曹 锋, 马 鹏, 靳威燕

( 1.青海民族大学土木与交通工程学院,青海 西宁 810007；2.中国市政工程西北设计研究院有限公司,甘肃 兰州 730000)

0 引 言

桥梁减隔震原理就是通过减隔震装置将桥梁上下部结构隔离开来，减隔震装置通过延长桥梁自振周期以避免地震动卓越周期，从而减少地震动能量传到下部结构，避免桥墩结构内力过大而损坏[1-2]。超高阻尼橡胶支座对地震引起的梁的位移能够较好的控制，不同地震波入射角度及地震响应方向对连续梁桥动力响应计算结果有一定影响[3-5]。以天水陆港大道第一联(30+28.5)m异形斜交连续梁桥为实际工程背景，采用反应谱及非线性时程分析方法，对普通橡胶支座和SHDR支座的地震反应的影响分别进行分析，研究在纵向及横向地震作用下1#固定墩和2#活动墩墩顶左右支座位移及内力的变化，为异形斜交梁桥减隔震设计提供参考。

1 工程概况及计算模型

1.1 工程概况

渭河五桥(陆港大道)桥梁工程属于甘肃(天水)国际陆港市政基础设施工程的一部分。本文研究对象为渭河五桥第一联左幅异形斜交梁，桥梁跨径布置为(30+28.5)m，中间桥墩斜交76.2°设置，0#桥台和1#墩正交设置，1#桥墩采用1600×2200mm矩形桥墩，为固定墩。2#桥墩采用1600×2000mm带倒角矩形花瓶型桥墩，为活动墩。桥型布置如图1所示。主梁采用预应力混凝土箱梁结构，桥面双幅布置，单幅桥宽由23m渐变到17.5m，17.5m标准断面布置形式为人行道(2.5m)、非机动车道(2.5m)、机非分隔带(0.5m)、行车道(11.5m)以及防撞护栏(0.5m)，箱梁高度为1.8m。

图1 桥型布置图

1.2 有限元模型

1.2.1 抗震计算参数

根据《城市桥梁抗震设计规范》，本桥抗震设计的参数如下：

(1)桥梁抗震设计方法分类：A类

(2)桥梁设防类别：丙类

(3)地震作用：非规则桥梁E1作用下采用多振型反应谱法；E2作用下采用时程分析法

(4)地震动峰值加速度：0.3g

(5)抗震设防烈度：8度

(6)场地类别：Ⅱ类

(7)分区特征周期：0.4s

(8)地震动反应谱特征周期为：0.4s

(9)反应谱阻尼比：0.05

(10)振型组合方式：CQC

本桥采用SHDR支座，为非规则桥梁，为了能够反映桥梁的实际动力特性，并考虑SHDR支座的非线性特性，根据《城市桥梁抗震设计规范》要求，该桥抗震分析选取E2地震作用下七条人工拟合地震波作为地震动输入[6]，计算结果取7组地震波计算结果的平均值，其中一条如图2所示。

图2 E2水准下一条人工拟合时程波

在E2地震作用下，将七条人工拟合波反应谱与抗震设计规范反应谱对比分析，如图3所示，吻合效果较好。

图3 拟合波反应谱与规范反应谱对比

1.2.2 支座模拟参数

SHDR支座滞回曲线为反对称梭形，一般可以将滞回曲线简化为双线性曲线[7]，如图4所示。

图4 SHDR支座滞回曲线等价线性化模型

根据静力计算支座承载力要求，本桥SHDR支座采用2种型号，分别为：SHDR 970×970×173G1.0(20)，SHDR 1270×1270×179G1.0(20)，具体支座参数详见表1。

表1 支座参数表

1.2.3 计算模型

采用有限元分析软件Midas Civil—2019建立桥梁空间三维抗震模型，并考虑其上下部结构的共同刚度。采用梁单元模拟混凝土主梁，支座模拟采用一般连接，刚度值根据上述支座模拟参数选取，二期恒载以均布压力形式作用于梁单元上[8]。桥墩和桩基础也采用梁单元来模拟，桩基础底部固结。由于桥台各方向刚度均较大，故没有模拟桥台，采用在桥台支座底部固结的方式进行模拟。全桥动力有限元模型如图5所示。

图5 全桥(左幅)动力有限元模型

2 桥梁地震响应分析

2.1 动力特性

采用Lanczos法对全桥动力特性进行分析[9]，前10阶振型周期如表2所示，桥梁结构第1阶、第5阶振型示意如图6所示。

表2 全桥结构动力特性

(a)第1阶振型图 (b)第5阶振型图

从表2可见，异性斜交桥梁结构采用SHDR支座，结构前三阶自振周期明显增大，可以错开地震动卓越周期，使结构延性增加，使得结构内力减小，进一步确保结构在地震作用下的安全[10]。

2.2 E1地震作用下反应谱分析结果

E1水准作用下采用毛截面刚度，振型组合方式为CQC。根据上述荷载组合，分别将采用普通支座和SHDR支座的墩底地震反应计算结果汇于表3中，1#固定墩横桥向、顺桥向的弯矩为Mx1,My1，2#活动墩横桥向、顺桥向的弯矩为Mx2,My2。

表3 E1地震作用下各桥墩墩底弯矩(×103kN·m)

由表3可以看出，采用普通支座时，2#墩My2明显小于1#墩，2#墩Mx2略大于1#墩；而采用SHDR支座后，2#墩My2明显增大，而1#墩My1减少66.1%～67.5%；2#墩Mx2减小64.8%，而1#墩Mx1基本没变。由此得知，采用SHDR支座，使得固定墩顺桥向弯矩明显减小，横桥向弯矩不受影响；活动墩顺桥向弯矩明显增大，而横桥向弯矩明显减小。

2.3 E2地震作用下时程分析结果

分别采用SHDR支座和普通支座时，在E2地震作用下计算1#墩和2#墩底纵向、横向弯矩值Mx1,My1,Mx2,My2以及墩顶位移值νx1,νy1,νx2,νy2以及隔震率，如表4～6所示。

表4 E2地震作用下墩底内力-最大值(×103kN·m)

表5 E2地震作用下墩底内力-最小值(×103kN·m)

表6 E2地震作用下墩顶位移-最大值(mm)

由表4～表6分析可见采用普通支座时，活动墩顺桥向弯矩及位移远小于固定墩，采用SHDR支座后，活动墩纵桥向弯矩及位移增大而分担地震作用。采用SHDR支座后，固定墩纵、横桥向弯矩和活动墩横桥向弯矩都显著减小，内力隔震率在49.5%～72.5%采用SHDR支座使墩底内弯大幅减小，SHDR支座使各墩的墩底内力分布均匀，各桥墩协同受力，使桥梁抗震更有利。

采用弹塑性的分析方法，来获取构件的弯曲强度和转角的关系(M-φ曲线)[11-12]，由桥墩M-φ曲线计算可得，1#墩纵横向屈服弯矩Mu为19913.5kN·m。从表4-表5可见，采用普通支座时，1#墩墩顶Mx1,My1明显大于Mu，而采用SHDR支座后，1#墩墩底Mx1,My1均大幅减小，Mx1,My1均小于Mu，桥墩处于弹性状态，满足抗震要求。

该桥选用支座纵横桥向容许位移[ν]=75mm。由表6可见采用普通支座时，1#墩顺桥向最大位移νy1=207.9mm，则νy1>[ν]，支座位移不满足要求；而采用SHDR支座后， 1#墩顺桥向最大位移νy1=52.6mm，则νy1<[ν]，支座位移满足要求。

选取墩底内力最大的地震波(ART2)作用，计算1号、2号桥墩的墩顶位移时程曲线，如图7-图10所示。

图7 E2地震ART2纵向时程波作用下1号墩顶位移时程曲线

图8 E2地震ART2横向时程波作用下1号墩顶位移时程曲线

从图7-图10可见，采用SHDR支座后，1#固定墩纵横向位移νx1,νy1均大幅减小，结构时程变形更趋于均匀化，地震峰值作用减小，SHDR支座使结构变的更柔，结构阻尼增加可进一步提高耗能能力；2#墩横桥向位移νx2也大幅减小，而顺桥向位移νy2由于分担的全桥地震作用而增加，但整体变形比较均匀。

图9 E2地震ART2纵向时程波作用下2号墩顶位移时程曲线

图10 E2地震ART2横向时程波作用下2号墩顶位移时程曲线

3 结 论

以天水陆港大道第一联(30+28.5)m异形斜交连续梁桥为实际工程背景，采用反应谱及非线性时程分析方法，对普通橡胶支座和SHDR支座的地震反应分别进行研究分析，主要研究结论如下。

(1)采用SHDR支座后，1#固定墩纵桥向、横桥向弯矩作用Mx1,My1以及2#活动墩横桥向弯矩作用Mx2都显著减小，内力隔震率在49.5%～72.5%。SHDR支座使各墩的墩底内力分布均匀，各桥墩协同受力，使桥梁抗震更有利。

(2)采用普通支座时，1#固定墩墩底纵横向弯矩均已超过屈服弯矩很多，而采用SHDR支座后1#墩墩底纵桥向、横桥向弯矩均大幅度减小，且小于屈服弯矩，桥墩处于弹性受力状态，满足预期的抗震设防目标。

(3)采用SHDR支座后，1#固定墩纵横向位移均大幅减小，结构时程变形更趋于均匀化，地震峰值作用减小，SHDR支座使结构变柔，结构阻尼增加可进一步提高耗能能力。