梁 峰,徐慶超,閻宗堯,趙安安,王陽(yáng)春,李雪紅

(1.山東高速建設(shè)管理集團(tuán)有限公司,山東 濟(jì)南 250014;2.南京工業(yè)大學(xué) 土木工程學(xué)院,江蘇 南京 211800;3.山東高速工程檢測(cè)有限公司,山東 濟(jì)南 250002)

伴隨我國(guó)城市立體化交通的發(fā)展和交通路網(wǎng)的不斷加密,為了克服路網(wǎng)周圍復(fù)雜自然條件的限制,保證公路線形平順流暢,通常會(huì)采用斜交橋、彎橋等復(fù)雜形式橋梁結(jié)構(gòu),這類橋梁具有不同于正交橋的受力性能,因此,對(duì)它們進(jìn)行深入的研究具有重要的意義?？招陌鍢蛞云浣ㄖ叨刃?、施工方便、造價(jià)低廉等優(yōu)勢(shì),得到了廣泛的應(yīng)用,空心板橋常用的支座為板式橡膠支座,單個(gè)支座的承載力和富余承載力都較小,而斜交橋的支座受力特點(diǎn)為鈍角區(qū)域的反力比銳角區(qū)域的反力大,易引起支座超壓或脫空[1]。在地震作用下,斜交橋的地震響應(yīng)更為復(fù)雜,上部結(jié)構(gòu)的慣性力是通過(guò)支座的摩擦力傳遞到下部結(jié)構(gòu)的,支座壓力越大,傳遞的地震剪力越大。超壓的支座在地震作用下可能會(huì)被剪壞,而壓力不足的支座則有可能過(guò)早地發(fā)生滑動(dòng)并進(jìn)一步加劇未滑動(dòng)支座的剪力,因此支座不均勻受壓對(duì)橋梁的抗震性能會(huì)產(chǎn)生較大影響。地震作用下斜交空心板橋板式支座受力的影響因素已成為人們關(guān)注的重點(diǎn)問(wèn)題[2-21]。姚凱等[2]揭示了板式橡膠支座在不同設(shè)計(jì)參數(shù)下對(duì)斜交橋地震響應(yīng)和橫向抗震性能的影響;盧明奇等[3]通過(guò)分析支座剪切剛度對(duì)斜交連續(xù)梁橋自振周期的影響后認(rèn)為,在支承方式一定的情況下,改變支座剪切剛度對(duì)結(jié)構(gòu)的扭轉(zhuǎn)振動(dòng)作用不明顯;Maleki[4-5]探究了跨徑、橋?qū)挕⒍藱M梁剛度等參數(shù)變化對(duì)斜交鋼混組合板梁橋地震響應(yīng)的影響;陳晉陽(yáng)[6]以斜交連續(xù)梁橋?yàn)檠芯繉?duì)象,選取斜交角、支座支承剛度、跨徑、墩高和跨數(shù)等參數(shù),對(duì)公路斜交連續(xù)梁橋進(jìn)行了系列的地震響應(yīng)參數(shù)分析;沈賢等[7]研究板式橡膠支座摩擦滑移效應(yīng)以及支座動(dòng)摩擦因數(shù)、剪切剛度、局部脫空等對(duì)斜交橋地震響應(yīng)的影響;張培君[8]針對(duì)單跨和兩跨的公路簡(jiǎn)支斜交梁橋,采用輸入方向、梁端位移、支座形式等參數(shù)進(jìn)行了地震作用下的動(dòng)力響應(yīng)分析。以上研究主要針對(duì)單聯(lián)斜交結(jié)構(gòu)(簡(jiǎn)支梁或連續(xù)梁)開(kāi)展地震機(jī)制的研究,雖取得了一些有價(jià)值的成果,但針對(duì)地震支座受力性能的研究尚不夠系統(tǒng)和完善,需進(jìn)一步深入研究。

基于此,本文以先簡(jiǎn)支后橋面連續(xù)空心板斜交橋?yàn)檠芯繉?duì)象,地震作用時(shí)考慮橋面連續(xù)的影響,分析支座反力的響應(yīng)特性以及斜交角、蓋梁剛度、跨徑、橋?qū)挼纫蛩貙?duì)支座反力分布特性的影響,并且通過(guò)調(diào)整支座豎向剛度,提出有效改善支座反力分布不均的控制措施,以期對(duì)同類公路橋梁的抗震設(shè)計(jì)提供借鑒。

1 工程概況及有限元模型

本文以京臺(tái)高速公路泰安至棗莊(魯蘇界)段典型斜交橋?yàn)檠芯繉?duì)象。該橋橋墩中心線與順橋向軸線交角(α)為45°(橋軸線與支承線的垂線之間的銳角夾角),橋梁類型為B類,特征周期為0.4 s,場(chǎng)地類型為Ⅱ類,抗震烈度為7度(0.10g),跨度為16 m,主梁采用空心板(寬13 m),橋墩平均墩高為5.8 m,墩身為圓形(直徑100 cm),樁身為圓形(直徑120 cm)。主梁采用C50混凝土,蓋梁、墩柱采用C30混凝土,樁基采用C25混凝土;支座采用板式GYZ250×52型橡膠支座。橋梁橫剖面如圖1所示。

圖1 橋梁橫剖面示意圖(m)Fig.1 Schematic diagram of cross section of bridge(m)

采用Midas/Civil軟件建立橋梁有限元模型,采用梁格法,將主梁分成13片縱梁和連接縱梁的橫梁,縱梁承擔(dān)主梁的等效質(zhì)量,而橫梁通過(guò)橫向截面等效成梁的橫向慣性矩和扭轉(zhuǎn)剛度。橫向受力和變形由只提供剛度沒(méi)有自重的虛擬橫梁進(jìn)行模擬,這能較好地反映斜交橋在恒載和活載下的縱向、橫向受力特征,計(jì)算時(shí)以材料等效質(zhì)量形式考慮橋面二期恒載的影響。全局坐標(biāo)系X方向?yàn)闃蛄浩瘘c(diǎn)與終點(diǎn)的連線方向,Y方向與X方向垂直,模型中均不考慮樁土相互作用的影響,墩底固結(jié)。有限元模型如圖2所示,建立3聯(lián),每聯(lián)3跨。

圖2 有限元模型Fig.2 FEM model

采用反應(yīng)譜法進(jìn)行地震響應(yīng)分析,選取《公路橋梁抗震設(shè)計(jì)細(xì)則》(JTG/T B60-01—2008)的反應(yīng)譜作為地震動(dòng)輸入。本橋梁地處7度設(shè)防區(qū),工程場(chǎng)地為Ⅱ類,其加速度反應(yīng)譜如圖3(圖中S為加速度,T為周期,E1、E2為地震作用類型)所示。

圖3 在E1和E2地震作用下的水平設(shè)計(jì)加速度反應(yīng)譜Fig.3 Horizontal design acceleration response spectra under E1 and E2 earthquakes

斜交橋地震響應(yīng)包括水平向和豎向的地震作用,其中水平向考慮縱橋向和橫橋向地震的共同作用,橫橋向?yàn)檠貦M向墩柱中心點(diǎn)連線方向,縱橋向垂直于橫橋向。地震動(dòng)輸入具體組合原則為縱橋向+橫橋向+0.65×豎向。地震響應(yīng)組合原則為1.0×自重效應(yīng)+地震效應(yīng),其中自重包含二期恒載?？招陌鍢蛎繅K空心板寬1 m,每端布置兩個(gè)支座,兩個(gè)支座中心間距0.6 m,則橋梁每跨一側(cè)需設(shè)26個(gè)支座。由于施工時(shí)采用先簡(jiǎn)支后連續(xù)的轉(zhuǎn)換體系,則每個(gè)蓋梁上需布置兩排支座,筆者重點(diǎn)分析中間1聯(lián)3跨,其支座布置如圖4和5所示。

圖4 橋梁支座布置(虛線為各軸線支座)Fig.4 Bridge bearing arrangement(dotted line for each axis bearings)

板式支座的豎向剛度(kv)按照式(1)計(jì)算[21]。

(1)

式中:Ev為支座等效抗壓彈性模量,Ac為支座有效受壓面積,tr為支座總橡膠厚度。

2 斜交橋的模態(tài)分析

通過(guò)模態(tài)分析對(duì)結(jié)構(gòu)的動(dòng)力特性進(jìn)行研究,有助于理解結(jié)構(gòu)的動(dòng)力響應(yīng)規(guī)律。為此,筆者首先對(duì)斜交角為0°(正交橋)、15°、30°和45°的斜交橋進(jìn)行模態(tài)分析,其中,Ux和Uy分別為順橋向和橫橋向平動(dòng)的質(zhì)量參與系數(shù),Rz為橋跨結(jié)構(gòu)平面內(nèi)扭轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)的質(zhì)量參與系數(shù)(表1)。

圖5 蓋梁上支座布置Fig.5 Bearing arrangements on the capping beam

由表1可見(jiàn):斜交角為0°時(shí),正交橋前4階模態(tài)形式表現(xiàn)為單一方向上的平動(dòng),第5階出現(xiàn)平面內(nèi)扭轉(zhuǎn)振型。而隨著斜交角逐漸增大,斜交橋第1階模態(tài)形式表現(xiàn)為縱、橫向平動(dòng)耦合,縱向平動(dòng)質(zhì)量參與系數(shù)逐漸減少,由原先的92.74%減至43.61%;橫向平動(dòng)質(zhì)量系數(shù)逐漸增大至46.58%,當(dāng)斜交角為45°時(shí),1階模態(tài)形式出現(xiàn)明顯的縱、橫向平動(dòng)耦合現(xiàn)象。在斜交角為15°時(shí),第2階則出現(xiàn)橋面扭轉(zhuǎn)振型;當(dāng)斜交角從0°增大至45°時(shí),扭轉(zhuǎn)質(zhì)量參與系數(shù)從0增大到45.41%,表明當(dāng)斜交橋的傾斜角度越大,地震對(duì)結(jié)構(gòu)整體產(chǎn)生的影響就越顯著,斜交橋的縱、橫向平動(dòng)耦合加劇,結(jié)構(gòu)的扭轉(zhuǎn)效應(yīng)增大,同時(shí)橋面扭轉(zhuǎn)振型前移。所以,對(duì)傾斜角度相對(duì)較大的斜交橋,地震計(jì)算時(shí)應(yīng)考慮整體結(jié)構(gòu)的空間耦聯(lián)性。

表1 斜交角0°、15°、30°和45°橋梁周期和質(zhì)量參與系數(shù)

3 支座反力響應(yīng)特性分析

以斜交角為45°的情況為例,對(duì)支座反力響應(yīng)特性進(jìn)行分析,表2列出了中間1聯(lián)3跨在恒載和E2地震作用下的支座反力最大值和最小值,圖6繪出了各支座反力的變化曲線。

表2 在恒載和E2地震作用下的支座反力最大值和最小值

圖6 在恒載和E2地震作用下的支座反力Fig.6 Bearing reaction forces under dead load and E2 earthquake

由表2可看出:斜交橋的支座響應(yīng)受扭轉(zhuǎn)效應(yīng)影響較大,支座反力分布不均勻,最大支座反力出現(xiàn)在靠近邊跨的C和F軸線,分別為474和493 kN,而支座反力容許值為452 kN,出現(xiàn)超壓現(xiàn)象,支座會(huì)被壓壞,需更換為豎向承載力更大的支座,同時(shí)每個(gè)軸線均有部分支座發(fā)生脫空。

由圖6可見(jiàn):從整個(gè)橫截面來(lái)看,銳角側(cè)支座反力最小,鈍角側(cè)支座反力最大,并呈現(xiàn)逐漸增大的趨勢(shì);以F軸線為例,從銳角側(cè)到鈍角側(cè),支座反力范圍為-51～493 kN,靠近銳角側(cè)的支座出現(xiàn)受拉現(xiàn)象,對(duì)于非受拉型的板式支座則表現(xiàn)為脫空。各軸線支座反力呈明顯的鋸齒狀分布,中墩較邊跨更為顯著,即每塊板的鈍角側(cè)支座反力均明顯大于銳角側(cè),在E2地震作用下二者反力差值范圍為91～371 kN,表現(xiàn)出顯著的支座不均勻受力狀態(tài),呈現(xiàn)顯著的豎向空間受力效應(yīng),該種受力狀態(tài)會(huì)使空心板及鉸縫區(qū)域產(chǎn)生較大的剪力,在新舊混凝土黏結(jié)部位發(fā)生剪切破壞。從順橋向看,各軸線支座反力基本關(guān)于中間跨跨中對(duì)稱分布,其中C、F軸線支座反力最大,其次為D、E軸線,邊跨B、G軸線最小;邊跨伸縮縫部位B、G軸線的支座反力受空間扭轉(zhuǎn)效應(yīng)影響較弱,分布相對(duì)較均勻且支座反力較小。

為了進(jìn)一步分析地震作用下支座反力的分布特征,去除恒載作用,分別考慮水平向和豎向地震作用,結(jié)果如圖7所示。此外,亦繪出自重作用下的支座反力分布，結(jié)果如圖8所示。

圖7 在E2單向地震作用下的支座反力分布Fig.7 Distribution of bearing reaction forces under E2 unidirectional earthquake

由圖7和8可看出:對(duì)于斜交橋,僅在自重作用下,支座反力即已表現(xiàn)出鈍角側(cè)大、銳角側(cè)小的分布特征,在設(shè)計(jì)和運(yùn)營(yíng)養(yǎng)護(hù)過(guò)程中應(yīng)重點(diǎn)關(guān)注鈍角側(cè)支座超壓和銳角側(cè)支座脫空問(wèn)題;在豎向地震作用時(shí),支座反力分布特征與自重作用相同;在縱、橫向地震作用下,兩側(cè)支座反力相對(duì)較大,特別是鈍角側(cè);幾種效應(yīng)相疊加,會(huì)加劇支座受力分布的不均勻性,導(dǎo)致斜交橋呈現(xiàn)較不利的空間受力特性。

圖8 自重作用下支座反力的分布Fig.8 Distribution of bearing reaction force under self-weight

上述地震響應(yīng)特性會(huì)導(dǎo)致兩個(gè)方面的危害:①中墩區(qū)域銳角側(cè)支座出現(xiàn)脫空,空心板的整個(gè)受力體系發(fā)生變化,板內(nèi)彎矩和剪力分布與正常受力狀態(tài)有較大差異,可能導(dǎo)致因承載力不足而發(fā)生破壞;②中墩區(qū)域相鄰板間的鉸縫兩側(cè)支座反力有較大差異,將使鉸縫承擔(dān)較大剪力,可能導(dǎo)致鉸縫特別是新舊混凝土黏結(jié)區(qū)域發(fā)生剪切破壞,為后期的維修加固帶來(lái)較大的不便。

4 支座豎向受力影響因素

限于篇幅和考慮支座反力沿順橋向的對(duì)稱性,下文主要針對(duì)在E2地震作用下邊跨B軸線、中墩C和D軸線支座反力進(jìn)行分析。主要分析斜交角、蓋梁剛度、跨徑、橋?qū)拰?duì)支座反力的影響,并且從支座剛度調(diào)整的角度研究改善支座反力分布不均勻的控制措施。

4.1 斜交角對(duì)支座反力分布的影響

為了研究斜交角對(duì)地震作用下支座反力分布的影響,根據(jù)斜交橋的實(shí)際情況分別選取斜交角為0°、15°、30°和45° 4種工況進(jìn)行對(duì)比,支座剛度取371 kN/mm,結(jié)果如圖9和表3所示。

圖9 不同斜交角下的支座反力Fig.9 Bearing reaction forces of different skew angles

表3 不同斜交角下的支座反力最大值、最小值與差值

由圖9和表3可以看出:當(dāng)斜交角為0°(正交橋)時(shí),各軸線支座反力分布非常均勻,除兩端受到二期恒載影響支座反力較大外,其余支座反力均在100 kN左右。斜交橋的空間受力特性明顯大于正交橋,支座反力的不均勻性更明顯,如斜交角為15°時(shí),B、C、D軸線的支座反力差值分別由62、62、61 kN增大至100、356、344 kN。伸縮縫處的支座(B軸線)受地震扭轉(zhuǎn)效應(yīng)影響較小,支座反力變化幅度相對(duì)較小;其他軸線處支座反力受斜交角影響較大,隨著斜交角的增大,支座反力的不均勻性增強(qiáng),但增強(qiáng)程度有所減弱。當(dāng)斜交角為15°時(shí),最大支座反力比正交橋時(shí)顯著增大,最小支座反力也明顯減小,支座反力差值大幅度增加;當(dāng)斜交角增大至30°和45°時(shí)，支座反力的變化幅度有所減小。當(dāng)斜交角大于15°時(shí),在地震作用下銳角側(cè)支座可能發(fā)生脫空;當(dāng)斜交角大于30°時(shí),鈍角側(cè)支座可能發(fā)生超壓破壞。由此可知,在地震作用下,斜交橋支座豎向受力較為不利,特別是斜交角較大的情況。在設(shè)計(jì)時(shí),應(yīng)盡量避免大斜交角的情況,若無(wú)法避免,則需采取有效措施。

4.2 蓋梁剛度對(duì)支座反力分布的影響

由于支座反力與支座的壓縮變形相關(guān)性較大,蓋梁的變形可能會(huì)對(duì)支座變形造成影響,因此,需對(duì)蓋梁的剛度進(jìn)行研究。通過(guò)調(diào)整蓋梁高度和跨度兩種方式改變蓋梁剛度,其中跨度的調(diào)整通過(guò)改變橋墩數(shù)量來(lái)實(shí)現(xiàn)。以斜交角為45°的情況為例,支座剛度依然取371 kN/mm,蓋梁高度取0.8、1.2、1.6 m 3種工況,分別采用設(shè)置3個(gè)橋墩(圖1)和去除中間橋墩(圖10)2種工況進(jìn)行對(duì)比,跨徑及其他條件都保持相同。限于篇幅,只繪出中墩C、D軸線線支座的變化曲線,如圖11和12所示。

圖10 去除中間橋墩的橋梁橫剖面示意圖(m)Fig.10 Schematic diagram of cross section of bridge removing middle pier (m)

圖11 不同蓋梁高度下的支座反力Fig.11 Bearing reaction forces of different capping beam heights

圖12 不同墩間距下的支座反力Fig.12 Bearing reaction forces of different pier spacings

由圖11和12可知:蓋梁高度和跨度的改變對(duì)支座反力的分布影響很小,即可忽略蓋梁的剛度對(duì)支座反力分布的影響。在設(shè)計(jì)時(shí),只需根據(jù)結(jié)構(gòu)受力要求和經(jīng)濟(jì)性確定蓋梁尺寸和墩柱的布置即可。

4.3 跨徑對(duì)支座反力分布的影響

跨徑的改變影響斜交橋上部結(jié)構(gòu)的質(zhì)量和剛度,導(dǎo)致上、下部結(jié)構(gòu)剛度比發(fā)生變化,這種變化可能對(duì)斜交橋的空間受力性能產(chǎn)生影響,因此,需對(duì)跨徑對(duì)支座反力分布的影響進(jìn)行分析。跨徑分別取13、16和20 m,橋面寬度為13 m,在E2地震作用下的支座反力分布如圖13和表4所示。

圖13 不同跨徑下的支座反力Fig.13 Bearing reaction forces of different spans

表4 不同跨徑下的支座反力最大值、最小值與差值

由圖13和表4可以看出:隨著跨徑的增大,整個(gè)橫截面的鈍角側(cè)支座反力有較大幅度的增大,銳角側(cè)有所減小,但減小幅度相對(duì)較小,支座反力差隨跨徑的增大逐漸增大,支座反力的不均勻性逐漸增強(qiáng),空間受力特征逐漸顯著。隨著跨徑的增大,每塊板鈍角側(cè)和銳角側(cè)支座反力的變化規(guī)律與整個(gè)截面的規(guī)律相近,鈍角側(cè)支座反力的增大幅度大于銳角側(cè),支座反力差值逐漸增大,尤其中墩C、D軸線變化更為顯著,如B軸線每塊板13、16和20 m跨徑的平均支座反力差值分別為38、57和67 kN,C軸線分別為108、195和307 kN,D軸線分別為97、177和268 kN,即隨著跨徑的增大,每塊板鈍角側(cè)和銳角側(cè)支座的不均勻性逐漸增強(qiáng),加劇了銳角側(cè)支座脫空的風(fēng)險(xiǎn),對(duì)跨度較大的空心板橋,尤其需要關(guān)注支座脫空以及空心板橫向空間受力性能。

4.4 橋?qū)拰?duì)支座反力分布的影響

為了分析橋?qū)拰?duì)支座反力分布的影響,跨徑取13 m,橋?qū)挿謩e取13、17和21 m,斜交角為45°,在E2地震作用下的計(jì)算結(jié)果如圖14和表5所示。

圖14 不同橋?qū)捪碌闹ё戳ig.14 Bearing reaction force of different bridge widths

表5 不同橋?qū)捪碌闹ё戳ψ畲笾?、最小值與差值

由圖14和表5可知:B軸線支座反力差值較小,隨著橋?qū)挼脑龃?差值沒(méi)有明顯的變化;C和D軸線受扭轉(zhuǎn)效應(yīng)影響較大,支座反力差值明顯更大,且隨著橋?qū)挼脑龃?差值呈減小的趨勢(shì),說(shuō)明隨著橋?qū)挼脑龃?地震作用時(shí)的空間扭轉(zhuǎn)效應(yīng)影響減弱。

4.5 支座剛度對(duì)支座反力分布的影響

以斜交角45°的斜交橋?yàn)槔?通過(guò)改變支座豎向剛度來(lái)探討支座剛度對(duì)地震作用下支座反力分布的影響,選用直徑250 mm的橡膠支座,厚度為29、37、45和53 mm(對(duì)應(yīng)支座豎向剛度分別為474、371、305和259 kN/mm),豎向承載力Rck=452 kN,計(jì)算的橋梁支座反力如圖15所示。不同剛度下B、C、D軸線的支座反力最大值、最小值以及差值見(jiàn)表6。

圖15 不同剛度下的支座反力Fig.15 Bearing reaction forces of different stiffness

表6 不同剛度下的支座反力最大值、最小值與差值

由圖15和表6可知:隨著支座豎向剛度的逐漸減小,各軸線支座反力最大值逐漸減小,最小值逐漸增大,同一軸線支座反力差值逐漸降低,支座反力的分布逐漸趨于均勻;橡膠厚度從29 mm增加到53 mm時(shí),即支座豎向剛度由474 kN/mm減小到259 kN/mm時(shí),各軸線支座反力差值均降低15%左右,支座受力更均勻,當(dāng)支座剛度減小到305 kN/mm時(shí),在地震作用下,各支座反力均小于豎向承載力,不會(huì)發(fā)生超壓破壞,但銳角側(cè)最邊上的支座依然可能發(fā)生脫空,需設(shè)置抗拉支座或采取其他措施。

根據(jù)各板的受力特點(diǎn),對(duì)各板鈍角處和銳角處的支座剛度進(jìn)行調(diào)整,鈍角處設(shè)置剛度較小的支座,剛度取259 kN/mm(橡膠厚度53 mm),銳角處設(shè)置剛度較大的支座,剛度取為474 kN/mm(橡膠厚度29 mm),支座設(shè)置方案調(diào)整前后支座反力變化如圖16所示。

圖16 支座設(shè)置方案調(diào)整前后支座反力對(duì)比曲線Fig.16 Comparison curves of bearing reaction force before and after adjustment of bearing layout scheme

由圖16可知:支座設(shè)置方案調(diào)整后,各板塊鈍角側(cè)反力減小,銳角側(cè)反力增大,支座反力差值明顯降低。如B、C和D軸線平均支座反力差值分別由原來(lái)的52、180和164 kN降為0.7、104和93 kN,降幅達(dá)98.7%、42.2%和43.3%,對(duì)支座受力不均勻性的改善效果顯著,可有效降低空心板內(nèi)部以及鉸縫區(qū)域的受力。從整個(gè)橫截面來(lái)看,鈍角側(cè)的支座反力亦有一定程度的降低,銳角側(cè)支座反力有所增大,可改善支座超壓和脫空的問(wèn)題。

5 結(jié)論與建議

1)先簡(jiǎn)支后橋面連續(xù)空心板斜交橋前5階主導(dǎo)振型均表現(xiàn)出全橋的面內(nèi)平動(dòng)、面內(nèi)扭轉(zhuǎn)或者面內(nèi)平動(dòng)與平動(dòng)、平動(dòng)與扭轉(zhuǎn)的耦合,且隨著斜交角的增大,結(jié)構(gòu)在空間上的耦聯(lián)現(xiàn)象越明顯,抗扭剛度相對(duì)減弱,扭轉(zhuǎn)效應(yīng)增大,橋面扭轉(zhuǎn)振型前移。因此,對(duì)傾斜角度相對(duì)較大的斜交橋,地震計(jì)算時(shí)應(yīng)考慮整體結(jié)構(gòu)的空間耦聯(lián)性。

2)斜交橋僅在自重作用下,支座反力即已表現(xiàn)出鈍角側(cè)大、銳角側(cè)小的分布特征,每塊空心板也表現(xiàn)出相同的變化規(guī)律;地震作用加劇了支座受力分布的不均勻,導(dǎo)致斜交橋呈現(xiàn)較不利的空間受力特性,使得鉸縫承擔(dān)較大剪力,特別是新舊混凝土黏結(jié)區(qū)域可能發(fā)生剪切破壞,為后期的維修加固帶來(lái)較大的不便。因此，在設(shè)計(jì)和運(yùn)營(yíng)養(yǎng)護(hù)過(guò)程中應(yīng)關(guān)注斜交橋的該受力特性,尤其需關(guān)注鈍角側(cè)支座超壓和銳角側(cè)支座脫空問(wèn)題。

3)斜交橋的空間受力特性明顯大于正交橋,支座反力的不均勻性更明顯,鈍角側(cè)的支座反力可數(shù)倍于同跨徑的正交橋;伸縮縫處的支座反力受地震扭轉(zhuǎn)效應(yīng)影響相對(duì)較小,其他軸線支座反力差值較大,并且受斜交角影響較大,隨著斜交角的增大,支座反力的不均勻性增強(qiáng)。因此，在設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)盡量避免大斜交角的情況,若無(wú)法避免,則需采取有效措施。

4)隨著橋?qū)挼脑龃?中墩支座反力差值呈現(xiàn)減小的趨勢(shì),地震作用時(shí)的空間扭轉(zhuǎn)效應(yīng)影響減弱;隨著跨徑的增大,整個(gè)橫截面及每塊空心板均表現(xiàn)出鈍角側(cè)支座反力有較大幅度的增大、銳角側(cè)的有所減小、支座反力差值逐漸增大、空間受力特征逐漸凸顯的特性,會(huì)加劇銳角側(cè)支座脫空的風(fēng)險(xiǎn)。因此，對(duì)跨度較大的空心板橋,需關(guān)注支座脫空以及空心板橫向空間受力性能。蓋梁高度和跨度的改變對(duì)支座反力的分布影響很小,可忽略蓋梁剛度對(duì)支座反力的影響。

5)各軸線支座反力的不均勻性隨支座豎向剛度的減小而減小,降低支座的豎向剛度可有效改善支座受力不均,降低支座脫空和超壓發(fā)生的概率;對(duì)于斜交橋,在各板塊的鈍角側(cè)設(shè)置剛度較小的支座,在銳角側(cè)設(shè)置剛度較大的支座可顯著改善支座的受力不均。降低各軸線支座反力差值,不僅可控制支座脫空和超壓,而且可有效降低板內(nèi)剪力和鉸縫區(qū)域剪力,改善空心板橋的橫向空間受力性能。