普立大跨懸索橋減隔震設(shè)計(jì)研究

普立大跨懸索橋減隔震設(shè)計(jì)研究

0不同減隔震措施下的力學(xué)性能在罕見的地震條件下，大跨徑懸索橋的塔梁相對位移過大，可能會造成嚴(yán)重的單元超載。減少橋梁的隔震設(shè)計(jì)尤為重要。近年來，抗衰減地震技術(shù)在大范圍橋梁中得到廣泛應(yīng)用，在國內(nèi)外廣泛使用。減震的主要目標(biāo)是減小上部結(jié)構(gòu)的地震強(qiáng)度，利用衰減措施的變形能力來減小結(jié)構(gòu)位移和內(nèi)部力。目前，國內(nèi)外廣泛使用的抗衰減地震措施主要有兩種類型：橡膠類和粘熱阻滯器。自1960年末發(fā)明以來，它已在項(xiàng)目實(shí)踐中得到廣泛應(yīng)用。結(jié)構(gòu)簡單，加工簡單，安裝方便，設(shè)計(jì)精美（調(diào)整字體的幾何尺寸）具有較大的靈活性。由于其強(qiáng)大的能源消耗能力，該制造商非常喜歡這種非線性粘熱阻滯器，因此可以在世界上使用近120個(gè)大型橋梁，包括中國的蘇通大橋、江陰長江大橋、舟山群島快速崛起的橋和天津-秦鐵路橋。國內(nèi)外學(xué)者對橋梁減隔震措施做了大量的有限元分析研究,大部分文獻(xiàn)僅對某一種減隔震措施對橋梁結(jié)構(gòu)的影響進(jìn)行的分析,對某一橋梁兼顧多種減隔震措施的對比分析較少.本文通過建立非線性空間動力有限元模型,對普立懸索橋進(jìn)行了兩種抗震措施的動力時(shí)程計(jì)算,并與不設(shè)置減隔震措施的情況做了對比,得出了相應(yīng)的結(jié)論,可為同類工程提供參考依據(jù).1預(yù)應(yīng)力筋塔架結(jié)構(gòu)普立特大橋位于普宣高速公路K11+233.807~K12+197.807處跨越普立大溝,是普宣高速公路控制性工程之一.該橋?yàn)閱慰珉p鉸地錨式懸索橋,橋長964m,跨徑布置為166+628+166m,設(shè)計(jì)荷載為公路-I級.主纜采用預(yù)制平行鋼絲索股(PPWS),共91股;吊桿為擠包護(hù)層扭絞型拉索,縱向間距12m,橫向26m;加勁梁采用單箱單室扁平鋼箱梁結(jié)構(gòu),全寬28.5m,橋軸線處凈高3.0m;主塔采用混凝土門形框架結(jié)構(gòu),塔柱采用鋼筋混凝土結(jié)構(gòu),橫梁為預(yù)應(yīng)力混凝土結(jié)構(gòu),普立岸主塔高154.30m,宣威岸主塔高162.20m;宣威岸錨碇采用嵌巖重力式錨碇,普立岸錨碇采用隧道錨.圖1為普立特大橋的總體布置圖.2減隔震措施的設(shè)置問題采用MIDAS/Civil建立普立大橋空間動力模型,如圖2所示.在有限元模型中,主塔、主梁均采用梁單元模擬;主纜和吊桿采用只受拉桁架單元模擬;由于本橋基礎(chǔ)剛度較大,橋墩基礎(chǔ)以固結(jié)來模擬.主梁與吊桿采用剛臂連接,形成“魚骨梁”模型;主塔與主纜采用剛性連接;主梁與主塔之間的普通支座采用彈性連接,液壓粘滯阻尼器采用非線性阻尼單元模擬,鉛芯橡膠支座采用非線性彈簧單元模擬.本橋的恒載初始內(nèi)力已計(jì)入模型的幾何剛度中,因此,所有減隔震計(jì)算都是基于恒載狀態(tài)下的非線性時(shí)程分析.為了研究橋梁的減隔震效果,采用液壓粘滯阻尼器和鉛芯橡膠支座兩種減隔震措施,分別與不設(shè)置減隔震措施的普通結(jié)構(gòu)體系計(jì)算結(jié)果進(jìn)行比較,在此定義三種結(jié)構(gòu)體系:1)體系Ⅰ:不設(shè)置任何減隔震措施的縱向半漂浮體系;2)體系Ⅱ:在主梁與主塔之間安裝縱向液壓粘滯阻尼器的減隔震體系;3)體系Ⅲ:主梁與主塔之間安裝鉛芯橡膠支座的減隔震體系.在液壓粘滯阻尼器中,阻尼力與相對變形的速度成非線性變化關(guān)系:F=CVξ.式中,F為阻尼力,C是阻尼系數(shù),V是阻尼器活塞的運(yùn)動速度,ξ為阻尼指數(shù),一般在0.2~1.0之間取值.取參數(shù)為C=400000kN.s/m,ξ=0.2的阻尼器模型進(jìn)行體系Ⅱ減隔震分析.因?yàn)橐簤赫硰椥宰枘崞鞅憩F(xiàn)出了較強(qiáng)的依賴頻率的性質(zhì),所以在有限元模型中,采用Maxwell模型來模擬,該模型將阻尼器與彈簧串聯(lián),如圖3所示.選用J4Q5000矩形鉛芯橡膠支座參數(shù)進(jìn)行體系Ⅲ減隔震分析.支座高度218mm,屈服前剛度為13.2kN/mm,屈服后剛度為2.0kN/mm,水平等效剛度3.3kN/mm,屈服力為323kN,等效阻尼比為0.218.根據(jù)大量實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)分析可知,鉛芯橡膠支座的滯回曲線一般為梭形,圖形呈反對稱,如圖4所示.在有限元模型中,為了方便計(jì)算,根據(jù)其滯回曲線中正反向加載時(shí)初始剛度與卸載剛度基本平行及正反向屈服后剛度基本平行的特點(diǎn),將鉛芯橡膠支座的滯回曲線簡化為雙線性曲線,從而建立了鉛芯橡膠支座滯回曲線的等價(jià)線性化模型,如圖5所示.其中K1為屈服前剛度,K2為屈服后剛度,Qd為屈服力.3抗衰減地震分析3.1震動參數(shù)確定根據(jù)該橋的地震安全性評價(jià)報(bào)告,其所在地區(qū)基本烈度為Ⅵ度,按Ⅶ度設(shè)防,其設(shè)計(jì)地震動參數(shù)見表1.結(jié)合工程實(shí)際情況,罕遇地震水平加速度取50年超越概率2%的地震波時(shí)程曲線,如圖6所示,計(jì)算時(shí)間20s,時(shí)間間隔為0.02s;該烈度下的設(shè)計(jì)反應(yīng)譜及地震波與反應(yīng)譜的擬合情況如圖7所示.時(shí)程豎向加速度值取水平向加速度值的0.65倍.3.2計(jì)算結(jié)果和分析根據(jù)非線性動力時(shí)程計(jì)算,分別對3種體系下橋梁的關(guān)鍵部位最大位移和內(nèi)力做了比較分析.1結(jié)構(gòu)縱向位移3種體系下橋梁關(guān)鍵部位的最大位移響應(yīng)比較見表2.塔頂縱向位移和梁端縱向位移的時(shí)程曲線見圖8~9.根據(jù)表2數(shù)據(jù),在罕遇地震作用下,體系Ⅱ和體系Ⅲ的塔頂縱向位移較體系Ⅰ分別減小了38%和31%;塔頂橫向位移分別減小了29%和24%;梁端縱向位移分別減小了47%和40%;主梁跨中豎向位移分別減小了7%和9%.兩種減隔震措施對減小結(jié)構(gòu)縱向位移和橫向位移具有明顯的效果,且阻尼器較鉛芯橡膠支座的減隔震效果明顯;但兩種措施對減小結(jié)構(gòu)的豎向位移貢獻(xiàn)不大,這是因?yàn)樽枘崞骱豌U芯橡膠支座的耗能方向主要在縱橋向和橫橋向,在豎向只提供彈性支撐剛度.2塔底縱向彎矩變化3種體系下塔底彎矩和塔底剪力比較見表3.塔頂縱向彎矩和塔底縱向剪力的時(shí)程曲線見圖10、圖11.根據(jù)表3數(shù)據(jù),在罕遇地震作用下,體系Ⅱ和體系Ⅲ的塔底縱向彎矩較體系Ⅰ分別減小了38%和31%;塔底橫向彎矩分別減小了21%和16%;塔底縱向剪力分別減小了33%和26%;塔底橫向剪力分別減小了30%和24%.從減小結(jié)構(gòu)地震作用內(nèi)力的角度看,兩種措施都有很好的效果,且阻尼器的減隔震效應(yīng)比鉛芯橡膠支座更明顯.4兩種減隔震措施的對比1)設(shè)置液壓阻尼器和鉛芯橡膠支座對減小結(jié)構(gòu)地震作用位移和內(nèi)力都有明顯效果,對塔頂和梁端的縱向位移的減小幅度為31%~47%,對塔底縱向內(nèi)力的減小幅度為26%~38%,