張煜敏，劉健新，趙國輝

(長安大學(xué) 公路學(xué)院，西安 710064)

地震爆發(fā)時(shí)所釋放出的巨大能量會(huì)造成地表和人為工程大量破壞，而地震荷載是一種隨機(jī)荷載，其強(qiáng)度、持時(shí)、規(guī)模均具有不確定性。針對(duì)抗震設(shè)計(jì)不能進(jìn)行完全定量計(jì)算的情況，抗震措施被用于設(shè)防未預(yù)期地震引起的橋梁震害。

由梁擱置長度、限位裝置和連梁裝置構(gòu)成的防落梁系統(tǒng)是防止落梁震害的有效措施［1］。連梁裝置作為防落梁系統(tǒng)的最后一道防線，在橋梁結(jié)構(gòu)遭遇未預(yù)期地震作用、支座因變形過大而喪失支承功能后，可以避免橋梁上、下部結(jié)構(gòu)之間的相對(duì)變位進(jìn)一步增大至梁的擱置長度，從而防止落梁發(fā)生，以滿足“小震不壞、中震可修、大震不倒”的抗震設(shè)計(jì)原則［2］。

1 國內(nèi)外防落梁系統(tǒng)的研究

美國、日本等國的橋梁規(guī)范中均對(duì)連梁裝置的設(shè)計(jì)方法有所規(guī)定。美國AASHTO規(guī)范提出，連梁裝置的設(shè)計(jì)荷載等于梁體重量的一半，但該法僅將落梁時(shí)上部結(jié)構(gòu)的質(zhì)量作為靜力進(jìn)行計(jì)算，未考慮其動(dòng)力作用。Caltrans(加州運(yùn)輸部規(guī)范)方法假定地震中支座完全失效，整個(gè)結(jié)構(gòu)只有限位器的剛度。

日本也是較早重視防止落梁破壞的國家。1964年新瀉地震后，日本抗震設(shè)計(jì)規(guī)范增加了防止落梁的構(gòu)造措施。1995年兵庫縣南部地震后，橋梁抗震設(shè)計(jì)強(qiáng)制實(shí)施防止落梁措施。2002年3月刊布使用的《道路橋示方書·同解說·V耐震設(shè)計(jì)篇》要求特別考慮橋梁系統(tǒng)整體的抗震性能，把支座、連梁裝置作為主要結(jié)構(gòu)構(gòu)件進(jìn)行設(shè)計(jì)。規(guī)范要求連梁裝置的設(shè)計(jì)抗拉力等于支座反力的1.5倍(以下稱為1.5倍恒載反力法);大震時(shí)結(jié)構(gòu)上、下部的最大相對(duì)位移小于梁擱置長度［3］。

雖然國外設(shè)計(jì)工作者也對(duì)防落梁系統(tǒng)的作用做了相關(guān)研究，但因橋梁結(jié)構(gòu)的形式、設(shè)計(jì)方法與我國區(qū)別較大，所得結(jié)果并不能指導(dǎo)我國防落梁系統(tǒng)的設(shè)計(jì)。我國的橋梁通常為鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)，上下部結(jié)構(gòu)的連接形式多采用非隔震支座，使得結(jié)構(gòu)在地震作用下的響應(yīng)與國外橋梁有所不同，對(duì)連梁裝置的設(shè)計(jì)承載力及剛度等參數(shù)的要求亦各異。我國橋梁結(jié)構(gòu)多采用連接型連梁裝置作為加固的措施，上下部結(jié)構(gòu)間阻擋型連梁裝置采用較少。

國內(nèi)對(duì)防落梁系統(tǒng)的研究尚處起步階段，在設(shè)計(jì)中所采用的抗震措施仍十分有限，我國規(guī)范沒有對(duì)連梁裝置的設(shè)計(jì)方法做詳細(xì)規(guī)定。長安大學(xué)劉健新所做的公路橋梁減震裝置及設(shè)計(jì)方法研究及汪芳芳、朱文正［4－6］的論文結(jié)論認(rèn)為，采用 W/2(靜力法)對(duì)連梁裝置進(jìn)行設(shè)計(jì)沒有考慮到其動(dòng)力作用，相對(duì)于日本規(guī)范所采用的1.5倍恒載反力法其作用于連梁裝置上的荷載太小。

本文選擇常用橋梁型式進(jìn)行大震時(shí)程分析，采用1.5倍的恒載反力法對(duì)該橋的連梁裝置進(jìn)行設(shè)計(jì)，對(duì)比分析不同參數(shù)連梁裝置在地震作用下的作動(dòng)規(guī)律及防落梁效果，以便為連梁裝置的設(shè)計(jì)提供參考。

2 連梁裝置的選用及模擬

連梁裝置一般布設(shè)在橋聯(lián)邊跨的梁端，有主梁與橋臺(tái)連接、主梁與橋墩連接以及梁間連接三種形式［7］。連梁裝置的類型有鋼板式、連接桿式、高強(qiáng)鋼棒式及拉索式，相比較而言，拉索式連梁裝置的適用性好，并可控制其設(shè)計(jì)位移量。本文選用梁墩連接形式的拉索式連梁裝置作為研究對(duì)象，其有限元模型簡圖如圖1(a)所示。

在正常工作狀態(tài)下或小震時(shí)，連梁裝置不發(fā)揮作用，上部結(jié)構(gòu)可自由伸縮或振動(dòng);大震到來時(shí)，連梁裝置開始發(fā)揮作用，限制上部結(jié)構(gòu)的振動(dòng)，使橋梁上、下部結(jié)構(gòu)相對(duì)位移不致過大，既允許結(jié)構(gòu)在地震激勵(lì)下發(fā)生大變位又對(duì)過大變位進(jìn)行限制，如圖1(b)所示，其中:

s為連梁裝置的初始間隙，其數(shù)值即為控制連梁裝置起動(dòng)的設(shè)計(jì)位移量，滿足公式:X≤s≤CFSE(其中，X為橡膠支座的允許剪切變形量，SE為梁的擱置長度;CF為連梁裝置的設(shè)計(jì)移動(dòng)系數(shù)，一般可取0.75，但當(dāng)SE比較大或變位可能帶來維修養(yǎng)護(hù)的困難以及影響支承功能時(shí)，可小于 0.75)。

d為橋梁上、下部結(jié)構(gòu)相對(duì)位移;k為連梁裝置的剛度;f為連梁裝置作用力，其取值應(yīng)按下式:

圖1 連梁裝置有限元模型Fig.1 Finite-element modal of unseating prevention devices

3 連梁裝置分析算例

所采用算例為某5×30 m連續(xù)梁橋。梁寬17 m、高1.6 m，墩高10 m，墩徑1.8 m，邊墩采用滑板支座，中墩采用板式支座，其主梁橫斷面如圖2所示。主梁材料為C50混凝土，蓋梁和橋墩采用C30混凝土。橋面鋪裝由8 cmC50混凝土和11 cm瀝青混凝土組成，防撞護(hù)欄單側(cè)重量9.7 kN/m。

采用有限元軟件Midas/Civil進(jìn)行結(jié)構(gòu)建模，主梁、蓋梁與橋墩均采用梁單元模擬，橡膠支座模擬為彈性連接，墩底采用固結(jié)方式模擬地基作用，不考慮樁基作用，連梁裝置用于連接橋梁結(jié)構(gòu)的邊墩及主梁，模型如圖3所示。

圖2 主梁橫斷面圖Fig.2 Cross-section of bridge

因落梁震害大多發(fā)生在順橋向，因此選取大震時(shí)程波僅在順橋向方向?qū)Y(jié)構(gòu)進(jìn)行激勵(lì)，該地震時(shí)程為某場地100年超越概率為2%的地震時(shí)程，其峰值加速度為 0.371 g，特征周期為 0.85 s，地震持時(shí)長達(dá) 44 s，如圖4所示。選用非線性時(shí)程分析類型對(duì)結(jié)構(gòu)進(jìn)行地震響應(yīng)分析，分析采用直接積分法，時(shí)程類型選用瞬態(tài)。結(jié)構(gòu)阻尼的計(jì)算方法采用質(zhì)量和剛度因子法，直接輸入質(zhì)量因子0.04，剛度因子0.02，結(jié)構(gòu)第一階與第三階的振型阻尼比為0.066。

圖3 橋梁結(jié)構(gòu)有限元模型Fig.3 Finite-element modal of bridge

圖4 設(shè)計(jì)地震動(dòng)時(shí)程Fig.4 Acceleration time history of design earthquake

據(jù)設(shè)計(jì)地震動(dòng)時(shí)程計(jì)算結(jié)果，結(jié)構(gòu)的支座高度為0.053 m，而支座位移量0.241 m已超過其允許剪切變形量0.080 m，主梁已脫座。因此，需設(shè)置連梁裝置以限制橋梁上部結(jié)構(gòu)的位移。

將結(jié)構(gòu)自重及二期恒載組合作用下的結(jié)構(gòu)反力進(jìn)行統(tǒng)計(jì)，得到上部結(jié)構(gòu)的支座反力Rd，由1.5倍恒載反力法(HF=1.5Rd)計(jì)算得到連梁裝置的設(shè)計(jì)承載力HF=2526.39 kN［8］。選擇抗拉設(shè)計(jì)強(qiáng)度 σb=1670 MPa，型號(hào)為PES(H)5－061的拉索，橋梁單側(cè)所有連梁裝置的總破斷索力Pb=4000 kN。

4 連梁裝置防落梁效果的分析研究

4.1 連梁裝置參數(shù)選取范圍

連梁裝置的設(shè)計(jì)需要考慮到其初始間隙以及拉索的長度，文中連梁裝置的初始間隙以2 cm為變量在8 cm～30 cm間進(jìn)行選擇，拉索長度在0.8 m～2.0 m范圍內(nèi)以0.2 m為變量選取。并將設(shè)置不同初始間隙、拉索長度連梁裝置的橋梁結(jié)構(gòu)在地震激勵(lì)下的計(jì)算結(jié)果進(jìn)行比較。

4.2 不同初始間隙連梁裝置的防落梁效果對(duì)比

橋梁上、下部結(jié)構(gòu)的相對(duì)位移是設(shè)計(jì)連梁裝置的主要控制參數(shù)，其在設(shè)置連梁裝置后的減小量也是衡量連梁裝置防落梁效果最直觀的標(biāo)準(zhǔn)。連梁裝置的變形與橋梁上、下部結(jié)構(gòu)的相對(duì)位移亦相關(guān)。

橋梁設(shè)置連梁裝置后，上、下部結(jié)構(gòu)相對(duì)位移較未采用連梁裝置結(jié)構(gòu)的相對(duì)幅值如圖5所示。在0.8 cm到25 cm范圍內(nèi)，隨著連梁裝置初始間隙的增大，上、下部結(jié)構(gòu)相對(duì)位移的減小幅度有所減小，當(dāng)初始間隙超過25 cm之后，連梁裝置不再起作用。說明當(dāng)結(jié)構(gòu)遭遇地震激勵(lì)時(shí)，在連梁裝置啟動(dòng)范圍內(nèi)，初始間隙越小，連梁裝置越早發(fā)揮作用，其防落梁效果越好。連梁裝置初始間隙為8 cm時(shí)，橋梁上、下部結(jié)構(gòu)的相對(duì)位移可減至原結(jié)構(gòu)的35%。

橋梁邊墩墩底彎矩隨連梁裝置初始間隙的變化幅值如圖6所示。設(shè)置連梁裝置后，邊墩墩底彎矩增大，間隙較小時(shí)增幅隨間隙增大變大，其后，隨著初始間隙的繼續(xù)增大邊墩墩底彎矩的增幅減小。其最大值出現(xiàn)在連梁裝置初始間隙為13cm處，可達(dá)原結(jié)構(gòu)墩底彎矩的4.8 倍。

4.3 不同拉索長度連梁裝置的防落梁效果對(duì)比

上、下部結(jié)構(gòu)相對(duì)位移以及橋墩墩底彎矩隨連梁裝置拉索長度的變化幅值如圖7、8所示。當(dāng)結(jié)構(gòu)設(shè)置了連梁裝置后，隨拉索長度的變化，橋梁上、下部結(jié)構(gòu)的相對(duì)位移均有減小，橋梁邊墩的墩底彎矩有所增大，但其變化幅度均很小。

圖5 相對(duì)位移隨連梁裝置初始間隙的變化Fig.5 Change of displacement between beam and pier with primary clearance

圖6 墩底彎矩隨連梁裝置初始間隙的變化Fig.6 Change of pier-bottom bending moment with primary clearance

圖7 相對(duì)位移隨連梁裝置拉索長度的變化Fig.7 Change of displacement between beam and pier with cable length

4.4 連梁裝置內(nèi)力隨連梁裝置設(shè)計(jì)參數(shù)的變化

當(dāng)連梁裝置起動(dòng)之后，其受力與變形呈線性相關(guān)，變形越大連梁裝置的內(nèi)力越大。連梁裝置內(nèi)力隨設(shè)計(jì)參數(shù)的變化見圖9、圖10所示。

由圖9可見，隨連梁裝置初始間隙的增大左側(cè)連梁裝置的內(nèi)力逐漸減小，當(dāng)初始間隙達(dá)到16cm后，連梁裝置在設(shè)計(jì)地震激勵(lì)下不再發(fā)揮作用。右側(cè)連梁裝置的內(nèi)力隨初始間隙的增大有先增大后減小的趨勢，大概在初始間隙值為15 cm左右時(shí)連梁裝置的內(nèi)力達(dá)到最大值，其作用發(fā)揮至初始間隙為26 cm時(shí)。

兩側(cè)0.8 m的連梁裝置均出現(xiàn)了連梁裝置的內(nèi)力超過連梁裝置拉索屈服拉力4000 kN的情況，左側(cè)的出現(xiàn)在初始間隙較小時(shí)，右側(cè)的出現(xiàn)在初始間隙為13 cm～20 cm時(shí)。

由圖10可見，隨連梁裝置拉索長度的增長其內(nèi)力逐漸減小，左側(cè)初始間隙為8 cm及右側(cè)初始間隙為8 cm、20 cm的連梁裝置在拉索長度較短時(shí)出現(xiàn)了內(nèi)力超過屈服拉力的情況。鑒于拉索長度的變化對(duì)連梁裝置的防落梁效果影響較小，為保證連梁裝置在地震激勵(lì)下起到最終安全裝置的作用，宜選擇拉索長度較大的連梁裝置，并在允許范圍內(nèi)選擇較小的初始間隙。

據(jù)以上各類連梁裝置防落梁效果的比較結(jié)果，初始間隙為8 cm、拉索長度為2 m的連梁裝置防落梁效果較好、內(nèi)力也較小。

5 設(shè)置連梁裝置后結(jié)構(gòu)地震響應(yīng)結(jié)果

將采用初始間隙為8cm、拉索長度為2 m連梁裝置的結(jié)構(gòu)做動(dòng)力時(shí)程分析，結(jié)構(gòu)響應(yīng)及與不設(shè)置連梁裝置時(shí)的比較結(jié)果如表1所示。

由表中數(shù)值可見，連梁裝置減小了橋梁主梁位移和上、下部結(jié)構(gòu)的相對(duì)位移，同時(shí)增大了結(jié)構(gòu)的整體性，增加了橋梁的抗推剛度，使邊跨橋墩參與分擔(dān)地震荷載，在各墩間平均地分配地震力。計(jì)算得到在地震激勵(lì)下連梁裝置的最大內(nèi)力為2488 kN，未發(fā)生破壞。

圖8 墩底彎矩隨連梁裝置拉索長度的變化Fig.8 Change of pier-bottom bending moment with cable length

圖9 連梁裝置內(nèi)力隨連梁裝置初始間隙的變化Fig.9 Change of internal force of unseating prevention devices with design moving value

圖10 連梁裝置內(nèi)力隨拉索長度的變化規(guī)律Fig.10 Change of internal force of unseating prevention devices with cable length

表1 橋梁結(jié)構(gòu)地震響應(yīng)結(jié)果統(tǒng)計(jì)表Tab.1 Seismic responses of structure under large earthquake

6 結(jié)論

本文通過對(duì)比不同設(shè)計(jì)參數(shù)連梁裝置的受力特點(diǎn)及防落梁效果，得到如下結(jié)論:

(1)當(dāng)大震作用下，橋梁上、下部結(jié)構(gòu)發(fā)生較大位移時(shí)，連梁裝置可有效防止落梁震害的發(fā)生，減小梁體位移和支座變位。同時(shí)，因連梁裝置的作用，結(jié)構(gòu)的抗推剛度增大，上、下部結(jié)構(gòu)相互牽制，地震荷載在各橋墩間平均分配。

(2)同等長度的連梁裝置，初始間隙在設(shè)計(jì)位移量范圍內(nèi)取值越小防落梁效果越好。初始間隙相同的連梁裝置，拉索長度的改變對(duì)其防落梁效果影響較小。因此，設(shè)計(jì)中可選用初始間隙較小、長度適宜的連梁裝置。

(3)隨初始間隙、拉索長度的增大，連梁裝置的內(nèi)力減小。本算例中兩參數(shù)取值均較小時(shí)連梁裝置破壞，鑒于拉索長度對(duì)連梁裝置的防落梁效果影響較小，可在適當(dāng)范圍內(nèi)增大連梁裝置的拉索長度。對(duì)于連梁裝置發(fā)生破壞的情況，也應(yīng)對(duì)連梁裝置的設(shè)計(jì)方法做進(jìn)一步的分析研究，找出更加適合的設(shè)計(jì)方法。

(4)在連梁裝置起到限制上、下部結(jié)構(gòu)相對(duì)位移過大的同時(shí)，橋梁的抗推剛度有所提高，邊墩的負(fù)荷較未設(shè)置連梁裝置時(shí)大。采用連梁裝置的橋梁應(yīng)對(duì)邊跨橋墩進(jìn)行相應(yīng)的延性設(shè)計(jì)，以便提高其抗震能力，保證結(jié)構(gòu)的整體安全。

［1］重慶交通科研設(shè)計(jì)院.公路橋梁抗震設(shè)計(jì)細(xì)則(JTG/T B02－01－2008)［S］.北京:人民交通出版社，2008.

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［3］日本道路協(xié)會(huì).道路橋示方書·同解說·V耐震設(shè)計(jì)編［S］.2002(in Japanese).

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