康圣雨 韓靜 杜林晉

現(xiàn)階段有關橋梁結構碰撞效應的研究很多，但針對大跨度連續(xù)剛構與多跨簡支梁引橋的碰撞效應研究較少?；诖?，文章以我國某山區(qū)的三跨連續(xù)剛構典型大跨度橋為例，對梁體發(fā)生碰撞的彈簧單元參數(shù)選取進行分析，在一定范圍內對彈簧剛度進行變化取值，以確定最合適的彈簧剛度。通過分析引橋跨數(shù)的變化對梁體位移、梁體相對位移、碰撞力、墩頂位移和墩底彎矩的具體影響，獲取引橋個數(shù)的變化對碰撞效應產(chǎn)生的規(guī)律。

地震效應; 碰撞; 彈簧剛度; 多跨引橋

U442.5+5?? A

[定稿日期]2021-08-30

[作者簡介]康圣雨（1990～），男，碩士，工程師，從事橋梁抗震加固設計工作。

根據(jù)以往學者的研究認為，地震作用下相鄰跨的碰撞會對橋梁結構的抗震性能造成影響[1-3]?，F(xiàn)今，我國基于山區(qū)大跨橋梁的建設在面臨跨越各種障礙（江、河、溝谷等）時，有可能單邊引橋跨數(shù)較多，另一邊引橋跨數(shù)較少或者沒有，故正確選取主橋形式、跨度以及引橋跨數(shù)是相當重要的。為了建立具有代表性的模型，本文考慮了多種情況，把模型模擬為單邊有引橋和雙邊有引橋的情況進行對比分析研究。在多跨簡支梁的引橋跨數(shù)選擇恰當時，既能保證主引橋在地震作用下的安全性同時，又能降低工程造價等優(yōu)點。

1 梁體碰撞模擬

很多相關學者分析研究了碰撞參數(shù)問題。在以前的文獻中[4]，有些學者將彈簧剛度取較大數(shù)值，從而引發(fā)數(shù)值計算的不穩(wěn)定的問題，最后計算得到的碰撞力大到不可想象[5]?？紤]到不能有過多的材料重疊，即施加彈簧單元后，碰撞時伸縮縫兩側節(jié)點的相對負位移是不能過多地超過縫的寬度，且后續(xù)的分析發(fā)現(xiàn)，當彈簧剛度值大于梁體的軸向剛度時，結構的內力反應及位移變化不是很敏感，但同時考慮到在計算分析時彈簧剛度值不能太大，否則會引起數(shù)值上的不收斂，取k=2×108 kN/m進行計算，發(fā)現(xiàn)結果出現(xiàn)離散。

為了選取最為合理的彈簧單元剛度值，防止橋梁結構的完全對稱，以引橋為研究對象進行分析，避免了左、右伸縮縫動力響應的相同。模型中作了適當簡化[6]，即不考慮基礎以下樁基礎影響，直接在墩底作固結處理，并模擬了剛性橋臺。主、引橋連接處伸縮縫原始間距取為0.1 m。共取值8種剛度值作為研究：無碰撞、2×105 kN/m、4×105 kN/m、6×105 kN/m、8×105 kN/m、1×106 kN/m、2×106 kN/m、4×106 kN/m。

當彈簧單元的剛度值發(fā)生變化時，會直接影響伸縮縫處梁體的相對位移的變化[7-8]，為探究各工況下碰撞響應數(shù)據(jù)的變化情況，得到了如圖1所示結果。當彈簧單元的剛度值變大時，伸縮縫處梁體相對位移會逐漸減小，并越來越接近于伸縮縫初始間隙。當彈簧單元的剛度值與梁體的軸向剛度值接近時，得到的伸縮縫處梁體相對位移值依然會超出初始間距值，超出的數(shù)值反映了伸縮縫處梁端節(jié)點互相侵入的位移值[9]。圖2反映出碰撞力隨著彈簧剛度的增加而增大，當彈簧剛度接近主梁的軸向剛度后，碰撞力值變化較平緩。圖3可以看出墩底彎矩值隨著彈簧剛度的不斷增加都呈現(xiàn)出先遞減后趨于平穩(wěn)的變化趨勢。

通過對各工況下橋梁結構各響應數(shù)據(jù)的對比分析，可以發(fā)現(xiàn)彈簧單元的剛度的取值或多或少對結構體系的位移和內力產(chǎn)生影響。在考慮碰撞時的主梁伸縮縫處梁體間的相對位移一般都比未考慮碰撞時的位移小很多。隨著彈簧單元剛度值的逐漸增加，伸縮縫在彈簧單元的剛度約束下，相對位移為越來越接近主、引橋連接處伸縮縫原始間距0.1 m，且碰撞力的最大值也會相應的增加。考慮碰撞時的主橋固定墩底的彎矩值一般都比未考慮碰撞時的彎矩值小，且隨著彈簧單元剛度值的逐漸增加，彎矩值會逐漸減小最后趨于平穩(wěn)。在彈簧剛度大于梁體軸向剛度的情況下大部分變化量不敏感。最后，模型的計算彈簧剛度還是與梁的縱向剛度一樣，即k=2×106 kN/m。

2 工程實例

2.1 工程概況

本文以山區(qū)某三跨連續(xù)剛構典型大跨橋梁為工程背景，并在此基礎上通過引入引橋的方式來研究主橋和引橋在地震作用下的碰撞效應。該橋梁結構的主橋采用（73+135+73） m預應力混凝土變截面單箱單室連續(xù)剛構橋，橋面寬度為10 m，主橋橋墩采用雙薄壁墩形式，且高度為80 m。為了便于研究，本文模擬山區(qū)溝谷中橋梁，過渡墩墩高為46 m，采用實心矩形截面。引橋交界墩為雙主墩，雙主墩間距4.5 m，墩底均固接。本文所有模型都有模擬橋臺，取用超大剛度值模擬剛性橋臺。針對不同的工況和參數(shù)探討，引橋的跨數(shù)和墩高都有不同。全橋結構示意見圖4。

本文選取線性彈簧單元方法進行分析模擬，該彈簧單元是由一個連接彈簧構成的，當N1和N2兩個節(jié)點間相迎時的相對位移大于間隙單元的初始間隙值時，碰撞彈簧的剛度就激活發(fā)生作用。

2.2 引橋個數(shù)變化對碰撞效應的影響

在實際工程中，地震作用下橋梁結構的碰撞效應會受到與其接觸的引橋結構的影響，且引橋跨數(shù)的不同也會在一定程度上影響主梁的碰撞效應，基于此，本文將對同一剛構橋結構進行不同引橋跨數(shù)下的碰撞效應分析。分析的主要內容包括不同引橋跨數(shù)下梁體縱向位移峰值對比情況、伸縮縫處梁端相對位移時程曲線、橋墩墩頂位移和墩底內力響應結果對比以及伸縮縫處典型的碰撞力時程曲線，通過上述相關對比結果以得到引橋跨數(shù)的變化對主梁碰撞效應的具體影響情況。10種引橋布置情況如表1所示。

2.2.1 梁端位移結果分析

通過表2分析發(fā)現(xiàn)，當單邊有引橋時，隨著引橋跨數(shù)的增加，梁體位移也會增加;從1跨變?yōu)?跨，位移增加量達到最大為6 cm;而當從2跨增加到3跨時，位移增加量為3 cm，減少了一半;3跨變?yōu)?跨以及4跨變?yōu)?跨時，位移增加量基本在0～1 cm之間。當雙邊都有引橋時，引橋跨數(shù)的增加，梁體左、右縫的位移值都呈現(xiàn)出逐漸減小的趨勢;從1跨引橋變?yōu)?跨引橋時，左、右縫位移變量最大，達到了4 mm，其他情況下位移變量都在0～2 mm之間;可見，雙邊引橋時，引橋跨數(shù)對梁體位移量的影響很小。在對比單、雙邊兩種情況下引橋跨數(shù)增加位移量的變化情況可知：梁體位移量呈現(xiàn)方向的變化趨勢，單邊引橋跨數(shù)的增加會導致梁體位移量增加;雙邊引橋跨數(shù)的增加會導致梁體位移量的減少。單邊引橋梁體位移的改變并不符合常理，這由于模型都模擬了剛性橋臺。當單邊一跨時，剛性橋臺發(fā)揮較強作用，約束了梁體縱向位移，而當跨數(shù)的逐漸增加，剛性橋臺作用慢慢消失，縱向約束逐漸減小，縱向位移出現(xiàn)增加趨勢。

2.2.2 梁體縱向相對位移結果分析

通過表3分析發(fā)現(xiàn)，當單邊有引橋時，隨著引橋跨數(shù)的增加，梁體相對位移逐漸減小，但都在10 cm左右，變化幅度為1 cm以內。當雙邊都有引橋時：引橋跨數(shù)的增加，梁體左、右兩端相對位移處于十分穩(wěn)定的狀態(tài)，都在10 cm左右，變化幅度在1 mm左右。在對比單、雙邊兩種情況下引橋跨數(shù)增加梁體兩端相對位移量的變化情況可知：彈簧單元發(fā)揮作用，相對位移均在10 cm左右，且雙邊引橋相對單邊引橋而言，更為穩(wěn)定。

2.2.3 伸縮縫處碰撞力結果分析

通過對表4分析發(fā)現(xiàn)，單邊引橋情況下，引橋跨數(shù)的增加，伸縮縫碰撞力會逐漸減小。引橋跨數(shù)由1增至2時，碰撞力減小了8 660 kN。引橋跨數(shù)由2增至3時，碰撞力減小了15 092 kN。當引橋跨數(shù)由3增至4以及4增至5時，碰撞力有微微的減小。

在雙邊引橋情況下，引橋跨數(shù)的增加，伸縮縫碰撞力會逐漸減小，且左伸縮縫碰撞力減小的幅度大于右伸縮縫碰撞力減小的幅度。引橋跨數(shù)由1增至5時，左伸縮縫碰撞力減小了3 475 kN，右伸縮縫碰撞力減小了114 kN。僅考慮伸縮縫處碰撞力大小時，雙邊引橋也比單邊引橋有利。有些特殊情況，只能修建單邊引橋時，3跨引橋是性價比最高的跨數(shù)。

3 結論

本文通過對同一剛構橋結構進行不同引橋跨數(shù)下的碰撞效應分析，綜合考慮有限元模型的準確性和合理性，建立了正確的梁體碰撞模型，主要分析了不同引橋跨數(shù)下梁體縱向位移峰值對比情況、以及伸縮縫處典型的碰撞力時程曲線，根據(jù)上述相關對比結果得到的主要結論如下：

（1）彈簧單元的剛度取值會對結構體系的位移和內力產(chǎn)生一定的影響，隨著剛度值的增加，碰撞處相對位移會逐漸減小，碰撞力的最大值會相應地增大;當彈簧剛度大于梁體軸向剛度時，結構響應數(shù)據(jù)趨于穩(wěn)定狀態(tài)。

（2）隨著單邊引橋跨數(shù)的增加，梁體的相對位移基本不受影響;當單邊一跨時，剛性橋臺發(fā)揮較強作用，約束了梁體縱向位移，而當跨數(shù)的逐漸增加，剛性橋臺作用慢慢消失，縱向約束逐漸減小，縱向位移出現(xiàn)增加趨勢。

（3）隨著雙邊引橋跨數(shù)的增加，梁體相對位移、橋墩墩頂位移以及橋墩墩底正彎矩的變化量都很小，只有伸縮縫處的碰撞力呈現(xiàn)逐漸減小的變化趨勢。

參考文獻

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