篇幅，只给出了非隔震结果。表4给出了各条地震波作用下顺桥向和横桥向的最大位移响应；表5和表6给出了各条地震波作用下顺桥向和横桥向的最大内力响应。表中弯矩的单位为kN·m，力的单位为kN，位移的单位为m。

表4 E1地震作用下梁体位移

表5 E1地震作用下顺桥向墩底最大弯矩及剪力

表6 E1地震作用下横桥向墩底最大弯矩及剪力

3.2 E2地震反应

输入上一节的五条地震波，计算横桥向和顺桥向的桥梁结构的地震响应，由于篇幅的限制，本文中仅给出顺桥向的地震反应，表7、8分别给出了各条地震波作用下顺桥向和横桥向在非隔震与隔震状态下梁的最大位移响应；表9和表10分别给出了各条地震波作用下顺桥向在非隔震与隔震状态下最大内力响应。表11给出了隔震率。

表7 E2地震作用下非隔震状况下梁体最大位移

表8 E2地震作用下隔震状况下梁体最大位移

表9 E2地震作用下非隔震状况下

表10 E2地震作用下隔震状况下

4 结 论

(1)在顺桥向或横桥向E1地震作用下，隔震和非隔震桥墩的强度满足规范要求。

(2)在E2地震作用下，非隔震时顺桥向墩顶最大位移0.037 m和横桥向墩顶最大位移0.019 m；隔震时顺桥向40米跨连续梁在天津波作用时位移最大(0.2245 m)，并且是其他四条波的2～3倍。

(3)在天津波E2作用下，J4Q420×420×179G1隔震支座的最大变形量达到了0.225 m，剪切应变为126%，小于规范规定的250%，满足要求，J4Q420×420×134G1隔震支座的最大变形量达到了0.123 m，剪切应变为92%，小于规范规定的150%，满足要求，隔震结构在地震作用过程中产生了残余变形。在其他几条地震波作用下支座的变形量未超过0.10 m，残余变形相对来说小很多。

(4)从表中可以看出顺桥向的弯矩和剪力的减震系数大部分都达到了30%以上，有效地减少了桥墩产生的地震力，提高了桥梁的安全性。

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