地震動速度脈沖對減隔震連續(xù)梁橋縱向地震響應的影響

喻雋雅， 袁萬城， 黨新志

(同濟大學 土木工程防災國家重點實驗室， 上海 200092)

近年來發(fā)生的幾次近斷層地震動，如美國Northridge地震、臺灣集集地震以及中國汶川地震等，給結構物造成了極大破壞，給社會帶來了巨大的生命財產損失，因此引起了地震工程界的密切關注。而近斷層地震動中，破裂方向性效應以及地面永久位移引起的速度脈沖是引起結構破壞的一個主要原因[1]。由于傳統(tǒng)橋梁結構抗震設計方法大幅增加了連續(xù)梁橋下部結構的造價，還給施工帶來了不小的困難[2]，因此，越來越多的連續(xù)梁橋轉而開始采用減隔震設計，通過運用減隔震支座延長結構周期，達到有效減小結構地震反應的目標[3]。但倪永軍等[4]研究表明速度脈沖波的能量輸入在中長周期段減小速度緩慢；李爽等[5]研究也指出與短周期結構相比，速度脈沖對中長周期結構的影響更為明顯。與常規(guī)連續(xù)梁橋相比，減隔震技術的運用增加了結構在速度脈沖作用下發(fā)生破壞的可能性。孫穎等[6]研究指出減隔震結構在近場地震動下減隔震率有所下降；葉鑫等[7]研究發(fā)現在脈沖特性不明顯的近場地震動作用下鉛芯橡膠支座減隔震效果較好。但目前對單獨考慮有、無速度脈沖效應的近斷層地震動對減隔震連續(xù)梁橋地震響應的影響研究還不夠充分。

同濟大學袁萬城教授研制了一種新型減隔震支座——拉索減震支座(CSFAB)，王斌斌等[8]對其進行了遠場地震動下的分析，結果表明使用拉索減震支座時能有效減小連續(xù)梁中固定墩墩底地震內力響應，合理控制了墩梁間相對位移，但有關速度脈沖作用對拉索減震支座產生影響的研究還較少。

基于此，本文首先介紹了拉索減震支座的構造以及工作原理，然后以某實際工程中的連續(xù)梁橋作為工程背景建立SAP2000有限元分析模型，以非減震體系為對比，系統(tǒng)考察了速度脈沖效應對減隔震連續(xù)梁橋縱向地震響應的影響。

1 拉索減震支座簡介

拉索減震支座，如圖1所示，由普通盆式支座或者球鋼支座與限位彈性纜索裝置(柔性較好的鋼絲繩)結合而成。在近斷層地震動作用下，固定拉索減震支座的抗剪銷釘剪斷，此后盆式支座通過支座滑動摩擦消耗地震能量，并通過拉索限制墩梁間過大的位移。與其他單獨使用的限位纜索裝置不同，拉索減震支座的運用成功避免了在梁體、橋墩之間設置纜索的連接錨固[9]，拉索不僅能防止落梁等災害發(fā)生，還提供了震后可靠的恢復力。

圖1 拉索減震支座構造

拉索減震支座恢復力本構模型可看作由摩擦支座本構和彈性拉索本構組合而成[10]，疊加而成的拉索減震支座恢復力模型見圖2c。圖中Fs為臨界摩擦力；K1為摩擦支座的初始水平彈性剛度；K2為拉索水平剛度；u為支座滑動位移；u0為拉索開始受力作用時的支座位移(又稱為拉索減震支座自由程)。當u

圖2 拉索減震支座恢復力模型

2 有限元模型的建立

本文選取某跨河大橋引橋段連續(xù)梁橋為背景建立SAP2000有限元分析模型(如圖3所示)，全橋跨徑布置為3×35 m，上部結構為等高度預應力單箱雙室混凝土箱梁，橋面寬15.5 m。下部為雙柱式墩柱，基礎采用樁基礎形式，承臺厚2 m，下設4根直徑為1.5 m鉆孔灌注樁。

圖3 連續(xù)梁橋計算模型

SAP2000動力分析模型中主梁和橋墩采用梁單元模擬(假定橋墩均處于彈性變形范圍內)，拉索減震支座的模擬由盆式支座單元和拉索單元組合而成，其中盆式橡膠支座單元采用Plastic(Wen)單元模擬，拉索單元采用Multiliner Elastic連接單元進行模擬。樁基礎采用等效的六彈簧模型模擬樁-土之間的相互作用。

分析工況主要采用以下幾種工況：

工況1：常規(guī)盆式橡膠支座布置。在P2墩固定墩上放置盆式橡膠固定支座，其余墩上放置盆式橡膠滑動支座。所選用的盆式橡膠滑動支座采用Plastic(Wen)單元模擬，屈服力等于支座豎向反力乘以滑動摩擦系數0.02，屈服位移取為3 mm，屈服剛度等于屈服力除以屈服位移，屈后剛度比取為0.0002。采用常規(guī)盆式橡膠支座的連續(xù)梁橋即通常的抗震體系橋梁，該工況作為基準工況，設置目的是為了在后文中將非減震體系(抗震體系)與減震體系橋梁進行對比分析。

工況2：鉛芯橡膠支座布置。根據豎向承載力要求選擇承載力噸位基本一致的鉛芯橡膠支座。邊墩P1，P4上選取的鉛芯橡膠支座屈服力352 kN，屈前剛度11.6 kN/mm，硬化比0.155，允許位移量±150 mm；中間墩P2，P3上選取的鉛芯橡膠支座屈服力為486 kN，屈前剛度24.8 kN/mm，硬化比0.153，由環(huán)境溫度引起的鉛芯支座剪切變形允許位移量為150 mm。

工況3：拉索減震支座布置?？紤]到速度脈沖作用潛在的破壞性，此時拉索減震支座合理的布置方式為全聯采用，提高橋梁結構抗震安全性。P2墩上放置固定拉索減震支座(強震作用下，抗剪銷釘剪斷，變?yōu)榛瑒永鳒p震支座)，構成拉索減震支座相應規(guī)格的盆式支座容許位移量為0.25 m，為保證拉索減震支座位移不超過容許位移量，拉索自由程取為0.2 m，P1，P4墩上拉索剛度取為1.5×104kN/m，P2，P3墩上拉索剛度取為1.2×105kN/m。

三種支座恢復力模型如圖4所示。

圖4 三種支座恢復力模型

3 地震動輸入的確定

本文采用實際強震記錄下的地震波，其記錄來源于美國太平洋地震工程研究中心(PEER)的數據庫。以往研究人員往往利用地震動峰值比PGV/PGA大于0.2作為判斷地震動是否包含速度脈沖的依據[11]，這種做法較為繁瑣，因此美國加州地質調查局聯合PEER共同開發(fā)了最新的2010 PGMD—Beta Version，增加了地震動是否包含速度脈沖特性以及脈沖持續(xù)時間兩個選項，這是Baker等人利用小波分析等算法對數據庫中的地震動進行處理分析后得到的成果[12]。Somerville等[1]認為近斷層區(qū)域指震級大于6.5，且斷層距不超過15 km的區(qū)域?；诖?，本文選取了Imperial Valley和臺灣集集地震中3條速度脈沖型以及相對應的來自同一次地震記錄的3條非速度脈沖型地震動，具體參數如表1所示。為了具有可比性，將兩種類型近斷層地震動水平向加速度峰值PGA統(tǒng)一調整為0.2g，避免由于PGA的不同而導致的橋梁結構地震響應的差異，得到各條地震動的反應譜，并作出它們的均值譜。將兩種類型近斷層地震動均值譜放到一個圖中，如圖5所示。可以看到，兩組地震波的區(qū)別主要體現在中長周期階段，在該時間段內，脈沖型地震動均值譜基本高于非脈沖地震動。

圖5 兩種類型地震動加速度均值譜比較

類型記錄號地震事件觀測臺站時間震級斷層距/km脈沖持時/s脈沖型地震動RSN181ImperialValley-06ElCentroArray#619796.531.353.773RSN1491Chi-Chi_TaiwanTCU05119997.627.6410.381RSN1531Chi-Chi_TaiwanTCU10419997.6212.877.189非脈沖型地震動RSN187ImperialValley-06ParachuteTestSite19796.5312.69—RSN1490Chi-Chi_TaiwanTCU05019997.629.49—RSN1494Chi-Chi_TaiwanTCU05419997.625.28—

4 近斷層地震動下拉索減震橋梁結構地震響應

本小節(jié)進行采用盆式橡膠支座、鉛芯橡膠支座以及拉索減震支座的橋梁在順橋向的非線性時程分析，地震波水平向輸入，橋梁結構阻尼比取為5%?？紤]橋梁結構縱向地震響應，取P2墩底截面處的剪力峰值、彎矩峰值以及該墩墩頂處支座的最大位移(均為絕對值)。為便于進行比較，以采用常規(guī)盆式橡膠支座的連續(xù)梁橋地震響應為對比基準(非減震體系)，取采用這三種支座的連續(xù)梁橋在兩種類型近斷層地震動下響應峰值的平均值列于表2。

表2 有、無速度脈沖效應作用下橋梁結構縱向地震響應

注：減震率=(非減震體系響應-減震體系響應)/非減震體系響應×100%

由表2可知，速度脈沖效應對采用這三類支座連續(xù)梁橋的地震響應具有較為明顯的放大作用。在速度脈沖作用下，非減震以及減震體系橋梁結構地震內力響應均達到了非脈沖型地震動作用下內力響應平均值的兩倍左右。從表2可以看到墩底剪力和墩底彎矩的響應基本一致，二者本身具有一定的相關性。以墩底彎矩為例，速度脈沖作用下，非減震體系橋梁結構墩底彎矩增加了近80%；采用鉛芯橡膠支座時墩底彎矩是非脈沖型地震動下的2.24倍，采用拉索減震支座時墩底彎矩達到了2.6倍，拉索減震支座減震體系受其影響最為明顯。除了對內力的放大作用外，速度脈沖作用下，兩種減隔震支座的減震率與非脈沖型地震動相比減少了10%左右，減震效果下降。同時可以看到，減隔震支座發(fā)生的最大位移平均值均大于非脈沖型地震動作用下位移響應的平均值，而且速度脈沖效應對鉛芯橡膠支座位移的放大作用較為明顯，達到了3.03倍。

在近斷層地震動作用下，無論地震動是否包含速度脈沖特性，采用鉛芯支座和拉索減震支座后，與非減震橋梁結構相比，墩底剪力、彎矩峰值均有較為顯著的下降。其中在非脈沖型地震動下，采用兩種減隔震支座后地震內力響應的減震率均達到了60%以上，支座位移均未超過容許位移量，減隔震性能發(fā)揮良好。由于彈性拉索在拉索減震支座位移超過0.2 m后才發(fā)揮限位功能，因此與鉛芯支座相比，在保證支座位移不超過容許位移量的前提下，拉索減震支座能更大程度上發(fā)揮盆式支座的摩擦耗能能力，因此減震效果更為明顯。而在速度脈沖作用下，兩種支座的減隔震率均有下降，同時與地震內力響應相比，速度脈沖效應對鉛芯支座位移的放大作用更為顯著，產生了過大的位移，與環(huán)境溫度下所允許的位移量相比超出了265%，導致鉛芯支座發(fā)生破壞。但拉索減震支座在位移超過0.2 m后，限位拉索發(fā)揮作用，將位移控制在了自由程0.2 m范圍內，速度脈沖效應對其位移的放大作用小，雖然拉索減震支座一定程度上犧牲了部分地震內力響應的減震率，但保證了在速度脈沖作用下仍具有較好的限位能力。實際工程中如果為提高支座允許最大位移而繼續(xù)通過增加鉛芯支座的高度來增大支座變形能力，那鉛芯支座的穩(wěn)定性能會大大減弱[13]。因此對于產生大位移效應的速度脈沖型地震動，以放大支座位移來減小力的減隔震設計并不適用。而拉索減震支座則能通過支座自由程參數的設置，在實現減小地震內力響應的同時限制支座產生的過大位移，重視力與位移之間的平衡。

為了更直觀地分析速度脈沖作用下，減隔震橋梁地震響應隨時間變化的歷程，繪制P2墩底彎矩以及支座位移時程圖，由于篇幅有限，僅列出非脈沖型地震動RSN1494波作用下和脈沖型地震動RSN181波作用下的時程圖如圖6，7所示：

圖6 兩類近斷層地震動下墩底彎矩時程圖

圖7 兩類近斷層地震動下減隔震支座位移時程圖

通過對比墩底彎矩時程圖可知，在非脈沖型地震動作用下，非減震橋梁結構在正負兩個方向均出現較大的彎矩峰值，而減震橋梁結構未出現明顯的峰值，正負兩個方向波動較為均勻；在速度脈沖作用下，非減震和減震橋梁結構均對脈沖作用的響應較為明顯，彎矩在短時間內存在明顯的突變，非減震橋梁和采用鉛芯支座的橋梁結構在脈沖過后仍存在一定的波動，而采用拉索減震支座時，內力響應能較快地趨于穩(wěn)定。

通過對比支座位移時程圖可以看到，在非脈沖型地震動作用下，鉛芯橡膠支座和拉索減震支座在正負兩個方向位移波動均較大，但殘余位移均較小，體現了較好的自復位能力。但在速度脈沖作用下，脈沖來臨時，兩種支座的位移存在顯著突變，出現較明顯的峰值。其中鉛芯橡膠支座在脈沖作用結束后，在正方向仍存在較大的波動，持續(xù)時間長，而拉索減震支座在速度脈沖過后，支座位移較快地趨于穩(wěn)定，與結構內力響應變化趨勢一致。但在該條脈沖型地震動下，兩者皆存在一定的殘余位移，鉛芯支座殘余位移更為明顯。

5 結 論

本文首先介紹了拉索減震支座的構造以及工作原理，然后以一實際工程中的連續(xù)梁橋作為工程背景建立SAP2000有限元分析模型，以常規(guī)盆式支座構成的非減震體系為對比，系統(tǒng)考察了速度脈沖效應對采用鉛芯橡膠支座、拉索減震支座的減隔震連續(xù)梁橋縱向地震響應的影響。主要結論如下：

(1)速度脈沖效應對非減震以及減隔震連續(xù)梁橋的地震響應均具有較明顯的放大作用。其中，對鉛芯支座位移的放大作用尤為突出，但拉索減震支座仍具有較好的限位能力。

(2)在速度脈沖來臨時，橋梁結構地震響應在短時間內存在顯著突變。與其他采用其他支座的橋梁結構相比，采用拉索減震支座時，橋梁結構地震響應在速度脈沖過后能更快地趨于穩(wěn)定。

(3)速度脈沖作用將產生大位移效應，因此在脈沖型地震動下當內力響應通過減隔震設計降到可控的范圍內后，橋梁結構抗震關鍵由位移控制，以防止落梁等災害的發(fā)生。拉索減震支座具有較好的限位能力，在減小橋梁結構地震內力響應的同時限制支座過大的位移，重視二者之間的平衡，適用于由位移控制的連續(xù)梁橋減隔震體系。

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