某连续梁桥抗震加固设计

□文/程永欢

某连续梁桥抗震加固设计

□文/程永欢

采用时程分析法，对一座16 m+22 m+16 m三跨普通混凝土连续梁桥进行抗震验算；结果表明：该桥无法满足现行抗震设计规范的抗震要求。采用复合式金属阻尼器对其进行抗震加固，采用时程分析方法对加固后的桥梁进行地震响应分析；结果表明：复合式金属阻尼器能有效的耗散地震能量，加固后桥梁的抗震能力得到明显提高，地震响应显著降低，满足现行抗震设计规范的要求。

连续梁桥；抗震；加固；时程分析；金属阻尼器；减隔震

桥梁是道路交通的咽喉，是生命线系统的关键组成部分，桥梁结构能否在地震中正常运营，直接关系到抗震救灾的顺利进行。然而，早期建成的一大批桥梁，由于经济、技术及抗震计算理论等条件的限制，没有进行比较科学、合理的抗震设计，导致无法满足现行抗震设计规范的要求。因此有必要对该类桥梁抗震加固方法进行研究，以保证该类结构的安全可靠性，更好的服务。

本文基于midas/civil平台，采用非线性时程分析方法，对一座16 m+22 m+16 m三跨普通混凝土连续梁旧桥进行抗震验算并采用复合式金属阻尼器对其进行抗震加固设计。

1　工程概况

本桥修建于2006年，是一座三跨普通混凝土连续梁桥，跨径组合为16 m+22 m+16 m，双幅桥，桥宽30 m。上部结构为单箱双室箱梁，采用C50混凝土，其顶板宽12.63 m，厚度为0.25 m，底板宽7.88 m，厚度为0.20 m。下部结构为圆形双柱墩，采用C35混凝土，截面直径为1.2 m，墩高分别为6.6、6.9 m。桥梁采用盆式橡胶支座。桥址所在地为二类场地，抗震设防烈度为Ⅶ度，设计基本地震动加速度峰值为0.15g。结构安全等级为一级。

2　有限元模型

2.1模型介绍

采用MIDASCivil程序建立本桥的有限元模型。模型中，主梁、桥墩均采用梁单元进行模拟；桥面铺装、护栏、横隔板等荷载以梁单元荷载的形式施加在主梁单元上并将荷载转化为质量以考虑其对结构动力特性的影响；采用弹簧刚度模型考虑桩土的共同作用。

2.2边界条件

1）盆式支座，见图1。盆式支座的滑动方向采用理想弹塑性模型［1～2］模拟，见图2，支座的相关参数依据规范的规定选取。

图1　支座布置

图2　盆式支座的滞回模型

2）复合式金属型阻尼器，见图3。

图3　复合式金属型阻尼器滞回模型及模型等效处理

该类型阻尼器在产生小位移时，提供较小且稳定的出力，达到设计位移后，其出力随着位移的增加而大幅提升，故其滞回模型可以等效为一个弹塑性滞回模型和一个旗帜型滞回模型的叠加。在程序中采用弹簧连接单元串联双线性模型后与一个理想弹塑性模型并联的方式模拟阻尼器的滞回特性。其中，弹簧连接单元提供初始间隙，用以模拟阻尼器处于第二刚度时的位移，双线性模型用来模拟阻尼器“旗帜”部分耗能。

2.3地震动输入的确定

该桥为B类桥梁，桥址所在地为二类场地，抗震设防烈度为Ⅶ度，设计基本地震动加速度峰值为0.15g。根据规范要求，选取一条CHICHI地震波、一条人工波和El-centro（东西向）用于时程分析，见图4。加速度峰值为0.065g（E1）和0.195g（E2）。

图4　时程分析选用的地震波

3　计算与分析

3.1自振特性分析

桥梁动力特性分析是研究桥梁振动问题的基础，为计算地震作用下结构的动力响应，必须首先进行桥梁结构的动力特性分析。本桥自振特性分析采用多重利兹方法，为保证振型阶数在计算方向获得90%以上的有效质量［1］，经试算取前40阶振型。表1中列出了桥梁前5阶模态。

表1　自振特性一览表

从表1可以看出，该桥基本振型为顺桥向对称弯曲振型，振动频率为1.177 Hz，说明在地震中发生顺桥向破坏的可能性比较大；桥梁前两阶振型均为水平方向弯曲，桥梁第一阶竖向振型出现在第三阶，自振频率为6.297 Hz，说明桥梁竖向刚度较大，桥梁出现水平方向的地震破坏可能性更大。

3.2原桥抗震性能分析

采用时程分析方法，分别计算原桥在CHICHI波、El-centro波（东西向）和人工波3条地震波作用下的地震响应，对原桥的抗震性能做出评价。计算结果表明，在E1地震作用下，原桥墩底内力、墩顶位移均可满足现行规范［1］要求，因此本文中仅列出E2地震作用的部分分析结果，见图5和表2-表3。

表3　E2地震作用下原桥1#墩墩底截面内力

表4　E2地震作用下原桥1#墩变形验算

图5　E2地震作用下原桥支座变形

根据规范［1～2］规定，取3组地震波计算结果的最大值作为最终计算结果。计算结果表明，在E2地震作用下，1#墩墩底进入屈服状态，抗剪承载力不满足要求；墩底最大塑性转角0.001 46 rad，在容许范围之内，墩顶顺桥向最大位移为52 mm，超过容许位移，不满足规范要求；支座位移最大值为53 mm，容许位移值为50 mm，支座位移不满足规范要求。

综上，原桥抗震承载能力不满足要求，需要进行抗震加固以满足抗震设计规范要求。

3.3抗震加固设计

对于桥梁结构而言，常用的减隔震装置分为整体型和分离型两类。设计拟采用分离型减隔震装置，利用旧桥原有的板式支座，安装布置复合式金属阻尼器。该类型复合式金属阻尼器可在多遇地震下提供迟滞耗能的能力，同时，也可以在罕遇地震下锁定阻尼器两点间的相对位移，有效地将地震力传递至桥墩（台）使其产生塑性铰机制以消散能量，取代传统的防落梁拉杆。

本桥采用的复合式金属型阻尼器的初始刚度约为5×105kN/m，第二刚度为0，第三刚度近似为1×105kN/m（即相对于初始刚度的退化率取0.2），屈服力为200 kN。阻尼器的具体布置方案见图6。其中每侧桥台安装2个阻尼器，全桥共计4个。

图6　抗震加固方案

采用时程分析法对加固后的桥梁的地震响应进行分析，计算结果见图7-图8和表5-表6。

图7　加固后E2人工波塑性铰屈服状态

表5　加固E2地震作用下桥墩内力

表6　加固后E2地震作用下1#墩变形验算

图8　加固后E2地震作用下支座变形

计算结果表明，采用复合式金属阻尼器进行加固后，结构地震响应大幅下降。在E2地震作用下，1#墩墩底出现轻微的开裂，但结构基本上处于弹性阶段；墩底塑性转角为0.000 326 rad，墩顶位移27 mm，均在容许范围内且有较大富余量；支座最大位移为27 mm，具有较大的安全储备。

对比加固前后的结果，可以得到复合式金属阻尼器减震率，见图9。该桥采用减隔震加固设计后，减震率为31.6%～77.7%，其中对墩底塑性转角的减震效果最为明显，墩顶位移也有大幅的降低。加固后，该桥可以满足现行抗震规范的要求，确保了桥梁结构的安全。

图9　减震率分析

4　结论

1）采用时程分析方法对原桥抗震能力进行分析。E1作用下，原桥1#墩墩底出现了轻微的损伤，但结构基本上处于弹性阶段，支座的变形、桥墩内力以及变形均满足相关规范的要求；E2作用下，原桥1#墩墩底纵筋屈服，结构进入塑性阶段。支座的最大变形超过支座容许位移，1#墩底部抗剪、墩顶位移均不满足规范要求。桥梁在设计地震动作用下极有可能发生破坏。为保证桥梁在地震作用下的结构安全，需对该桥进行抗震加固。

2）采用复合式金属阻尼器进行桥梁抗震加固，对加固后桥梁的抗震能力进行分析。结果表明，在E1、E2地震作用下，结构均处于弹性状态。支座的变形、桥墩内力和墩顶位移较加固前都有很大程度的减小，桥梁抗震能力满足现行抗震设计规范的要求，加固效果明显。

3）复合式金属型阻尼器不仅可以消耗地震能量、减小结构的地震响应，而且能很好的限制梁端位移、减小支座变形；同时复合式金属阻尼器可以取代传统的防落梁拉杆，起到防落梁的作用，确保结构安全。

［1］JTG/TB02-01—2008，公路桥梁抗震设计细则［S］.

［2］CJJ 166—2011，城市桥梁抗震设计规范［S］.

U442.5+5

C

1008-3197（2016）03-78-03

2016-01-18

程永欢/男，1989出生，助理工程师，上海市城市建设设计研究院天津分院，从事桥梁设计工作。

□DOI编码：10.3969/j.issn.1008-3197.2016.03.028