倒虹吸跨河大橋減震方案選擇

倒虹吸跨河大橋減震方案選擇

地震對設(shè)計的潛在破壞主要取決于結(jié)構(gòu)的基本過程和場地的高度變化周期的一致性?；局芷谠浇咏吭街芷?結(jié)構(gòu)粘滯阻尼越小,地震破壞就越嚴重。粘滯阻尼實際上是一種耗能方式,它也可通過滯后、摩阻和非彈性反應的方法來實現(xiàn)耗能。所以,采取一定的減震措施以改變體系基本周期和耗能性能是增強結(jié)構(gòu)抗震能力的有效途徑和方法。根據(jù)阻尼器減震耗能原理可以將其分為三大類:摩擦阻尼器、粘彈性阻尼器、液體粘滯阻尼器。目前國際上已根據(jù)以上原理成功開發(fā)了多種減震裝置。我國工程減震措施研究起步不久,橋梁工程應用較多的板式橡膠支座和聚四氟乙烯滑板支座。減震效果較好的鉛芯—橡膠支座、液體粘滯阻尼器等在建筑工程中均有一些成功應用,但在我國橋梁工程尚屬鮮見。因此,對于橋梁工程有必要考慮采用效果較好的減震裝置。某倒虹吸跨河大橋總長240.0m,橋面寬7.0m,采用簡支梁板式結(jié)構(gòu),單跨長15.0m,共16跨,橋墩為實體混凝土墩,基礎(chǔ)采用鉆孔灌注樁。原設(shè)計采用200mm×350mm×28mm板式橡膠支座。該橋跨越某發(fā)育斷裂,工程所處地區(qū)設(shè)計地震烈度高達9度,復雜的地質(zhì)條件及潛在的高烈度地震,使得橋梁結(jié)構(gòu)抗震減震措施的研究十分必要和迫切。1計算橋梁的抗疲勞計1.1動力特性計算本文抗震計算分析重點是考慮順橋水平地震響應,橫橋向分析另作闡述。采用彈性反應譜理論,地基為Ⅲ類場地土,阻尼比μ為0.05。順橋向地震時,板式橡膠支座的剪切變形使得上部結(jié)構(gòu)縱向振幅與墩頂振幅不同。橋墩為樁基橋墩,屬柔性墩。各跨上部結(jié)構(gòu)及各墩頂之間存在明顯的動力耦聯(lián)作用,支座提供的約束作用可視為水平彈性支承,剛度為KS。原設(shè)計整橋體系順橋向抗震計算簡圖如圖1所示,圖中Gi為墩頂換算質(zhì)點重力(kN);Gb為上部結(jié)構(gòu)重力(kN);Ki為墩頂抗推剛度(kN/m)。對于圖1所示體系,取i號墩單獨考慮,如圖2所示,基本圓頻率的平方為:w21=a+c2-√(a-c2)2+bc(1)w21=a+c2?(a?c2)2+bc??????????√(1)式中:a=Κi+2ΚsGiga=Ki+2KsGig;b=2ΚsGigb=2KsGig;c=2ΚsGbg;g為重力加速度。該系統(tǒng)第一振型上部結(jié)構(gòu)質(zhì)點Gib對墩頂質(zhì)點Gi的振型位移之比為:λi=cc-w21上述結(jié)果可推廣至求解整體第一振型Ψ1(i)。圖1所示體系整體第一振型各墩頂值Ψ1(i)可取與墩高成正比的線性函數(shù),第i號墩與第i+1號墩之間的上部結(jié)構(gòu)的振型位移Ψ1(i,i+1),可按此兩單墩振型位移之比算出后取其平均值。體系的整體第一振型確定以后,可計算體系的基頻及有關(guān)特性參數(shù)如下:w1=√Κ*1/Μ*1Μ*1=n∑i=1ΜiΨ12(i)+n∑i=0ΜbΨ12(i,i+1)Κ*1=n∑i=1ΚiΨ12(i)+n∑i=0Κs[Ψ1(i,i+1)-Ψ1(i)]2+n+1∑i=1Κs[Ψ1(i)-Ψ1(i-1,i)]2L1=n∑i=1ΜiΨ1(i)+n∑i=0ΜbΨ1(i,i+1)式中:Mi=Gi/g,Mb=Gb/g,n=15,Ψ1(0)=Ψ1(16)=0。根據(jù)反應譜理論,相應于第一振型第i號墩頂?shù)淖畲笪灰苬i、加速度ai、墩頂集中力Qi為:vi=L1Μ*1Ψ1(i)Sd=L1Μ*1Ψ1(i)Saw21ai=L1Μ*1Ψ1(i)SaQi=Κivi式中:Sd為譜位移,Sd=Saw21;Sa為譜加速度,Sa=Khβ1g;Kh為水平地震系數(shù);β1為相應于基本周期的動力放大系數(shù)。第二振型可假定各上部結(jié)構(gòu)質(zhì)點為相對于墩底的不動點,各墩分別按單自由度系統(tǒng)計算。第i號墩的第二圓頻率為:w2i=√Κi+2ΚsGig相應于第二振型第i號墩頂?shù)淖畲笪灰苬i、加速度ai、墩頂集中力Qi為:vi=Sd=Saw22?ai=Sa=Κhβ2ig?Qi=Κhβ2iGi式中:β2i為相應于第二周期Τ2i=2πw2i的動力放大系數(shù)。最后將第一振型和第二振型的響應進行平方和方根組合,得出總的地震響應。1.2滑移量及頻率對動力的影響聚四氟乙烯滑板支座(簡稱滑板支座)是板式橡膠支座的一種特殊形式,將一塊平面尺寸與橡膠支座相同,厚為1.5～3.0mm的聚四氟乙烯板材和橡膠支座粘合在一起,另在梁底支點處,設(shè)置一塊有一定光潔度的不銹鋼板,可在聚四氟乙烯板表面來回移動?；逯ё喈斢谀Σ磷枘崞?耗能量隨著滑移量及其頻率的增加而增加,具有一定的減震能力。該減震方案中每一跨上部結(jié)構(gòu)的一端仍保留原板式橡膠支座,另一端改為滑板支座。對于這種結(jié)構(gòu)型式,一般應分別對摩擦力克服前后進行計算分析。計算發(fā)現(xiàn)9度地震時各墩頂滑板支座受力已遠遠超過滑板支座摩擦力,摩擦力已完全被克服。摩擦力克服后,應考慮滑板支座的摩擦阻尼,與其等效的粘滯阻尼比可用下式計算:μf=2π?FfQ(2)式中:Ff為摩擦力,Ff=μdN;μd為滑板支座的動摩擦系數(shù),μd=0.02;N為正壓力,計算橋墩摩擦阻尼時應同時考慮其左右兩跨上部結(jié)構(gòu)滑板支座的作用,故正壓力N應取左右兩跨上部結(jié)構(gòu)重力之和的二分之一;Q為所受地震力。阻尼校正系數(shù)CD=√0.05μ+μf。根據(jù)設(shè)計反應譜查出的動力放大系數(shù)β值乘以CD,作為β的計算取值。其它計算和前面類似,但式中2Ks應為Ks。1.3結(jié)構(gòu)體系的選擇鉛芯—橡膠支座是在分層橡膠支座(相當于原板式橡膠支座,但高度遠高于它)中插入鉛芯,如圖3所示,它把水平柔性裝置、阻尼能力、彈性恢復力、豎向承載力融為一體,安裝方便。由于鉛芯阻尼很高,有很強的耗能能力。鉛芯—橡膠支座的水平剛度小于原設(shè)計剛度,提高了結(jié)構(gòu)基本周期,使其遠離場地卓越周期,因而非常有利于結(jié)構(gòu)抗震減震。所以,鉛芯—橡膠支座在橋梁減震中是很有發(fā)展前途的。該橋每跨簡支梁兩端均設(shè)置4只GZY300型鉛芯—橡膠支座,規(guī)格為ue001φ262mm×84mm,產(chǎn)品總高度120mm,連接板尺寸340mm×340mm。主要性能指標為:設(shè)計承載力680～1000kN、標準位移64mm、最大位移165mm、水平剛度0.9～1.1kN/mm、等效阻尼比0.15～0.28、豎向剛度800～1000kN/mm。為便于比較,鉛芯—橡膠支座擬采用水平剛度k為1.0kN/mm、1.5kN/mm,橋梁結(jié)構(gòu)綜合阻尼比μ取為0.20、0.25。根據(jù)阻尼比,求出阻尼校正系數(shù)CD,得出動力放大系數(shù)β的計算值。鉛芯—橡膠支座減震結(jié)構(gòu)方案的抗震計算與原板式橡膠支座結(jié)構(gòu)抗震計算分析相似。1.4液體粘滯阻尼器液體粘滯阻尼器(簡稱液體阻尼器)是利用阻尼來吸收地震能量,既可以降低結(jié)構(gòu)地震響應力也可以降低響應位移。這種阻尼器在靜止狀態(tài)下沒有起始剛度,不會影響結(jié)構(gòu)基本周期、振型等,它已有幾十年的應用歷史。液體粘滯阻尼器減震方案中,每跨上部結(jié)構(gòu)仍采用原板式橡膠支座,但在橋墩與上部結(jié)構(gòu)之間增設(shè)一只或多只液體粘滯阻尼器。橋梁結(jié)構(gòu)的綜合阻尼比μ由此而增加到0.20。減震結(jié)構(gòu)和原板式橡膠支座結(jié)構(gòu)基本周期計算結(jié)果列于表1。2對橋梁振動效果的分析和衰減方案的選擇2.1抗衰減效果分析2.1.1減斜率及wsfd根據(jù)表1可知,采用板式橡膠支座的原設(shè)計整橋體系順橋向基本周期為0.700s;如果上部結(jié)構(gòu)一端保留板式橡膠支座,另一端設(shè)置聚四氟乙烯滑板支座,1號墩與15號墩、2～14號墩單墩基本周期分別增加20.6%、36.3%;如果簡支梁兩端均設(shè)置4只GZY300型鉛芯—橡膠支座,則減震結(jié)構(gòu)基本周期增加至0.937～1.128s,增加了33.9%～61.1%,并隨著鉛芯—橡膠支座水平剛度的減小而增加;液體阻尼器減震結(jié)構(gòu)基本周期不變。結(jié)構(gòu)抗震設(shè)計原則之一是結(jié)構(gòu)基本周期應避開場地土卓越周期。由于該橋處于Ⅲ類場地土,卓越周期為0.450s,根據(jù)基本周期計算結(jié)果,鉛芯—橡膠支座減震結(jié)構(gòu)基本周期與卓越周期相差最大,因而最有利于抗震,尤其是水平剛度小的鉛芯—橡膠支座減震結(jié)構(gòu)。2.1.2要采用彈性波或國外波,方案19度地震下原設(shè)計和減震結(jié)構(gòu)橋墩順橋向最大地震響應減震效果比較列于表2,其中減震系數(shù)定義為減震結(jié)構(gòu)與原設(shè)計地震響應的比值。由表2可知,原板式橡膠支座結(jié)構(gòu)順橋向最大墩頂位移、墩頂加速度、墩底剪力、墩底彎矩分別為18.02mm、0.910g、1827.1kN、27223.8kN·m,地震響應很大。當采用滑板支座、鉛芯—橡膠支座和液體阻尼器減震時,橋墩地震響應明顯降低,特別是鉛芯—橡膠支座。鉛芯—橡膠支座減震結(jié)構(gòu)墩頂位移、墩底剪力和彎矩減震系數(shù)為0.316～0.397,即減震結(jié)構(gòu)橋墩地震響應只有原設(shè)計的31.6%～39.7%;墩頂加速度減震系數(shù)0.443～0.496?？梢娿U芯—橡膠支座減震效果明顯,且減震系數(shù)隨著剛度的減小和阻尼比的增大而有所減小,即小剛度、大阻尼有利于減震。2.1.3結(jié)構(gòu)加速度響應情況原設(shè)計和減震結(jié)構(gòu)的上部結(jié)構(gòu)順橋向最大地震響應減震效果比較列于表3。根據(jù)表3,原板式橡膠支座橋梁上部結(jié)構(gòu)最大位移、加速度分別為87.94mm、0.723g,地震響應很大。采用滑板支座、鉛芯—橡膠支座和液體阻尼器減震,上部結(jié)構(gòu)絕大多數(shù)地震響應有不同程度的降低,特別是鉛芯—橡膠支座結(jié)構(gòu)加速度響應。液體阻尼器位移減震效果最好;k=1.5kN/mm、μ=0.25鉛芯—橡膠支座次之;滑板支座對位移幾乎沒有減震,甚至放大;鉛芯—橡膠支座位移減震系數(shù)為0.590～0.815不等。減震結(jié)構(gòu)加速度減震系數(shù)0.272～0.592,鉛芯—橡膠支座減震效果顯著,減震系數(shù)只有0.272～0.376。從表3還可看出,鉛芯—橡膠支座剛度及阻尼比對上部結(jié)構(gòu)位移的影響大于對加速度的影響,剛度、阻尼比較小對上部結(jié)構(gòu)位移不利,由于上部結(jié)構(gòu)位移對倒虹吸鋼管影響較大,所以宜選擇剛度、阻尼比較大的鉛芯—橡膠支座。2.1.4明/短板膠結(jié)構(gòu)設(shè)計上部結(jié)構(gòu)最大位移響應減去墩頂位移為支座最大剪切變形,表4為原設(shè)計和減震結(jié)構(gòu)支座順橋向最大剪切變形及其減震效果比較。根據(jù)表4,原板式橡膠支座最大剪切變形為76.49mm,這對200mm×350mm×28mm板式橡膠支座是無法達到的?；逯ё屏看笥谠O(shè)計支座剪切變形量。鉛芯—橡膠支座和液體阻尼器減震結(jié)構(gòu)的支座剪切變形均有所降低。液體阻尼器減震效果最好,減震系數(shù)0.500;k=1.5kN/mm、μ=0.25的鉛芯—橡膠支座次之,該結(jié)構(gòu)剪切變形量38.74～49.41mm,減震系數(shù)0.646～0.663。由于GZY300型鉛芯—橡膠支座的剪切變形能力較強,一般標準位移64.00mm、最大允許位移165.00mm,所以,k=1.5kN/mm、μ=0.25鉛芯—橡膠支座完全滿足剪切變形要求。2.2結(jié)構(gòu)參數(shù)設(shè)計不理想根據(jù)原設(shè)計和減震結(jié)構(gòu)順橋向基本周期、橋墩地震響應、上部結(jié)構(gòu)地震響應、支座剪切變形等分析結(jié)果,液體阻尼器結(jié)構(gòu)減震系數(shù)均為0.500左右,雖然上部結(jié)構(gòu)位移和支座剪切變形減震效果較好,但其橋墩墩頂位移、墩頂加速度、墩底剪力、墩底彎矩和上部結(jié)構(gòu)加速度響應減震效果均沒有鉛芯—橡膠支座明顯;滑板支座減震結(jié)構(gòu)絕大多數(shù)地震響應減震效果遠低于鉛芯—橡膠支座結(jié)構(gòu),甚至某些抗震性能還不及原設(shè)計。對于液體阻尼器,盡管需設(shè)置的數(shù)量少但液體阻尼器價格昂貴。根據(jù)減震效果和經(jīng)濟指標綜合考慮,GZY300型鉛芯—橡膠支座減震方案最優(yōu),并宜選擇剛度和阻尼比稍大的鉛芯—橡膠支座。根據(jù)以上分析,建議每跨上部結(jié)構(gòu)兩端各設(shè)置4只k=1.5kN/mm、μ=0.25的GZY300型鉛芯—橡膠支座。9度設(shè)計烈度下墩頂順橋向加速度地震響應只有0.403g,幾乎沒有放大;上部結(jié)構(gòu)位移、支座剪切變形分別只有53.11mm、4