[摘要]在對橋梁減隔震原理進行分析的基礎上，依據連續梁橋在地震作用時受力的特點，對連續梁橋的固定支座進行了減隔震設計，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。
關鍵詞 連續梁橋 減隔震 固定支座 相對固定

連續梁橋具有結構剛度大、變形小的特點，在我國有著廣泛的應用。對連續梁橋的空間地震反應分析表明[1]，由于連續梁橋一般只設置一個固定墩，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。如果一味要求固定墩滿足強度要求、在彈性范圍內工作，不僅是不經濟的，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構的情況下，僅對固定支座進行適當的減隔震設計，以滿足"小震不壞、中震可修、大震不倒"的設計要求。

一、減隔震原理
圖1為結構的加速度反應譜，從圖中可以看出，延長結構的自振周期可以有效地減小結構的地震加速度反應，從而減小結構由于地震所遭受到的地震荷載。對于橋梁結構，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構柔性、延長結構自振周期的目的。但是，隨著結構自振周期的延長，梁體與墩臺之間的相對位移也同時增加。為了減小由于結構自振周期延長而增加的梁墩相對位移，可以采用增加結構阻尼的方法。由圖2可見，加大結構的阻尼，地震引起的位移反應能得到明顯的抑制[1]。

綜上所述，減隔震的基本原理為：
（1）采用柔性支承，以延長結構的自振周期，從而減小結構由于地震引起的內力反應；
(2)采用阻尼器或耗能裝置，以控制由于周期延長而導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下的水平力（如風荷載、汽車制動力等）。

二、工程背景
本文以某五跨連續梁橋為工程背景，該橋跨徑組合為49.90＋3X80.00＋49.90（m）。橋址的土質（在地表以下20.0m范圍內）為淤泥、淤泥質亞粘土、粘土和細砂，地基容許承載力［σ0］＜130kPa。根據《公路工程抗震設計規范》（JTJ004－89）第4.2.2條規定，確定該橋場地類別為Ⅳ類場地上。
該連續梁橋的上部結構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土木工程防災國家重點實驗室橋梁抗震學科組編制的程序NSRAP進行，簡化的動力分析模型見圖3。

考慮到橋墩基礎為鉆孔灌注樁，墩底位移相對較小，將橋墩固結在墩底會增大結構內力反應，故而適當放大結構周期，將墩延長約3倍樁徑固結【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，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】。設計基本烈度為7度。
2．驗算結果
對結構進行非線性時程反應分析，固定墩墩頂截面內力反應見表1，固定墩墩底截面內力反應見表2。計算結果均以一幅計。

3．結果分析
(1)固定支座
設計單位設計的盆式支座布置情況為（以一幅計）：兩邊墩分別設置兩個TPZ3000-ZX型盆式橡膠支座，固定墩設置兩個TPZ 15000-GDZ型盆式橡膠支座，余主墩上皆各設兩個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系分析，得到其縱向反應及屈服彎矩見表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，不能滿足橋現關于"小震不壞"的設計要求。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）對橋墩進行延性設計，將橋墩設計得具有足夠的延性，在控制變形的前提下，利用塑性鎮來耗能；同時由于塑性鉸的出現而使結構的基本自振周期延長，從而減小了地震所產生的慣性力。
本文在進行抗震驗算時，該橋主體方案已經確定，并已經開始施工。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計，引入減隔震概念，以使其滿足設計要求。

二、減隔震設計
1．設計思路
以往在進行抗震設計時，設計師總是過多地強調強度要求，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，正常使用極限狀態下橋墩所承受的荷載與設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，若以設計地震荷載來控制橋墩及支座的設計，在經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。
為此，我們將固定支座設計為相對固定，即在正常使用極限狀態和6度地震荷載作用下，固定墩保持正常工作，承擔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，使整個上部結構能夠沿縱橋向滑動，從而延長了結構的自振周期，以達到減震耗能的效果。
2．設計方案
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。當地震水平力逐漸增加，大于螺栓設計荷載時，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)高強螺栓設計
根據前述減隔震設計思路和支座所需承受的順橋向水平荷載，對高強螺栓進行設計。
為保證固定墩免于屈服，以固定墩屈服彎矩對應的水平剪力為設計控制值。固定墩在設計軸向荷載作用下，其屈服彎矩為 125800kN·m，對應水平剪力為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，小于設計控制值 6.84％。
3．方案驗算
在全橋變為縱橋向滑動時，將連續梁簡化為只有7個自由度的平面結構，簡化圖式見圖7。

利用自編程序對該橋進行分析，6度地震荷載作用下，固定墩墩底截面的內力見表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。

四、結論
本文根據減隔振原理對連續梁橋的固定支座進行了減隔震設計，結果表明：
（l）在正常使用極限狀態和地震荷載作用下，固定墩仍處于彈性受力狀態，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；
（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，橋梁的主體結構并沒有破壞，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．橋梁抗震．上海：同濟大學出版社． 1997
[2]交通部公路規劃設計院．公路工程抗震設計規范（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