王瑞龍

（上海市政工程設(shè)計(jì)研究總院（集團(tuán)）有限公司，上海市 200092）

板式橡膠支座連續(xù)梁橋橫橋向抗震性能研究

王瑞龍

（上海市政工程設(shè)計(jì)研究總院（集團(tuán)）有限公司，上海市 200092）

板式橡膠支座在我國(guó)中小跨徑梁橋中應(yīng)用廣泛，主梁通常直接放置在支座上，在地震作用下板式橡膠支座與梁底會(huì)發(fā)生滑動(dòng)。基于某板式橡膠支座連續(xù)梁橋，采用非線性時(shí)程分析方法，探討只考慮橫向擋塊的剛性約束作用、只考慮支座的水平剪切剛度及考慮支座與梁底的滑動(dòng)效應(yīng)三種模擬方法對(duì)結(jié)構(gòu)橫橋向抗震性能的影響。結(jié)果表明：考慮板式橡膠支座與梁底的滑動(dòng)效應(yīng)后，由于兩者之間摩擦耗能及滑動(dòng)后支座的隔震作用，橋墩的地震力有了明顯減小，同時(shí)主梁位移與支座變形也得到了較好的控制，結(jié)構(gòu)的減隔震效果最好，是一種合理地震模擬方法。同時(shí)，為了保證充分發(fā)揮板式橡膠支座滑動(dòng)后的減隔震作用，橫向擋塊與主梁之間的間隙應(yīng)預(yù)留出支座滑動(dòng)的位移要求，該結(jié)論可供工程實(shí)踐參考。

連續(xù)梁橋；板式橡膠支座；滑動(dòng)效應(yīng)；橫橋向；抗震性能

0 引言

在我國(guó)，板式橡膠支座由于構(gòu)造簡(jiǎn)單、性能可靠、安裝更換方便、價(jià)格低廉等優(yōu)點(diǎn)，在我國(guó)中小跨徑連續(xù)梁中得到了廣泛的應(yīng)用。該支座分別利用橡膠的剪切變形和不均勻壓縮來(lái)適應(yīng)梁體的水平位移和轉(zhuǎn)動(dòng)[1]。

同時(shí)，在實(shí)際工程中，為了施工方便，板式橡膠支座與梁底一般不做螺栓連接處理，即主梁直接放置在板式橡膠支座上。這就使得在地震作用下，當(dāng)主梁傳遞給橋墩的水平剪力超過(guò)主梁與板式橡膠支座的臨界滑動(dòng)摩擦力時(shí)，兩者之間會(huì)發(fā)生滑動(dòng)[2]。為了控制兩者之間的滑動(dòng)位移，在橋墩蓋梁兩側(cè)設(shè)置鋼筋混凝土橫向擋塊的構(gòu)造形式較為常見，但橫向擋塊與主梁之間的設(shè)置間隙在實(shí)際工程中往往不被重視，其間隙的大小直接影響板式橡膠支座在地震作用下的行為表現(xiàn)。因此，考慮板式橡膠支座在地震作用下的滑動(dòng)效應(yīng)，同時(shí)使橫向擋塊的設(shè)置滿足支座在強(qiáng)震作用下的位移需求，對(duì)采用板式橡膠支座的連續(xù)梁橋的橫向抗震設(shè)計(jì)有著十分重要的意義。

本文通過(guò)考慮板式橡膠支座的多種模擬方法，進(jìn)行了多種工況下橋墩地震力和墩梁相對(duì)位移規(guī)律的分析，提出了橫向擋塊與主梁之間設(shè)置間隙的要求，研究方法及研究成果可供工程實(shí)踐參考。

1 動(dòng)力分析模型

1.1 工程概況

上海某高架連續(xù)梁橋跨徑布置為4×31 m，橋?qū)?5.5 m，如圖1所示。上部結(jié)構(gòu)為預(yù)應(yīng)力混凝土連續(xù)小箱梁，梁體質(zhì)量為46 t/m，C50混凝土，橋墩為鋼筋混凝土雙柱式矩形橋墩（1#～5#），C50混凝土，橋墩中心距為6.2 m?；A(chǔ)為群樁基礎(chǔ)，采用11根1.0 m的鉆孔灌注樁。該連續(xù)梁橋參數(shù)見表1。

圖1 連續(xù)梁橋立面圖

表1 連續(xù)梁橋參數(shù)表

上部結(jié)構(gòu)由6片混凝土小箱梁澆注而成，與蓋梁之間采用板式橡膠支座進(jìn)行連接，每片小箱梁下設(shè)置兩個(gè)支座，支座型號(hào)及參數(shù)[3]見表2。

表2 板式橡膠支座參數(shù)表

1.2 計(jì)算模型

本文采用SAP2000有限元程序建立彈塑性動(dòng)力計(jì)算模型。主梁和墩柱均采用空間梁?jiǎn)卧M。二期恒載以及橫隔梁質(zhì)量以均布質(zhì)量形式加在主梁?jiǎn)卧?。?duì)于群樁基礎(chǔ)，承臺(tái)近似按剛體模擬，其質(zhì)量堆聚在承臺(tái)質(zhì)心，墩底與承臺(tái)中心及承臺(tái)底節(jié)點(diǎn)主從相連，通過(guò)在承臺(tái)底節(jié)點(diǎn)施加6個(gè)自由度的彈簧模擬樁土相互作用[4]。上部結(jié)構(gòu)與蓋梁之間的12個(gè)支座并聯(lián)成1個(gè)支座進(jìn)行模擬。

本文基于以下三種板式橡膠支座的模擬方法進(jìn)行分析比較。

工況一：考慮橫向擋塊的剛性約束作用，即假設(shè)擋塊為剛體，主梁與橋墩在橫橋向?yàn)閯傂赃B接；

工況二：不考慮橫向擋塊的約束作用，假設(shè)板式橡膠支座頂面和底面與梁底和墩頂均采用螺栓連接，板式橡膠支座采用線性單元模擬，其剛度取板式橡膠支座的剪切剛度；

工況三：不考慮橫向擋塊的約束作用，考慮板式橡膠支座的滑動(dòng)效應(yīng)，板式橡膠支座采用雙線性單元模擬。

考慮滑動(dòng)效應(yīng)的板式橡膠支座的雙線性恢復(fù)力模型見圖2。其中：Fy為支座的滑動(dòng)摩擦力，見公式（1）；N為支座的恒載豎向反力；μ為板式橡膠支座與主梁間的摩擦系數(shù)，取為0.25；K0為板式橡膠支座的初始剛度[5]，見公式（2）；K1為板式橡膠支座的滑動(dòng)后剛度，本文取K1=1/10 000 K0；Gd為板式橡膠支座的動(dòng)剪切模量，取1 200 kN/m2；Ar為支座的橡膠層面積；∑t為橡膠層的總厚度。另外，工況二中板式橡膠支座的剪切剛度即為雙線性模型的初始剛度K0。

1.3 地震動(dòng)輸入

該橋橋址處的地震基本烈度為7度，地震動(dòng)峰值加速度為0.1g，場(chǎng)地類別為IV類，所屬的地震分區(qū)為2區(qū)。按《城市橋梁抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》[5]規(guī)定，該橋抗震設(shè)防類別為乙類，故本文地震動(dòng)輸入采用E2地震作用下3條場(chǎng)地人工波（即50年超越概率10%，考慮結(jié)構(gòu)重要性系數(shù)2.2）。圖3（a）所示為三條人工地震加速度時(shí)程波對(duì)應(yīng)的反應(yīng)譜，圖3（b）為以人工波1為例列出的地震加速度時(shí)程曲線。

圖2 板式橡膠支座雙線性恢復(fù)力模型

圖3 地震動(dòng)輸入

2 地震響應(yīng)分析

針對(duì)上述模型采用非線性時(shí)程分析方法，討論了橋墩受力、支座變形在上述三種工況下的結(jié)果。其中，地震反應(yīng)的最終結(jié)果取3條地震波輸入計(jì)算出的最大值，橋墩編號(hào)見圖1，1#、5#過(guò)渡墩的地震響應(yīng)均計(jì)入了邊界聯(lián)的影響。

2.1 地震剪力與彎矩比較

圖4（a）、（b）分別列出了橫橋向地震輸入下，三種工況墩底剪力和彎矩的對(duì)比圖。從圖中可以看出：工況一的地震力最大，工況二次之，工況三最小。其中工況二比工況一減小了40%～60%，這主要是由于工況二比工況一的結(jié)構(gòu)橫向剛度?。ür二考慮了板式橡膠支座的剪切剛度，工況一則考慮了橫向擋塊的固定作用），導(dǎo)致工況二的橫向周期較小，使得主梁傳遞給下部結(jié)構(gòu)的地震力有所減小。而工況三比工況一減小了100%～170%，減小作用更為明顯，這是由于工況三考慮了板式橡膠支座與梁底的滑動(dòng)效應(yīng)，當(dāng)?shù)卣鹆Τ^(guò)板式橡膠支座與梁底的滑動(dòng)摩擦力時(shí)，支座發(fā)生滑動(dòng)，起到了隔震的作用，故工況三的地震力最小。

圖4 橫橋向地震輸入下，三種工況地震力對(duì)比

2.2 地震位移比較

圖5（a）、（b）分別列出了橫橋向地震輸入下，三種工況主梁位移和支座變形的對(duì)比圖。從圖中可以看出：工況一由于考慮了橫向擋塊的固定作用，主梁位移最小，為0.09 m左右；工況二略有增加，主梁位移和支座變形分別為0.15 m和0.12 m左右；工況三由于板式橡膠支座與梁底的摩擦耗能作用，主梁位移和支座變形最小，分別為0.12 m和0.10 m左右，比工況二減小了19%和13%。

由上述比較結(jié)果可知，當(dāng)考慮板式橡膠支座與梁底的滑動(dòng)效應(yīng)時(shí)（即工況三），墩底受力、梁端位移和支座變形的綜合減隔震效果最好，是采用板式橡膠支座連續(xù)梁橋的一種合理支座模擬方法。

圖5 橫橋向地震輸入下，三種工況地震位移對(duì)比

3 結(jié)論

本文結(jié)合上海某高架連續(xù)梁橋，采用非線性時(shí)程分析方法探討了板式橡膠支座的模擬方法對(duì)連續(xù)梁橋橫橋向抗震性能的影響，主要結(jié)論如下：

（1）板式橡膠支座連續(xù)梁橋抗震分析中，考慮橫向擋塊的剛性約束作用時(shí)（即工況一），主梁位移較小，但橋墩會(huì)承受很大的地震力；

（2）不考慮橫向擋塊的約束作用，僅僅考慮板式橡膠支座的水平剪切剛度時(shí)（即工況二），橋墩的地震力相對(duì)工況一會(huì)有所減小，為50%左右，但主梁位移增加較多；

（3）考慮板式橡膠支座與梁底的滑動(dòng)效應(yīng)時(shí)（即工況三），由于兩者之間的摩擦耗能及滑動(dòng)后支座的隔震作用，橋墩的地震力減小效果最為明顯，比工況一減小150%左右，且主梁位移與支座變形比工況二減小15%左右，綜合減隔震效果最好，是采用板式橡膠支座連續(xù)梁橋的一種合理支座模擬方法。同時(shí)，為了保證充分發(fā)揮板式橡膠支座滑動(dòng)后的減隔震作用，橫向擋塊與主梁之間的間隙應(yīng)預(yù)留出支座滑動(dòng)的位移要求（本文為0.10 m左右），該研究結(jié)論可供工程實(shí)踐參考。

[1]胡兆同，陳萬(wàn)春.橋梁通用構(gòu)造及簡(jiǎn)支梁橋[M].北京:人民交通出版社，1999.

[2]范立礎(chǔ),李建中.汶川橋梁震害分析與抗震設(shè)計(jì)對(duì)策[J].公路, 2009(05):122-128.

[3]JT/T 663-2006,公路橋梁板式橡膠支座規(guī)格系列[S].

[4]葉愛君，管仲國(guó).橋梁抗震[M].北京:人民交通出版社，2011.

[5]CJJ 166-2011,城市橋梁抗震設(shè)計(jì)規(guī)范[S].

U442.5+5；U443.36+1

A

1009-7716（2017）09-0188-03

10.16799/j.cnki.csdqyfh.2017.09.057

2016-11-25

王瑞龍（1988-），男，山西大同人，工學(xué)博士，工程師，主要從事橋梁抗震和設(shè)計(jì)相關(guān)研究。