朱文正

廣州大學(xué)土木工程學(xué)院，廣州 510006

【土木建筑工程 / Architecture and Civil Engineering】

多跨簡(jiǎn)支梁橋加固措施的抗震性能評(píng)估

朱文正

廣州大學(xué)土木工程學(xué)院，廣州 510006

對(duì)一座典型的五跨簡(jiǎn)支鐵路箱梁橋進(jìn)行了多種工況的非線性地震反應(yīng)分析，評(píng)價(jià)限位拉索、混凝土墩套、橡膠支座和鉛芯橡膠支座等措施對(duì)橋梁主要構(gòu)件抗震性能的影響.結(jié)果表明，各措施對(duì)橋梁構(gòu)件的抗震性能有不同程度的改善，限位拉索和鉛芯橡膠支座可以有效消減使用活動(dòng)支座或普通橡膠支座時(shí)墩梁的相對(duì)位移；鉛芯橡膠支座和普通橡膠支座均顯著減少了橋墩的延性需求，但普通橡膠支座加大了墩梁間的相對(duì)位移和梁體對(duì)橋臺(tái)的碰撞；限位拉索的初始間隙可考慮支座的允許變形，適當(dāng)取較大值.建議采用鉛芯橡膠支座或普通橡膠支座更換固定支座，必要時(shí)采用增加混凝土墩套的方法提高橋墩的塑性變形能力.研究成果可用于結(jié)構(gòu)的易損性評(píng)價(jià)和基于橋梁整體性能的系統(tǒng)化抗震研究.

橋梁工程；抗震加固；多跨簡(jiǎn)支梁橋；限位拉索；普通橡膠支座；鉛芯橡膠支座

簡(jiǎn)支梁橋是公路、鐵路橋梁常用的橋梁型式，在強(qiáng)烈地震中容易遭到破壞，典型的破壞形式包括落梁、支座以及橋墩破壞等. 國(guó)內(nèi)外許多學(xué)者通過模擬簡(jiǎn)支梁橋在強(qiáng)烈地震作用下的響應(yīng)，研究主要構(gòu)件的抗震性能. Dicleli等[1]認(rèn)為支座剛度對(duì)多跨簡(jiǎn)支橋的地震響應(yīng)影響顯著，加之梁間碰撞的影響，容易產(chǎn)生落梁或支座的剪切破壞. 羅如登等[2]在多級(jí)抗震分析中對(duì)橋梁支座在水平靜力約束方向上的彈簧剛度的取值進(jìn)行了分析計(jì)算和對(duì)比研究，提出了支座的改進(jìn)模型. Saiidi等[3]通過兩跨和五跨簡(jiǎn)支梁橋限位拉索的研究，發(fā)現(xiàn)拉索可有效降低梁間相對(duì)位移，但是其減少量與拉索的數(shù)量不成比例. 楊風(fēng)利等[4]考慮地震時(shí)車輛運(yùn)行的安全性、土和基礎(chǔ)的相互作用以及結(jié)構(gòu)Rayleigh阻尼系數(shù)的變化對(duì)減隔震體系的影響，實(shí)現(xiàn)了鉛芯橡膠支座設(shè)計(jì)參數(shù)的優(yōu)化.黃艷等[5]采用非線性彈簧單元，模擬道床的縱向位移-阻力關(guān)系，分析軌道約束對(duì)鐵路橋梁縱向抗震性能的影響. 目前，鐵路簡(jiǎn)支梁橋的減震抗震計(jì)算多基于單墩模型，考慮整橋抗震性能的研究較少，考慮整橋性能分析加固措施影響程度的研究更少，本研究基于一座典型鐵路簡(jiǎn)支箱梁橋，對(duì)其整體抗震性能進(jìn)行多種減隔震加固措施的效果評(píng)價(jià).

1 橋梁模型

1.1 橋梁概況

在某條鐵路線上18座多跨鐵路梁橋設(shè)計(jì)圖紙綜合分析的基礎(chǔ)上，構(gòu)建了1座5跨簡(jiǎn)支鐵路箱梁橋.其中，跨徑取標(biāo)準(zhǔn)跨徑；為減小參數(shù)取值的不確定性導(dǎo)致中間跨與兩側(cè)橋臺(tái)的地震響應(yīng)相互影響，跨數(shù)的選取參考文獻(xiàn)[6-7]關(guān)于建立全橋模型時(shí)考慮鄰聯(lián)結(jié)構(gòu)和邊界條件影響的要求；橋墩高度在取樣橋梁的橋墩高度和水平剛度統(tǒng)計(jì)均值的基礎(chǔ)上適當(dāng)調(diào)整，使相鄰橋跨的自振周期比接近2.0，以增加相鄰跨的碰撞效應(yīng). 模型橋梁的跨徑為32 m，梁重7 200 kN，二期荷載為200 kN/m，橋梁立面布置如圖1. 伸縮縫寬度為3.0 cm. 橋墩采用2.5 m×6.4 m的圓端型截面，墩身縱向鋼筋為176Φ25 mm，配筋率小于1%，箍筋配筋率約為0.16%. 橋墩基礎(chǔ)采用10根直徑為1.0 m的鉆孔灌注樁. 每孔橋墩頂分別采用固定、縱向活動(dòng)、橫向活動(dòng)以及多向活動(dòng)等4類支座，梁體在縱橋向一端固定、一端活動(dòng). 場(chǎng)地類型為2類，設(shè)防烈度為8度.

圖1 橋梁立面圖(單位：cm)Fig.1 Elevation of bridge (unit in cm)

1.2 橋梁非線性單元

1.2.1 橋墩非線性模型

圖2 橋墩Clough滯回模型Fig.2 Clough hysteresis model for piers

在劇烈地震作用下，橋墩可能進(jìn)入塑性變形階段，通過塑性變形耗散輸入結(jié)構(gòu)的地震能量，延長(zhǎng)結(jié)構(gòu)的自振周期，改變其地震反應(yīng)特性. 在橋梁動(dòng)力分析時(shí)，橋墩通常采用剛度退化的Clough模型，剛度退化系數(shù)β為0.2～0.6，如圖2.其中，P1(+)和P1(-)分別為正負(fù)向的屈服強(qiáng)度；D1(+)和D1(-)分別為對(duì)應(yīng)于正負(fù)向屈服強(qiáng)度的屈服變形. 蔣麗忠等[8]通過對(duì)鐵路橋墩模型的低周反復(fù)荷載試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，低配筋率空心墩的滯回曲線的捏縮現(xiàn)象明顯，耗能效果較差. 本算例橋墩的退化指數(shù)取0.4.

橋墩在縱橫橋向的強(qiáng)度和延性參數(shù)見表1.約束混凝土和非約束混凝土的本構(gòu)關(guān)系服從Mander模型[9]，鋼筋服從雙線性模型.

表1 橋墩截面強(qiáng)度與延性參數(shù)

1.2.2 軌道與梁體間相互作用

軌道對(duì)簡(jiǎn)支梁橋的縱橋向振動(dòng)有較大約束.對(duì)于有碴橋梁，軌道與橋梁間的相互作用可由道床縱向位移-阻力(每延米縱向阻力)關(guān)系描述，以兩者的相對(duì)位移u=2 mm為道床彈塑性轉(zhuǎn)折點(diǎn),一般可采用如圖3的理想彈-塑性力學(xué)模型.道床最大縱向阻力與道床種類、斷面尺寸及軌枕類型等因素有關(guān),無載時(shí)道床最大縱向阻力在10～20 kN/m之間變化[5]，本研究取其縱向阻力為15 kN/m.

圖3 道床縱向位移阻力關(guān)系Fig.3 Relationship between longitudinal deformation and resistance for track bed

1.2.3 梁間碰撞

梁間碰撞采用碰撞單元模擬. 文獻(xiàn)[10]認(rèn)為采用具有過大碰撞剛度的彈性單元會(huì)產(chǎn)生不切實(shí)際的碰撞力和加速度，可采用如圖4的三折線彈性碰撞單元模擬梁間碰撞.其中，D0、D1和D2分別為梁間碰撞的初始間隙、2次間隙和3次間隙，K1、K2和K3分別為梁間碰撞的初始剛度、2次剛度和3次剛度，K2=K3/2，K1=K3/3.K3取梁體壓縮剛度，以確保梁體在強(qiáng)烈地震作用下不開裂.計(jì)算得碰撞剛度K3=1.45×106kN/m.

圖4 梁間碰撞模型[10]Fig.4 Pounding model between beems[10]

1.2.4 橋臺(tái)剛度

橋臺(tái)剛度是橋梁抗震計(jì)算的另一重要參數(shù)，但由于橋臺(tái)在地震中破壞的實(shí)例較少見到，研究人員通常忽略其對(duì)結(jié)構(gòu)抗震性能的影響.Eunsoo[11]通過對(duì)各國(guó)抗震規(guī)范的總結(jié)分析提出了橋臺(tái)的非對(duì)稱滑移三折線滯回模型，如圖5.其中，F(xiàn)1a和F1p分別為橋臺(tái)抗拉、抗壓的第1屈服強(qiáng)度；F2a和F2p分別為橋臺(tái)抗拉、抗壓的第2屈服強(qiáng)度；Δ1a和Δ1p分別為橋臺(tái)抗拉、抗壓的第1屈服變形；Δ2a和Δ2p分別為橋臺(tái)抗拉、抗壓的第2屈服變形；K1a和K1p分別為橋臺(tái)初始抗拉、抗壓剛度；K2a和K2p分別為橋臺(tái)抗拉、抗壓的2次剛度；K3p為橋臺(tái)抗壓3次剛度.

圖5 被動(dòng)與主動(dòng)作用下橋臺(tái)的分析模型[11]Fig.5 Analytical model of abutment in passive and active action[11]

Shamsabadi等[12]給出了臺(tái)后不同填土情況下橋臺(tái)的被動(dòng)剛度和極限強(qiáng)度. 本研究選取粗砂作為橋臺(tái)后填土，橋臺(tái)的性能參數(shù)見表2.

表2 橋臺(tái)性能參數(shù)表

1.2.5 地基剛度

樁-土-結(jié)構(gòu)相互作用也會(huì)使結(jié)構(gòu)的自振周期延長(zhǎng)，改變其振動(dòng)特性，因而在地震分析時(shí)需考慮地基剛度的影響[13]. 現(xiàn)行公路和鐵路橋梁抗震設(shè)計(jì)規(guī)范規(guī)定樁基的剛度由“m”法計(jì)算，并且給出各種土質(zhì)相應(yīng)的“m”取值范圍. 樁基水平剛度與樁的有效嵌固深度有關(guān)，有效嵌固深度約為樁徑的5～10倍[8]. 為不失一般性，根據(jù)現(xiàn)行建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范，取場(chǎng)地覆蓋層為稍密的礫、粗和中砂[14]，“m”值為30～80MN/m4. 文獻(xiàn)[15]認(rèn)為“m”的取值在一定范圍內(nèi)變化對(duì)橋梁水平地震響應(yīng)無顯著影響，對(duì)于二類場(chǎng)地，“m”值可取50MN/m4. 計(jì)算得到樁基礎(chǔ)剛度為：K1(豎向)=7.60×1010kN/m，K2(縱橋向)=1.62×109kN/m，K3(縱橋向轉(zhuǎn)動(dòng))=9.86×109kN/m，K4(縱橋向)=1.94×109kN/m，K5(橫橋向轉(zhuǎn)動(dòng))=4.55×1010kN/m，K6(扭轉(zhuǎn))=1.46×1010kN/m.由于樁基破壞難以發(fā)現(xiàn)和修復(fù)，在橋梁抗震設(shè)計(jì)時(shí)不允許樁基中出現(xiàn)塑性鉸，即基樁在地震作用下保持線彈性.

1.2.6 支座剛度

支座是連接橋梁上下部結(jié)構(gòu)的傳力構(gòu)件，其水平剛度對(duì)橋梁結(jié)構(gòu)的地震響應(yīng)影響較大. 該橋采用豎向承載力為4 000kN的固定和活動(dòng)支座. 文獻(xiàn)[11]建議采用理想彈塑性桿單元和非線性彈簧單元模擬固定支座，采用理想彈塑性桿單元模擬活動(dòng)支座，如圖6. 其中，彈簧單元部分的Δ為初始間隙，k1、k2和k3分別為彈簧的初始剛度、1次剛度和卸載剛度；桿單元部分的K1、Kp分別為桿件屈服前后剛度，F(xiàn)y為桿件屈服強(qiáng)度，桿單元部分的參數(shù)見表3.

圖6 固定支座和活動(dòng)支座的單元模型Fig.6 Elements for fixed and expansion bearings

表3 桿單元部分的支座參數(shù)

Table 3 Performance parameters of truss element for bearings

支座類型10-5K1/(kN·m-1)Kp/(kN·m-1)摩擦系數(shù)固定支座3．5600．37活動(dòng)支座1．2300．20

2 抗震加固措施

橋梁抗震加固通?？梢圆捎迷黾踊炷炼仗住⑾尬焕骷捌胀ㄏ鹉z支座，或以鉛芯橡膠支座取代固定支座等措施改善橋梁的地震響應(yīng)，提高主要構(gòu)件的抗震性能.

2.1 混凝土墩套

在劇烈地震中，橋墩塑性鉸的轉(zhuǎn)動(dòng)能力對(duì)橋梁的安全具有非常重要的意義. 對(duì)于配筋率較低的橋墩，其抗彎和延性性能較差，在進(jìn)行抗震加固時(shí)，可采用增加混凝土墩套的方法，即在墩柱周圍附上一層鋼筋混凝土以提高其抗彎、抗剪及延性變形能力. 一般情況下，圓柱或橢圓形柱可采用密排箍筋增加約束，其他形狀的墩則可采用完整的外圍箍筋，在混凝土墩身鉆孔，并用連系鋼筋連接. 混凝土墩套可以增加橋墩剛度約20%，增大允許轉(zhuǎn)角50%以上. 動(dòng)力分析結(jié)果表明，混凝土墩套對(duì)橋梁整體地震響應(yīng)的影響不明顯[16]，因而本研究在分析計(jì)算時(shí)未考慮增加混凝土墩套對(duì)橋墩參數(shù)的改變.

2.2 限位拉索

限位拉索可以安裝在梁體與橋墩或橋臺(tái)之間，限制梁體的移動(dòng)，以防止在地震中落梁，彌補(bǔ)梁體擱置長(zhǎng)度的不足. 在設(shè)計(jì)時(shí)限位拉索的強(qiáng)度可以大于或等于相應(yīng)位置支座的支反力[17]. 通常采用鋼絞線作為限位拉索，拉索長(zhǎng)度為2.0 m，初始間隙s為20mm. 在地震反應(yīng)分析時(shí)，采用如圖7所示的雙線性抗拉模型模擬拉索的力學(xué)性能，每根拉索的截面積約為25cm2.

圖7 限位拉索的力學(xué)模型Fig.7 Mechanical model for restrainer cables

2.3 普通橡膠支座

普通橡膠支座可以延長(zhǎng)橋梁的水平自振周期，避開地震卓越周期，從而有效提高橋梁的抗震性能. 一般而言，普通橡膠支座在延長(zhǎng)結(jié)構(gòu)自振周期的同時(shí)，也加大了地震中梁體的位移，增加了落梁的危險(xiǎn). 另外，豎向地震輸入會(huì)減小梁體對(duì)支座的約束，降低摩擦力，導(dǎo)致梁體滑移，甚至落梁. 因而在采用普通橡膠支座時(shí)，可以使用限位拉索限制墩梁相對(duì)位移，防止落梁，特別是位于8度及以上場(chǎng)地的高墩大跨橋梁[14]. 選用的普通橡膠支座豎向承載力為4 000kN，橡膠厚度為60mm，取摩擦系數(shù)為0.25. 支座采用線性彈簧單元模型，剛度計(jì)算參考現(xiàn)行橋梁抗震規(guī)范[7].

2.4 鉛芯橡膠支座

鉛芯橡膠支座在房建和橋梁中已經(jīng)使用了40多年，減震效果良好. 其基本原理是把結(jié)構(gòu)的自振周期轉(zhuǎn)移到地震卓越周期的范圍之外，并增加結(jié)構(gòu)阻尼，以減小上部結(jié)構(gòu)的位移. 很多學(xué)者對(duì)其設(shè)計(jì)理論和計(jì)算方法進(jìn)行了深入的研究.Turkington等[18]通過對(duì)鉛芯尺寸、形狀系數(shù)、支座厚度和屈服強(qiáng)度，以及橋墩、橋臺(tái)和上部結(jié)構(gòu)剛度等參數(shù)的研究，認(rèn)為鉛芯橡膠支座的減震作用隨著結(jié)構(gòu)特征周期或橋墩高度的增加而減小，可以用來調(diào)整橋梁墩臺(tái)的地震力. 朱東生等[19]研究了隔震橋梁的初始周期、延性率和支座屈服前后剛度比等參數(shù)的隔震效果. 朱文正等[20]基于反應(yīng)譜分析方法，通過等效線性化迭代計(jì)算對(duì)鉛芯橡膠支座的初始剛度進(jìn)行了優(yōu)化. 楊風(fēng)利等[4]進(jìn)行了鐵路簡(jiǎn)支梁橋減隔震支座設(shè)計(jì)參數(shù)的優(yōu)化研究，提出采用改變支座屈服前后剛度比以滿足減震需求. 周亞棟等[21]通過對(duì)影響橋梁隔震效果的2個(gè)顯著因素(鉛芯面積和橋墩高度)進(jìn)行分析計(jì)算，提出評(píng)定橋梁減震效果的界限常數(shù). 鉛芯橡膠支座通?？梢詼p少對(duì)橋墩和基礎(chǔ)的抗震加固需求，其分析模型如圖8.其中，K1和K2分別為鉛芯支座屈服前后的剛度；Qy為支座的屈服強(qiáng)度. 在橋梁隔震設(shè)計(jì)中，應(yīng)確保鉛芯橡膠支座在多遇地震或者正常使用條件下不屈服. 取列車制動(dòng)力為341.8kN，橫向搖擺力為179.9kN，均小于多遇地震時(shí)橋梁的水平地震荷載，則每個(gè)支座的設(shè)計(jì)屈服力按多遇地震取為480kN，支座屈服后剛度一般取初始剛度的1/6.5，最大剪切變形取支座橡膠厚度的250%，計(jì)算得到隔震支座的初始剛度為3.23×104kN/m.

圖8 隔震支座的計(jì)算特征值Fig.8 Characteristic value for LRB

3 加固橋梁地震性能評(píng)價(jià)

建立算例橋梁的非線性動(dòng)力分析模型，如圖9. 梁體采用空間彈性梁?jiǎn)卧Ｐ?，梁體兩端在縱橋向分別采用前文所述的固定、活動(dòng)支座模型與橋墩連接，其他構(gòu)件分別采用前文介紹的相關(guān)單元模型進(jìn)行模擬. 通過10組地震波的動(dòng)力時(shí)程分析，評(píng)價(jià)橋梁加固前后地震性能的改善程度. 結(jié)構(gòu)阻尼采用Rayleigh阻尼，阻尼比ξ=0.05.

圖9 橋梁的計(jì)算模型Fig.9 Calculation model of the bridge

3.1 地震波選取

動(dòng)力計(jì)算選取的10組地震加速度見表4. 其中，前3組為相關(guān)文獻(xiàn)在大量地震加速度記錄綜合評(píng)價(jià)的基礎(chǔ)上建議的Ⅱ類場(chǎng)地的最不利地震波[22]；后7組為國(guó)內(nèi)外結(jié)構(gòu)抗震設(shè)計(jì)常用的Ⅱ類場(chǎng)地強(qiáng)震記錄. 地震波幅值按8度罕遇地震調(diào)整，最大加速度峰值為400cm/s2.

表4 地震加速度時(shí)程

3.2 主要構(gòu)件的地震響應(yīng)

本研究主要考察橋梁縱橋向的地震響應(yīng)，因而選擇縱橋向?yàn)榈卣鸩ㄖ鬏斎敕较? 為比較各加固措施對(duì)橋梁不同構(gòu)件的影響，本研究列舉了El Centro波(以Array#10，N21E地震波為主輸入地震波)作用下橋梁的非線性地震響應(yīng)結(jié)果.

3.2.1 橋墩

圖10和圖11分別展示了幾種工況下1#和3#橋墩的彎曲滯回曲線. 可以看出，設(shè)置鉛芯橡膠支座時(shí)，1#橋墩的延性系數(shù)從2.75減少到0.93，普通橡膠支座可減少到1.25，而限位拉索只減少到2.44； 3#橋墩的延性系數(shù)從2.27減少到1.10，普通橡膠支座減少到1.50，限位拉索減少到1.83. 鉛芯橡膠支座和普通橡膠支座都可以有效隔離橋梁上下部結(jié)構(gòu)，大幅降低橋墩的延性需求；與其相比，限制墩梁相對(duì)位移的限位拉索對(duì)橋墩的延性需求較大.

圖10 1#橋墩延性滯回曲線Fig.10 Ductile deformation response for pier 1#

圖11 3#橋墩延性滯回曲線Fig.11 Ductile deformation response for pier 3#

3.2.2 活動(dòng)支座

活動(dòng)支座處的墩梁相對(duì)位移時(shí)程曲線如圖12.其中，AB、RC、EB、ER和LB分別表示原橋、限位拉索、普通橡膠支座、普通橡膠支座+限位拉索及鉛芯橡膠支座加固，他們的最大相對(duì)位移分別為(以2#橋墩為例)63.0、38.2、81.3、34.6和45.9 mm. 由圖12可知，限位拉索和鉛芯橡膠支座對(duì)改善墩梁相對(duì)位移的效果明顯，把墩梁間最大相對(duì)位移從63.0 mm分別降低到38.2 mm和49.6 mm；而普通橡膠支座會(huì)導(dǎo)致墩梁相對(duì)位移顯著增大，增加落梁的危險(xiǎn)，可以同時(shí)采用限位拉索改善墩梁的相對(duì)位移. 圖13為普通橡膠支座橋梁加入限位拉索后1#和3#橋墩的滯回曲線. 對(duì)比圖10至圖13可知，限位拉索對(duì)采用普通橡膠支座橋墩的延性需求增加不大(小于10%)，但有效改善了墩梁間相對(duì)位移，從81.3 mm減少到34.6 mm.

圖12 2#墩活動(dòng)支座的剪切變形時(shí)程Fig.12 Relative deformation response between piers 2# and girders with various retrofitting methods

圖13 橡膠支座+限位拉索的橋墩延性滯回曲線Fig.13 Ductile deformation response for piers with EB and RC

3.2.3 固定支座

固定支座的縱橋向變形為22.8 mm，限位拉索對(duì)其影響不大，如圖14.

圖14 固定支座的水平變形時(shí)程Fig.14 Longitudinal deformation for fixed bearing

3.2.4 橋臺(tái)

橋臺(tái)的變形比較小，未進(jìn)入屈服階段. 但普通橡膠支座的使用增加了梁體與橋臺(tái)碰撞的頻率與力度，導(dǎo)致橋臺(tái)的壓縮變形從9.5 mm達(dá)到17.9 mm.

3.3 加固措施效果比較

10組地震波計(jì)算得到的主要構(gòu)件的地震響應(yīng)峰值(支座變形、橋臺(tái)變形和橋墩延性需求等)可以更進(jìn)一步說明各種措施的加固效果. 圖15提供了橋梁主要構(gòu)件在原橋和各種加固情況下地震響應(yīng)峰值的對(duì)比，并通過構(gòu)件響應(yīng)的幾個(gè)關(guān)鍵統(tǒng)計(jì)量表示計(jì)算結(jié)果的分布情況. 箱上下邊緣分別表示構(gòu)件地震反應(yīng)峰值的第25和75分位值，箱狀圖上下方的粗線分別代表第5和95分位值，箱中間的粗黑線為中位值，白線則表示反應(yīng)峰值的均值.

圖15 橋梁主要構(gòu)件計(jì)算結(jié)果對(duì)比Fig.15 Box plot of component for the retrofitted bridge

由圖15可以看出，與原結(jié)構(gòu)相比，限位拉索可以減少橋墩變形的平均峰值約16.5%，可以在簡(jiǎn)支橋梁中加入限位拉索以改善其抗震性能. 盡管在AB和RC兩種工況下橋墩進(jìn)入塑性變形階段，但大部分計(jì)算結(jié)果處于允許延性變形范圍內(nèi)(模型試驗(yàn)得到軸壓比為0.1的類似橋墩的平均允許延性系數(shù)約為4.2[8])，必要時(shí)可采用增加混凝土墩套的方法提高較矮橋墩的塑性變形能力. 另外，限位拉索可以限制墩梁相對(duì)位移，減小支座的剪切變形.

普通橡膠支座和鉛芯橡膠支座均可以有效隔離橋梁的上下部結(jié)構(gòu)，顯著減小對(duì)橋墩的延性變形需求，取代易破壞的固定支座，是較好的加固措施. 鉛芯橡膠支座對(duì)橋墩平均延性需求的降低較多，平均延性系數(shù)達(dá)到1.0左右，且計(jì)算結(jié)果分布的離散性較小，雖然其中位值已經(jīng)達(dá)到屈服點(diǎn)，橋墩開裂，但這種破壞程度通常是可以接受的. 普通橡膠支座對(duì)橋墩的延性需求略大于鉛芯橡膠支座，但會(huì)產(chǎn)生較大的支座變形，變形分布的離散性明顯，且大部分已超過100%的支座剪切變形，文獻(xiàn)[23]認(rèn)為剪切變形r≤100%是可接受的普通橡膠支座剪切變形范圍. 限位拉索可以降低普通橡膠支座的剪切變形50%以上，同時(shí)對(duì)橋墩的延性需求增加不大，可以用來控制橡膠支座的剪切變形.

固定支座的縱橋向變形基本處于30mm的水平，且受限位拉索的影響較小.該變形雖然不大，但是固定支座的原型試驗(yàn)[11]證明，變形超過20mm可能會(huì)導(dǎo)致支座斷裂、傾覆和錨栓拔出等破壞.建議采用鉛芯橡膠支座和普通橡膠支座進(jìn)行更換，或采用限位拉索及防止梁體落座等措施確保支座破壞時(shí)橋面平順和不落梁.

各工況下，橋臺(tái)均未進(jìn)入屈服階段，和橋臺(tái)在歷次大地震中的表現(xiàn)一致. 但普通橡膠支座的使用增加了橋臺(tái)的壓縮變形和變形分布的離散性.

圖16 改變拉索初始間隙的橋墩變形均值Fig.16 Longitudinal deformation for piers with EB and RC with different initial gaps

圖17 改變拉索初始間隙的墩梁相對(duì)位移均值Fig.17 Relative deformation between girders and piers with EB and RC with different initial gaps

另外，為考察拉索初始間隙的影響，取初始間隙為10～60mm，計(jì)算得1#、3#橋墩的彎曲變形和墩梁相對(duì)位移均值分別如圖16和圖17.由圖16和圖17可知，拉索初始間隙從20mm變化到60mm時(shí)，1#橋墩的彎曲變形和墩梁相對(duì)位移均值分別改變了7.8mm和1.4mm，3#橋墩分別改變了5.9mm和1.6mm.初始間隙對(duì)較矮的1#橋墩的延性需求影響較大(降低約18%)，其他參數(shù)的影響均較小(小于7%)，故初始間隙可考慮支座的允許變形能力適當(dāng)取較大值.

4 結(jié) 論

針對(duì)非抗震設(shè)計(jì)的多跨簡(jiǎn)支橋梁，通過非線性時(shí)程反應(yīng)分析，評(píng)價(jià)限位拉索、普通橡膠支座、鉛芯橡膠支座以及混凝土墩套對(duì)橋梁整體抗震性能的影響.研究表明，鉛芯橡膠支座和普通橡膠支座均顯著減少了橋墩的延性需求，是較好的抗震加固方法.但普通橡膠支座加大了墩梁間的相對(duì)位移和梁體對(duì)橋臺(tái)碰撞的頻率與力度，建議在抗震設(shè)計(jì)時(shí)采用限位拉索限制墩梁相對(duì)位移以減小落梁的危險(xiǎn).

限位拉索是一種簡(jiǎn)單易行的加固措施，可以有效消減使用活動(dòng)支座或普通橡膠支座時(shí)墩梁的相對(duì)位移.除較矮橋墩的延性需求外，限位拉索初始間隙的變化對(duì)其他參數(shù)的影響不大，設(shè)置時(shí)可根據(jù)支座的允許變形能力適當(dāng)取較大值.

除鉛芯橡膠支座加固時(shí)橋墩的開裂程度較輕外，其他措施均會(huì)使橋墩產(chǎn)生較大的塑性變形，但大部分變形處于橋墩允許延性變形范圍內(nèi)，必要時(shí)可采用增加混凝土墩套的方法提高較矮橋墩的塑性變形能力.

固定支座在大震中存在破壞的危險(xiǎn)，建議采用鉛芯橡膠支座和普通橡膠支座進(jìn)行更換或采用限位拉索和防止梁體落座等措施確保支座破壞時(shí)橋面平順和不落梁.

本研究增加了對(duì)各種加固措施影響橋梁抗震性能程度的認(rèn)識(shí)和了解.由于橋梁響應(yīng)的系統(tǒng)特性，對(duì)構(gòu)件抗震能力的改變可能危及橋梁整體的抗震性能，本研究在評(píng)價(jià)橋梁抗震性能時(shí)考慮了多種構(gòu)件的抗震能力，為基于整橋易損性的系統(tǒng)化評(píng)價(jià)提供了量化標(biāo)準(zhǔn).

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【中文責(zé)編：坪 梓；英文責(zé)編：之 聿】

Seismic performance evaluation of retrofit measures for multi-span simple-supported bridges

Zhu Wenzheng?

School of Civil Engineering, Guangzhou University, Guangzhou 510006, P.R.China

This paper conducts a nonlinear time-history analysis of a typical 5-span simply supported bridge by using three-dimensional models to evaluate the effectiveness of various retrofit measures. Restrainer cables, concrete jackets, elastomeric bearings, and lead rubber bearings are assessed for their influence on the variability of critical components in the bridge. The results indicate that each retrofit measure may be effective for components of the bridge in different degrees. The restrainer cables and lead-rubber bearings (LRBs) are effective in controlling the relative deformation between girders and piers; LRBs and elastomeric bearings improve the response of the vulnerable columns, elastomeric bearings lead to increased abutment demands, and a larger value can be chosen for the initial gap of the restrainer cable based on the permitted deformations of the bearings. Additionally, it is recommended to replace these fixed bearings with elastomeric bearings or LRBs, and to enhance ductility capacity of the columns with concrete jackets when necessary. The results can be used for vulnerability assessments that consider the impact of retrofit on system vulnerability reflecting the contribution of multiple components.

bridge engineering; seismic retrofit; multi-span simple-supported bridge; restrainer cables; elastomeric bearing; lead rubber bearing

：Zhu Wenzheng. Seismic performance evaluation of retrofit measures for multi-span simple-supported bridges[J]. Journal of Shenzhen University Science and Engineering, 2015, 32(2): 152-161.(in Chinese)

TU 392.303

A

10.3724/SP.J.1249.2015.02152

廣東省科技計(jì)劃資助項(xiàng)目(2011A030200019)

朱文正(1971—)，男(漢族)，河南省上蔡縣人，廣州大學(xué)副教授、博士.E-mail:zhu7101@163.com

Received：2014-07-03；Revised：2014-12-29；Accepted：2015-01-31

Foundation：Science and Technology Project of Guangdong Province(2011A030200019)

? Corresponding author：Associate professor Zhu Wenzheng. E-mail: zhu7101@163.com

引 文：朱文正. 多跨簡(jiǎn)支梁橋加固措施的抗震性能評(píng)估[J]. 深圳大學(xué)學(xué)報(bào)理工版，2015，32(2)：152-161.