[摘要]在對橋梁減隔震原理進行分析的基礎(chǔ)上，依據(jù)連續(xù)梁橋在地震作用時受力的特點，對連續(xù)梁橋的固定支座進行了減隔震設(shè)計，將原來的固定支座改為相對固定。對該橋在地震荷載作用下的抗震性能分析表明，采取V隔震措施后，固定墩的受力情況得到明顯改善，主梁的縱向位移以及梁、墩的相對位移雖有所增大，但即使在8度的地震荷載作用下，位移幅度仍在支座允許的位移范圍內(nèi)。
關(guān)鍵詞 連續(xù)梁橋 減隔震 固定支座 相對固定

連續(xù)梁橋具有結(jié)構(gòu)剛度大、變形小的特點，在我國有著廣泛的應(yīng)用。對連續(xù)梁橋的空間地震反應(yīng)分析表明[1]，由于連續(xù)梁橋一般只設(shè)置一個固定墩，在地震荷載作用下，縱橋向的地震荷載的絕大部分均由設(shè)置在固定墩上的固定支座來承受，因此，固定墩處于十分不利的受力狀態(tài)。如果一味要求固定墩滿足強度要求、在彈性范圍內(nèi)工作，不僅是不經(jīng)濟的，而且也沒有必要。本文探討了一種新穎的作法，即利用減隔震的基本原理，在不改變原橋梁主體結(jié)構(gòu)的情況下，僅對固定支座進行適當(dāng)?shù)臏p隔震設(shè)計，以滿足"小震不壞、中震可修、大震不倒"的設(shè)計要求。

一、減隔震原理
圖1為結(jié)構(gòu)的加速度反應(yīng)譜，從圖中可以看出，延長結(jié)構(gòu)的自振周期可以有效地減小結(jié)構(gòu)的地震加速度反應(yīng)，從而減小結(jié)構(gòu)由于地震所遭受到的地震荷載。對于橋梁結(jié)構(gòu)，采用橡膠支座、聚四氟乙烯支座以及其他滑動支座即瓦達到增加結(jié)構(gòu)柔性、延長結(jié)構(gòu)自振周期的目的。但是，隨著結(jié)構(gòu)自振周期的延長，梁體與墩臺之間的相對位移也同時增加。為了減小由于結(jié)構(gòu)自振周期延長而增加的梁墩相對位移，可以采用增加結(jié)構(gòu)阻尼的方法。由圖2可見，加大結(jié)構(gòu)的阻尼，地震引起的位移反應(yīng)能得到明顯的抑制[1]。

綜上所述，減隔震的基本原理為：
（1）采用柔性支承，以延長結(jié)構(gòu)的自振周期，從而減小結(jié)構(gòu)由于地震引起的內(nèi)力反應(yīng)；
(2)采用阻尼器或耗能裝置，以控制由于周期延長而導(dǎo)致的過大的相對位移；
（3）具有足夠的剛度和強度，以支承正常使用極限狀態(tài)下的水平力（如風(fēng)荷載、汽車制動力等）。

二、工程背景
本文以某五跨連續(xù)梁橋為工程背景，該橋跨徑組合為49.90＋3X80.00＋49.90（m）。橋址的土質(zhì)（在地表以下20.0m范圍內(nèi)）為淤泥、淤泥質(zhì)亞粘土、粘土和細砂，地基容許承載力［σ0］＜130kPa。根據(jù)《公路工程抗震設(shè)計規(guī)范》（JTJ004－89）第4.2.2條規(guī)定，確定該橋場地類別為Ⅳ類場地上。
該連續(xù)梁橋的上部結(jié)構(gòu)為兩個分離的單箱單室變截面箱梁，主域處梁高4.5m，邊墩及跨中的梁高均為2.0m；主墩為變截面空心柱體，邊域為排架式撤柱，縱橋向兩排，每排3個實心嫩柱、主梁和橋墩之間采用盆式橡膠支座連接。
1．分析模型
該橋的抗震計算采用同濟大學(xué)土木工程防災(zāi)國家重點實驗室橋梁抗震學(xué)科組編制的程序NSRAP進行，簡化的動力分析模型見圖3。

考慮到橋墩基礎(chǔ)為鉆孔灌注樁，墩底位移相對較小，將橋墩固結(jié)在墩底會增大結(jié)構(gòu)內(nèi)力反應(yīng)，故而適當(dāng)放大結(jié)構(gòu)周期，將墩延長約3倍樁徑固結(jié)【3】。橋墩依線彈性梁單元來處理。計算中對活動支座考慮其非線性效應(yīng)，用非線性支座單元處理。采用Ⅳ類場地人工波作為輸入地震波，依Eurocode8對地震波進行三個方向組合，以縱橋向為驗算主方向【4】。設(shè)計基本烈度為7度。
2．驗算結(jié)果
對結(jié)構(gòu)進行非線性時程反應(yīng)分析，固定墩墩頂截面內(nèi)力反應(yīng)見表1，固定墩墩底截面內(nèi)力反應(yīng)見表2。計算結(jié)果均以一幅計。

3．結(jié)果分析
(1)固定支座
設(shè)計單位設(shè)計的盆式支座布置情況為（以一幅計）：兩邊墩分別設(shè)置兩個TPZ3000-ZX型盆式橡膠支座，固定墩設(shè)置兩個TPZ 15000-GDZ型盆式橡膠支座，余主墩上皆各設(shè)兩個TPZ15000-ZX型盆式橡膠支座。
TPZ 15000一GDZ型盆式橡膠支座為抗震型支座，其豎向承載力為15000kN，可承受的最大水平力為15000 X 20％＝ 3000kN，故固定墩墩頂所能承受的最大水平力為 6000kN。
由表1可見，6度地震荷載作用下，固定墩墩頂所承受的水平力為6455kN，大于其上固定支座所能承受的最大水平力，固定支座被剪壞。
（2）固定墩
對固定墩的鋼筋混凝土截面進行彎短一曲率關(guān)系分析，得到其縱向反應(yīng)及屈服彎矩見表3。

由表2、表3可見，7度和8度地震荷載作用下，截面的能力/需求比大于1，表明固定墩墩底截面發(fā)生塑性變形，即，在承受一定的軸力作用時，截面所承受的彎矩超過截面屈服彎矩，進入了非線性工作階段。
（3）解決方案
由驗算可知，該橋在6度地震荷載作用下，固定支座已被剪壞，不能滿足橋現(xiàn)關(guān)于"小震不壞"的設(shè)計要求。而且，固定墩在7度地震荷載作用下的"截面能力/需求比"高達180.4％，這說明設(shè)計基本烈度地震荷載作用下，固定墩的強度已不能滿足。因此，"中震可修"的要求也難以保證。
通常遇到這種情況，常采用以下解決方法：
（1）將原有支座改為符合承載力要求的抗震型橡膠支座；
（2）對橋墩進行延性設(shè)計，將橋墩設(shè)計得具有足夠的延性，在控制變形的前提下，利用塑性鎮(zhèn)來耗能；同時由于塑性鉸的出現(xiàn)而使結(jié)構(gòu)的基本自振周期延長，從而減小了地震所產(chǎn)生的慣性力。
本文在進行抗震驗算時，該橋主體方案已經(jīng)確定，并已經(jīng)開始施工。在這種情況下，在不增加工程造價的前提下，采用了第一種方案，即對原有的固定支座進行了再設(shè)計，引入減隔震概念，以使其滿足設(shè)計要求。

二、減隔震設(shè)計
1．設(shè)計思路
以往在進行抗震設(shè)計時，設(shè)計師總是過多地強調(diào)強度要求，希望采用的支座可以滿足最大的地震荷載。可是，地震荷載具有很大的偶然性和隨機性，正常使用極限狀態(tài)下橋墩所承受的荷載與設(shè)計地震荷載時橋墩的受力相比是很小的，以本橋為例僅占 3.23％。由此可見，若以設(shè)計地震荷載來控制橋墩及支座的設(shè)計，在經(jīng)濟上要增加很高的投入，同時橋墩也處于十分不利的受力狀態(tài)。
為此，我們將固定支座設(shè)計為相對固定，即在正常使用極限狀態(tài)和6度地震荷載作用下，固定墩保持正常工作，承擔(dān)汽車制動力和一定的地震荷載；而在超過6度地震荷載作用下，釋放固定墩的順橋向約束，使整個上部結(jié)構(gòu)能夠沿縱橋向滑動，從而延長了結(jié)構(gòu)的自振周期，以達到減震耗能的效果。
2．設(shè)計方案
用改造過的 TPZ 15000- ZX盆式橡膠支座來替找原來的 TPZ 15000- GDZ盆式橡膠支座。TPZ 15000-ZX盆式橡膠支座為縱向滑動支座，改造前如圖4所示。

在TPZ 15000-雙盆式橡膠支座的縱橋向加限定鋼擋板，用承壓型高強螺栓使之與支座頂板連接，并提供約束反力。這樣，在正常使用極限狀態(tài)和礦地震荷載作用下，支座不滑動，承受汽車制動力和～定的地震荷載。當(dāng)?shù)卣鹚搅χ饾u增加，大于螺栓設(shè)計荷載時，支座螺栓被剪斷，滑動面開始相對滑移。在支座上 100mm處設(shè)置抗震擋塊，以限制支座頂板與底盆的相對位移。改造后的支座圖見圖5。

(1)鋼擋板設(shè)計
由圖5及圖6所示，在TPZ 15000-ZX盆式橡膠支座的上頂板和下底盆之間加設(shè)兩塊鋼擋板。鋼擋板上部與頂板之間以高強螺栓連接，下部與底盆之間以三面圍焊焊縫相連。鋼擋板的圓弧面與支座鋼盆緊貼，外測±100mm設(shè)抗震擋塊。縱橋向的約束力由鋼擋板和高強螺栓共同提供，螺栓被剪斷以后，由抗震擋塊來控制頂板和底盆之間的相對位移。

(2)高強螺栓設(shè)計
根據(jù)前述減隔震設(shè)計思路和支座所需承受的順橋向水平荷載，對高強螺栓進行設(shè)計。
為保證固定墩免于屈服，以固定墩屈服彎矩對應(yīng)的水平剪力為設(shè)計控制值。固定墩在設(shè)計軸向荷載作用下，其屈服彎矩為 125800kN·m，對應(yīng)水平剪力為6524kN，每個支座需提供 3262kN。采用M24，8.8級高強螺栓。

考慮到橋墩在正常使用極限狀態(tài)下的安全性，采用18個螺栓。螺栓的實際極限承載能力為 168.82 X 18＝ 3038.76kN，小于設(shè)計控制值 6.84％。
3．方案驗算
在全橋變?yōu)榭v橋向滑動時，將連續(xù)梁簡化為只有7個自由度的平面結(jié)構(gòu)，簡化圖式見圖7。

利用自編程序?qū)υ摌蜻M行分析，6度地震荷載作用下，固定墩墩底截面的內(nèi)力見表4，墩與梁體的相對位移見表5。

由表4及表2對比可見，8度地震荷載作用下，固定墩的剪力及彎矩均有大幅度的下降，其中剪力僅為改造前的95.42％，彎矩為改造前的93.56％，這使得橋墩的安全系數(shù)大大提高。同時，由表5可見，主梁的縱向位移及梁。墩的相對位移有所增大，梁體的最大正向位移為 81.4mm，最大負向位移為13.2mm，但位移幅度仍在支座的允許滑動范圍（±100mm）以內(nèi)。

四、結(jié)論
本文根據(jù)減隔振原理對連續(xù)梁橋的固定支座進行了減隔震設(shè)計，結(jié)果表明：
（l）在正常使用極限狀態(tài)和地震荷載作用下，固定墩仍處于彈性受力狀態(tài)，受力性能得到明顯改善；
(2)梁體的縱向位移及梁、墩的相對位移雖然有所增大，但位移幅度仍在支座的允許范圍內(nèi)；
（3）工程的總體造價并沒有顯著提高。
采取減隔震措施后，在遭遇到地震時，橋梁的主體結(jié)構(gòu)并沒有破壞，只需在震后對支座的高強螺栓和錨固鋼擋板進行更換，從而既滿足了橋梁"小震不壞、中震可修、大震不?quot;的設(shè)計要求，又為實際工程人員所接受，不失為一種切實可行的辦法。

參考文獻
[1]范立礎(chǔ)．橋梁抗震．上海：同濟大學(xué)出版社． 1997
[2]交通部公路規(guī)劃設(shè)計院．公路工程抗震設(shè)計規(guī)范（JTJ004－89）．北京：人民交通出版社．1990
[3]Priestley，M.J.N et al,Seismic Design and Retrofit ，Seismic Design and Retrofit of Bridges,John Wiley&Sons,Inc.1996
[4]Eurocode 8:Stucture in Seismic Regions Design, Part 2:Bridges,(draft),1993
［5］莊軍生．橋梁支座．北京：鐵道出版社，1994