基于非线性时程分析法的高墩桥梁支座选型研究

基于非线性时程分析法的高墩桥梁支座选型研究

1网络连接单元1.1橡胶连接橡胶支撑是由多层薄橡胶片和钢板重叠而成的。支座平面形状多为圆形或矩形。板式橡胶支座可用线性弹簧连接单元模拟。1.2弹簧应力场模拟聚四氟乙烯滑板支座是聚四氟乙烯滑板式橡胶支座的简称,主要由板式橡胶支座和聚四氟乙烯滑板叠合而成,其动力滞回曲线类似于理想弹塑性材料的应力-应变关系,可用双线性理想弹塑性弹簧连接单元模拟。1.3橡胶固定固定盆式橡胶支座可以当作具有三向约束的铰,约束连接点之间的平动位移和竖向位移。1.4临界滑动摩擦力活动盆式橡胶支座又分为单向活动盆式橡胶支座和双向活动盆式橡胶支座。在活动方向,活动盆式橡胶支座的临界滑动摩擦力Fmax=μdN。式中:μd为滑动摩擦系数,根据《公路桥梁盆式橡胶支座》(JT391),取0.05进行分析计算;N为支座所承担的上部结构重力。1.5入铅芯，成铅芯铅芯橡胶支座是在板式橡胶支座的基础上插入铅芯而制成的。大量动力性能试验表明,铅芯橡胶支座的滞回曲线呈双线性,可采用双线性恢复力模式进行地震反应分析。2纤维塑性铰弹塑性梁单元的确定在采用“89规范”进行桥梁抗震分析时,对于桥墩,通常的做法是采用经典的欧拉空间梁柱单元模拟,也可采用基于Timoshenko梁理论的能够考虑剪切变形影响的梁单元来模拟。这两种单元只能计算桥墩在地震作用下的弹性反应,而不能反应桥墩的延性行为。当需要进行桥梁抗震非线性分析时,有两种较成熟的弹塑性梁单元可以采用:一种是沿单元长度积分的弹塑性纤维梁单元,这种单元可以模拟受力过程中沿杆长方向截面刚度的连续变化;另一种是考虑塑性铰长度的纤维塑性铰弹塑性梁单元,即认为单元的塑性变形集中在一定长度范围的塑性铰上,与弹塑性纤维梁单元相比,是一种比较简单且有很好精度的模型。“征求意见稿”采用纤维塑性铰弹塑性梁单元进行桥梁的非线性分析,并给出了塑性铰特性的计算公式。根据“征求意见稿”,其抗震设防目标是:当遭遇桥梁设计基准期内发生概率较高的地震影响E1时,各类桥梁一般不受损坏或不需要修复可继续使用;当遭受桥梁设计基准期内发生概率较低的地震影响E2时,A类桥梁一般不受损坏或不需要修复可继续使用,B、C类桥梁应保证不致倒塌或不产生严重结构损伤,经加固修复后仍可继续使用。因此,本文在进行地震影响E1作用下的结构反应分析时,采用弹性的空间梁柱单元;在进行地震影响E2作用下的结构反应分析时,根据CALTRANS(V1.2)规范,桥墩潜在开裂破坏部位采用有效截面惯性矩,并在墩底设置具有一定塑性铰长度的纤维塑性铰梁单元,桥墩其他部位采用弹性的空间梁柱单元。本文取墩底H/5长度段为潜在塑性铰区域,H为墩高,塑性铰单元长度取H/5。桥墩截面的P-M-ue001φ曲线采用UCFyber程序进行分析。UCFyber是美国加州大学Berkeley分校开发的专门从事截面恢复力特性计算的专用程序,其混凝土应力一应变关系采用Mander模型,混凝土和钢筋的恢复力模型均为曲线,计算过程中对曲线进行全过程跟踪。桥墩的有效截面惯性矩和塑性铰特性均从截面的P-M-ue001φ曲线得到。3设计加速度时程波的计算桥梁结构地震反应随地震动输入的变化,可能会有很大的差异,因此采用合适的地震动时程进行分析是非常重要的。根据“征求意见稿”的规定:未做过地震安全性评价的桥址,可根据设计加速度反应谱,按随机合成方法生成设计加速度时程;为了考虑地震动的随机性,每组设计加速度时程至少要有3条,且要保证任意二时程间的相关系数小于0.1;在设计地震E1作用下,可采用线性时程分析方法进行抗震计算,时程分析结果应不小于反应谱法或功率谱法结果的80%。这里选用“征求意见稿”中的Ⅱ类场地3区,结构阻尼比为0.05的设计加速度反应谱(使用时给出了下限),委托四川省地震局按随机合成方法生成了3条设计加速度时程,峰值加速度为0.15g,见图1所示。为了检验这3条时程波的适用性,这里选取四川省雅安～泸沽高速公路上的一座4跨一联的结构简支桥面连续的桥梁进行分析比较。桥梁标准跨径为40m,上部结构采用装配式预应力混凝土简支T梁,下部结构采用独柱式空心薄壁墩和T形预应力混凝土盖梁,基础采用挖孔嵌岩桩,支座采用板式橡胶支座和四氟滑板支座。桥墩高度均为40m,盖梁高度为3m,简支T梁高度为2.5m,桥面宽12.25m,两岸设置桥台。盖梁上共设两排板式橡胶支座,每排5个,板式橡胶支座的规格为350mm×450mm×57mm,单个支座的剪切刚度为3500kN/m;每个桥台上设置5个四氟滑板支座,线性计算时不考虑其摩擦作用,认为连接点之间纵向无约束。计算模型见图2。桥墩截面和配筋见图3。截面顺桥向高300cm,上、下缘外侧钢筋均为22ue001φ25。在计算模型中,为了研究问题的方便,认为桥墩在墩底固结,以一固结节点模拟桥台。主梁采用单梁模式,每跨重9200kN。盖梁以一集中质量代替,每个重1630kN;盖梁和桥台在横向均设置挡块,这里认为主梁在横向被卡住,即对连接点采用横向的主从约束。利用MIDASCivil程序,对结构进行地震E1作用下的分析计算,反应谱法和线性时程分析法计算的纵桥向结果见表1。由于各桥墩顺桥向的地震反应非常接近,因此这里只给出中墩的计算结果。从表1可以看出,采用线性时程分析法计算的结果与反应谱法计算的结果十分接近,相对误差不超过10%,因此可利用这3条设计加速度时程来进行结构抗震计算。4桥台段板式橡胶合成方案为了比较板式橡胶支座、盆式橡胶支座、四氟滑板支座、铅芯橡胶支座对结构地震反应的影响,这里采用上述桥梁,进行了非线性时程地震反应分析。首先利用UCFyber程序对墩底截面进行分析,得到截面在恒载轴力作用下纵桥向的M-ue001φ曲线,见图4。墩底截面在恒载轴力为15800kN作用下,其纵桥向的有效屈服曲率为1.136×10-3(1/m),有效屈服弯矩为50180kN·m,极限曲率为15.45×10-3(1/m),截面的超强系数为1.001。根据“征求意见稿”,等效的塑性铰长度取0.5m,塑性铰区的最大容许转角为3.58×10-3rad。为了比较上述几种支座对桥梁结构地震反应的影响,这里设计了4种支座布置方案:方案①,是在桥台处设置四氟滑板支座,在桥墩处设置板式橡胶支座,这是高速公路上最常见的一种支座布置方案;方案②,是在桥台和桥墩处均设置板式橡胶支座;方案③,是在桥台处设置四氟滑板支座,在桥墩处设置铅芯橡胶支座;方案④,是在桥台处设置活动盆式橡胶支座,在桥墩处设置固定盆式橡胶支座,这种布置在简支T梁上不常见,多用于连续桥梁。根据“征求意见稿”,利用MIDASCivil程序对桥梁结构在地震E2作用下的反应,进行非线性时程分析,3条时程计算的最大值的平均值见表2。由于各桥墩顺桥向的地震反应非常接近,因此这里只给出中墩的计算结果。从表2可以得到如下结论。(1)采用方案①、③、④时,周期长,梁体位移大,一般设计的伸缩缝难以满足抗震要求,因此对于地震区的高墩桥梁,如果在桥台处设置四氟滑板支座或者活动盆式橡胶支座,那么需要考虑地震作用下主梁与桥台的碰撞作用,并且应设置必要的防碰撞落梁装置,如在桥台处设置“碰即脱”装置以保护主梁或在两岸埋设松弛缆索对主梁进行限位。(2)采用方案②时,周期、梁体位移、墩顶支座变形、墩底内力均较其他方案小,并且在地震动峰值加速度为0.20g时,桥墩还能保持弹性,这主要是因为桥台承担了较大的水平地震力,但缺点是桥台处支座变形在14cm以上,按照“89规范”或“征求意见稿”,要求橡胶层总厚度也应在14cm以上,这样板式橡胶支座的厚度就不小于18cm,支座尺寸偏大。(3)采用方案①和方案③时,在地震动峰值加速度为0.15g的情况下,桥墩能保持弹性,在地震动峰值加速度为0.20g的情况下,墩底内力较大,桥墩发生塑性变形,但塑性转角比容许值稍大,增大纵向钢筋直径能满足延性抗震设计要求;方案③的墩顶支座变形比方案①的小,而且铅芯橡胶支座的剪切变形不超过1.5cm,减震耗能效果不显著,这与矮墩桥梁的研究结果存在较大差别,因此,对于地震区的高墩桥梁,能够采用板式橡胶支座进行抗震设计时,不宜采用铅芯橡胶支座。(4)采用方案④时,梁体位移、墩底剪力、墩底弯矩均比采用方案①和方案③时小,在地震动峰值加速度为0.15g的情况下,桥墩能保持弹性,在地震动峰值加速度为0.20g的情况下,桥墩发生塑性变形,但塑性转角较小,且在容许范围内,这是因为采用固定盆式橡胶支座约束了墩、梁纵向的相对位移,提高了结构的刚度,缩短了周期,使得梁体位移减小,墩顶的水平位移也相应减小,从而使得塑性铰的塑性转角减小。(5)对于西部地震区高墩桥梁,其抗震设计的思路与矮墩桥梁完全相反,前者应努力提高结构的刚度,减小梁体位移,抗震设计由位移控制;后者则相反,应努力降低结构的刚度,延长周期,减小结构内力,抗震设计由内力控制。从上面的分析结果可知,从抗震角度来考虑,西部地震区高墩桥梁支座的选型原则是尽量提高结构的刚度,减小梁体位移和墩顶位移。5高墩桥梁结构抗震设计分析采用非线性时程分析方法,通过对西部地震区高墩桥梁支座的合理选型进行研究,得出以下结论。(1)在桥台处设置四氟滑板支座或活动盆式橡胶支座时,地震作用下梁体位移较大,需要考虑地震作用下主梁与桥台的碰撞作用,并且应设置必要的防碰撞装置。(2)在地震作用下,高墩桥梁上铅芯橡胶支座的剪切变形小,减震耗能效果不显著。(3)全部采用板式橡胶支座时,虽然能够显著地减小桥墩的内力反应和梁体位移,但是桥台处需设置大尺寸高厚度的板式橡胶支座。(4)在高墩处采用固定盆式橡胶支座,在桥台处采用活动盆