考虑支座摩擦特性的中小跨径高墩桥梁抗震性能研究

宋曰建，张秉哲，王克海，高双全

（1.中国铁建投资集团有限公司，北京 100083；2.东南大学交通学院，江苏南京 211189；3.交通运输部公路科学研究院，北京 100083；4.河北省工程减隔震结构与材料重点实验室，河北衡水 053020）

0 引言

中小跨径高墩桥梁结构由于具有良好的穿越性，常作为特殊地形下的桥梁结构形式，且多为主、引桥的连接部位，因此有必要对其进行抗震性能分析。中小跨径高墩桥梁的主要震害包括主梁移位、支座脱空和桥台碰撞开裂等［1］，这主要由于高墩桥梁桥墩部位刚度较柔，在地震作用下桥墩的位移较大，导致墩顶支座与主梁发生大变形错动。在罕遇地震作用下，传统的桥梁抗震体系设计通过桥墩的塑性变形以耗散地震带来的能量［2］，导致桥墩墩底易出现塑性铰、混凝土压溃等震害，这种抗震体系后期加固维修的造价较高，且对于震后抗震救灾生命线的恢复不利［3］，而通过支座的滞回位移、滑移大量消耗了地震的输入能量，可有效降低结构的地震响应［4］。

国内学者对高墩桥梁抗震性能进行了一定的研究，周国良［5］对两座高墩连续梁桥进行动力时程分析，得出矮墩桥梁地震响应大于高墩且更容易发生破坏，而高墩的位移响应较大；石岩等［6］以高墩连续梁桥为研究对象，分析近断层地震作用下的铅芯橡胶支座对桥梁地震响应的影响，永久位移效应对铅芯橡胶支座桥墩残余变形和支座残余变形影响较大；兰峰等［7］研究了中小跨径高墩桥梁的横系梁布置方式、数量和截面尺寸对桥梁地震响应的影响；王克海等［8］进行了一座高墩连续刚构桥地震响应分析，得出纵向地震作用下矮墩地震力远大于高墩并建议在矮墩上设置支座使其成为刚构连续组合结构体系。

已有学者对板式橡胶支座滑动特性对桥梁地震响应的影响进行研究，王克海等［9］提出在进行中小跨径梁桥抗震设计应将板式橡胶支座设置为“保险丝式单元”，将板式橡胶支座滑动特性作为摩擦耗能的关键构件；沈国锋等［10］以控制上部结构位移位为目标进行橡胶支座参数的优化，同时墩底剪力和弯矩得到较大的减小；美国加州DOT和伊利诺伊州DOT［11－12］对影响板式橡胶支座隔震效果的因素进行分析，得出地震动强度、桥墩高度和支座类型是影响隔震效果的关键。为此，国内外将橡胶支座作为桥梁抗震体系中的关键构件进行抗震设计，常用的橡胶支座包括板式橡胶支座和盆式橡胶支座，支座在地震作用下发生滑动，从而能够有效地保证了桥墩结构的完整，其滑动特性也能较好地适应主梁与桥墩的相对错动［13］。以往的研究主要针对典型的高墩简支梁或连续梁桥进行分析，较少关注板式橡胶支座滑移特性及墩高变化对高墩桥梁抗震性能的影响，特别是联端高墩的响应。因此，进行考虑支座摩擦特性的中小跨径高墩桥梁抗震性能分析具有重要研究意义。

本文结合临猗黄河桥引桥工程，针对该高墩桥梁采用板式橡胶支座约束的特点，同时考虑板式橡胶支座的滑动特性进行有限元分析，研究中小跨径高墩桥梁的地震响应规律，为高墩桥墩抗震设计提供参考。

1 工程概况

本文研究对象为中小跨径高墩桥梁，取临猗黄河大桥引线工程中关键联进行分析，该联桥跨布置为4×40m，主梁结构形式为预应力混凝土连续T梁，桥面宽20.25m。桥墩采用C30混凝土，37号－39号桥墩截面如图1a所示，40号桥墩截面如图1b所示，桥墩纵筋配筋率为1.25%。整桥采用板式橡胶支座，桥墩信息和支座设计信息如表1所示，其中40号墩连接主桥，37号墩为远主桥侧。桥址为Ⅲ类场地，抗震设防烈度Ⅷ度，峰值加速度为0.2g，地震动反应谱特征周期0.4s。

图1 桥墩截面示意图Fig.1 Diagram of pier section

表1 临猗黄河桥引桥墩高和支座设计Tab.1 Linyi Yellow River Bridge Pier and Bearing Design

2 有限元分析模型及地震动输入

2.1 有限元分析模型

采用SAP2000建立中小跨径高墩桥梁有限元动力计算模型，定义两桥台的连线为X轴（纵桥向），Y轴垂直于X轴（横桥向），竖桥向为Z轴。为考虑主桥的相互作用影响，建立整桥模型进行分析，二期恒载以均布质量加在主梁框架单元，采用六弹簧模拟群桩基础的作用。有限元模型如图2所示。

图2 整桥有限元模型Fig.2 Finite element model of the whole bridge

桥梁上部结构在地震作用下不易发生破坏，采用线弹性梁单元模拟；而桥墩易发生塑性损伤，因此采用纤维铰模拟，截面划分为非约束区、约束区混凝土和钢筋纤维，混凝土和钢筋材料本构如图3所示，并设置于桥墩各单元，墩底采用固定的方式模拟。

图3 钢筋和混凝土力学本构模型Fig.3 Mechanical model of the rebar and the concrete

支座采用连接（Link）单元模拟支座进入非线性阶段的力学行为，以双折线模型模拟板式橡胶支座的滑动效应，支座力学模型如图4所示，其中支座滑动的临界摩擦力为：

图4 板式橡胶支座力学模型Fig.4 Mechanical model of the laminated rubber bear ing

2.2 地震动输入

根据《公路桥梁抗震设计规范》［2］设防标准以及场地类型建立目标谱。从美国太平洋地震中心（PEER）地震动记录库中选取3条天然地震动加速度记录于目标谱相匹配，如图5所示；根据两水准的设防目标，确定E1地震作用下PGA为0.2g，E2地震作用下PGA为0.36g，如图所示，对地震动加速度记录进行调幅，分别沿纵桥向和横桥向两个方向输入，计算结果取3条地震动分析结果的平均值。

图5 目标谱与分析地震动反应谱Fig.5 Target spectrum and spectr um of selected ground motions

3 结果分析

3.1 桥墩抗震特性分析

图6对比了E1、E2地震作用下墩底内力的地震响应需求，可看出，40号墩的墩底弯矩较其他墩的内力大，且在任意地震强度下均是这一规律，主要由于40号墩为连接主、引桥部位的关键桥墩，刚度大于其余墩且上部质量较其他墩大，因此地震响应远高于其他普通墩。可以看出在纵向地震作用下，对于普通墩（37号、38号和39号墩）的内力响应差别不大，40号墩的地震响应超出普通墩约95%，根据《公路桥梁抗震设计规范》［2］计算出40号桥墩截面纵向抗弯强度为312200k N·m、横向抗弯强度为418700kN·m，其余桥墩截面纵向抗弯强度为 90980k N·m、横 向 抗 弯 强 度 为228300k N·m，因此判断在纵向E1地震作用下普通墩出现了塑性铰，在E2地震作用下各桥墩均出现塑性铰；在横桥向E1地震作用下，40号墩地震响应大于39号墩约25%左右，在E2地震作用下，这种规律依然存在且各墩均进入塑性。因此，在进行中小跨径高墩桥梁抗震设计时，应重点关注联端桥梁，尤其是连接主、引桥部位的桥墩。

图6 桥墩墩底内力地震响应Fig.6 Seismic response of internal force at the bottom of pier

3.2 板式橡胶支座滑动特性分析

从图7可以看出，纵桥向的地震响应中，E1和E2地震作用下，40号墩墩顶的支座位移大于其他墩支座位移，主要由于40号墩刚度大于其余支座，受到主梁的变形协调约束作用，使得40号墩支座位移响应大于其他支座，根据《公路桥梁抗震设计规范》［2］计算出两种支座发生滑动时所需的水平剪切力分别为696.21kN（GJZ 600×650×130）和304.32kN（GJZ 400×500×116），对应的支座发生初始滑动时位移分别为255.9mm和158.7mm。在纵向E1地震作用下，40号墩发生了滑动，而在E2地震作用下，所有支座均发生滑动；对于横桥向的地震响应，40号墩的支座位移同样大于其他墩支座位移响应，在E1地震作用下，除40号墩外其他支座并未进入滑动阶段，而在E2地震作用下，各支座均发生滑动特性，分析得出：高墩桥梁中较矮墩的支座位移响应远高于其他支座，且在罕遇地震作用下支座更容易进入非线性，即板式橡胶支座的摩擦滑移特性。因此，要关注罕遇地震作用下的高墩桥梁中较矮墩支座的位移响应以防止出现落梁、支座移位等震害。

图7 支座位移地震响应Fig.7 Seismic response of bearing displacement

4 结论

（1）在地震作用下，联端桥墩的内力远大于联中墩地震响应，联端桥墩的地震响应超出联中墩约95%，而对于联中墩内力响应差别不大，因此，在进行中小跨径高墩桥梁抗震设计时，应重点关注联端桥梁，尤其是连接主、引桥部位的桥墩抗震特性。

（2）对于采用板式橡胶支座的高墩桥梁，在罕遇地震作用下支座更容易进入非线性，即板式橡胶支座的摩擦滑移特性，建议在进行同类桥梁抗震设计时，应关注罕遇地震作用下的高墩桥梁中较矮墩支座的位移响应以防止出现落梁、支座移位等震害。