地震高烈度地区全预制拼装立交桥梁抗震设计

朱 钊

（1.上海市城市建设设计研究总院（集团）有限公司，上海市 200125；2.上海工业化装配化市政工程技术研究中心，上海市 200125）

1 工程概况

本项目位于中新天津生态城中部，滨海航母公园北侧，力高地块西侧。工程为对现状航海道跨海滨大道桥梁功能进行完善，实施西向北（WN）、北向西（NW）两条匝道，满足由航海道进出力高地块的需求，见图1。

图1 工程平面布置图

其中，新建WN匝道全长约705m，NW匝道全长约315 m。匝道桥梁主要采用简支小箱梁结构，标准跨径为20m和25m，桥面连续，小箱梁梁高均采用1.4m；两处跨越海滨大道采用连续钢箱梁结构形式，其中NW匝道中钢箱梁跨径布置为（38+38+35.602）m，WN匝道重钢箱梁跨径布置为（40.441+2x34）m，钢箱梁梁高 1.8m，见图 2。

2 桥梁全预制拼装方案

图2 匝道标准断面图（单位：mm）

为加快工程进度，减少对交通影响，本项目桥梁工程采用了全预制拼装方案，是天津地区首个采用预制拼装的立交工程。除上部结构采用装配式小箱梁和连续钢箱梁外，下部结构采用了通过灌浆套筒连接的预制拼装桥墩形式，盖梁及立柱在工厂预制和养护，施工现场仅进行吊装及套筒灌浆工作，见图3。

图3 下部结构拼装示意图

3 抗震设防标准及性能目标

本工程为城市主干路，根据《城市桥梁抗震设计规范》（CJJ 166—2011）[1]相关规定，本工程拟建场地属I V类建筑场地，地震基本烈度8度，设计基本地震加速度为0.20g；桥梁抗震设防类别为丙类，E1地震作用下抗震重要性系数取0.46，E2地震作用下重要性修正系数2.0。

天津地区位于地震高发带，地震基本烈度较高，采用常规的抗震加强手段难以满足设计需求。根据前期研究比选，本工程桥梁拟采用减隔震设计，根据天津市地震设计标准《天津市市政公路桥梁减隔震设计规程》（DB 29-233—2015），本工程设防类别为C类，桥梁主要构件的性能目标设定见表1。

表1 桥梁结构抗震性能目标

4 地震输入参数

根据抗震规范规定，阻尼比0.05的水平设计加速度反应谱见图4。

图4 E1、E2水准水平向设计加速度反应谱

根据试算结果，结构在E1状态下就将进入弹塑性状态，故根据规范要求，依据E1及E2设计反应谱分别生成了三条人工时程波见图5。

图5 E2水准人工地震时程波

5 地震反应分析

通过比选最不利计算联，利用M id a s C i v i l 2015软件建立WN匝道P5-P16段结构动力特性和地震反应分析的三维有限元模型。其中分别包含了连续钢箱梁及小箱梁标准段。全线支座均采用钢阻尼减震球型支座，通过一般链接单元模拟，在单元属性中分别输入弹性支座的线性刚度和非线性刚度。有限元计算模型见图6。

图6 抗震计算模型（含边界联）

采用E1和E2两种概率水平、阻尼比为5%的设计反应谱对该桥进行抗震性能分析。E1水准地震首先采用弹性反应谱法计算，倘若支座水平承载力不满足要求，再采用设计反应谱生成的人工时程波进行非线性时程分析；E2水准下由于支座进入非线性状态，直接采用设计反应谱生成的人工时程波进行非线性时程分析。反应谱法计算采取前500阶进行组合，振型组合方式为C Q C，非线性时程采用振型积分法。

6 桥梁减隔震设计方案

由于本项目位于地震高烈度地区，常规的抗震手段已不能够满足结构的安全需要，应采用合适的减隔震措施。经过试算比选，对于本工程而言，摩擦摆支座及铅芯橡胶支座都面临地震位移过大的问题，采用弹塑性钢减震支座较为合适。

弹塑性钢减震支座是常规球钢支座并联钢阻尼器制成，支座承载力较大，耗能能力较大，位移能力及钢阻尼器的阻尼力可以根据工程需要进行特殊设计。在地震烈度较高的地区，采用常规的减隔震措施往往会面临地震位移较大的问题，采用弹塑性钢减震支座，可以通过对钢阻尼器的参数比选，在充分利用结构强度的前提下，有效控制支座在强震作用下的地震位移，因此本工程采用弹塑性钢减震支座作为减隔震措施，见图7。

图7 弹塑性钢减震支座示意图

根据参数计算比选，对于弹塑性钢减震支座的参数选取如下：

支座本体水平承载力不小于竖向承载力的15%；支座转角：0.02 r a d，剪力销剪断力为竖向承载力的10%；钢阻尼器屈服力为竖向承载力的5%，钢阻尼器屈后刚度比：0.05；等效阻尼比：35%；阻尼位移：±100mm；低周疲劳次数：不小于30。

7 P7-P10连续钢箱梁抗震分析

（1）E1水准地震响应计算

假设结构所有主要受力构件全部正常工作，支座地震反应见表2。

表2 钢箱梁E1水准下支座地震反应

固定墩P9墩支座在E1水准地震作用下纵向剪力超过了支座纵向限位力，支座纵向被剪断。所有的支座在E1水准地震作用下的横向剪力基本都超过支座横向水平限位力，支座横向被剪断。因此可判定，计算联在E1水准下已经进入弹塑性状态，需进行非线性时程分析。

根据E1水准下非线性时程分析计算，支座地震反应见表3。

表3 钢箱梁E1水准下支座地震响应

由表3可知，在E1水准地震作用下，P7-P10联的各减隔震支座位移均在设计容许位移之内，满足性能要求。

（2）E2水准地震响应计算

根据E2水准下非线性时程分析计算，支座地震反应见表4。

表4 钢箱梁E2水准下支座地震反应

可知，在E2水准地震作用下，由于滑动墩自身也会产生振动，P7-P10联的滑动墩纵向支座位移略微超出容许位移，但是超出幅度并不大，考虑到桥梁上另外设置了弹塑性限位装置，当支座位移接近容许值时，限位装置也将发挥协同作用，主梁基本不会产生落梁风险，因此可以认为满足性能要求。

（3）结构强度验算：

对于采用套筒连接的预制拼装立柱，根据相关文献证实[2，3]，其抗震性能与相同配筋的现浇立柱基本一致，因此在抗震计算中可以采用与现浇立柱同样的验算方案。

本工程采用纤维单位对钢筋混凝土立柱进行截面分析，各墩控制断面E2水准地震的验算结果见表 5、表 6。

可知，在该工况下，支座进入弹塑性状态后，各桥墩均处于弹性，满足该工况下抗震性能目标的要求。

表5 单柱控制截面能力与需求验算（E2纵向）

表6 单柱控制截面能力与需求验算（E2横向）

8 P10-P12桥面连续简支小箱梁抗震分析

（1）小箱梁减隔震方案

对于采用小箱梁结构形式的高架桥梁减隔震设计，一般是采用高阻尼橡胶支座或者超高阻尼橡胶支座进行简单隔震。

本工程位于抗震8度区，地震烈度较高，经过试算，地震位移远远超过了橡胶支座的容许位移。因此本工程中小箱梁也同样采用弹塑性钢减震支座作为主要减隔震措施，并且小箱梁采用两跨一联的跨径布置，减小单联的上部质量。

（2）E1水准地震响应计算

假设结构所有主要受力构件全部正常工作，支座地震反应见表7。

表7 小箱梁E2水准下支座地震反应

可知，小箱梁固定墩P13墩支座在E1水准地震作用下剪力同样超过了支座限位力，支座纵向被剪断。因此可判定，在高烈度地震地区，桥梁支座在E1水准下已经就已经进入弹塑性状态，需进行非线性时程分析。

根据E1水准下非线性时程分析计算，支座地震反应见表8。

表8 小箱梁E1水准下支座地震响应

由表8可知，在E1水准地震作用下，P7-P10联的各减隔震支座位移均在设计容许位移之内，满足性能要求。

（3）E2水准地震响应计算

根据E2水准下非线性时程分析计算，支座地震反应见表9。

表9 小箱梁E2水准下支座地震响应

与钢箱梁类似的，在E2水准地震作用下，P12-P12联的支座位移略微超出容许位移，当支座位移接近容许值时，限位装置也将发挥协同作用，主梁基本不会产生落梁风险，可以认为满足性能要求。

9 结 语

本工程是首个地震高烈度地区的全预制拼装立交工程，经过计算分析可见，在高烈度地区，要求E1水准下仍保持全桥弹性是不现实的。

通过综合考虑，全桥采用了基于弹塑性钢减震支座的减隔震设计，辅助以抗震垫块块、连梁拉索等抗震构造措施，通过合理的参数比选，在经济合理的前提下，最大限度的优化了全桥的抗震性能，减轻了桥梁结构的地震破坏。