不同约束体系曲线梁桥震害调查及损伤模式分析_吴刚.pdf

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2． Research Institute of Highway，Ministry of Transport，Beijing 100088，China; 3． College of Architecture and Civil Engineering，Taiyuan University of Technology，Taiyuan 030024，China Abstract In order to identify the cause of earthquake damage，structural force transfer mechanism，and weak components of curved bridges under earthquake，investigation of the seismic damage and analysis of damage mode system of curved bridges with different restraint systems were carried out． The seismic damages of several curved bridges with different restraint systems occurred in Wenchuan earthquake were summarized． First，the nonlinear time- history was used to compare and analyze the damage state and damage sequence of different components of curved bridges with different restraint systems under different level ground motions． Then the transmission mechanism and energy dissipation mechanism of curved bridges with different restraint systems were discussed． The results show that the typical seismic damage of curved bridges mainly appears as the main girder rigid body displacement，which is accompanied by in plane rotation． The main girder is easy to collide with the shear keys and abutment due to the movement． Therefore，the influence of bidirectional collision effect of main girder should be considered in the seismic analysis． The restraint system is a key weak component of the bridge system，which is prone to damage under earthquake，and it could be designed as “fuse element” ． The difference of seismic damage perance and force transfer mechanism of curved bridges with different restraint systems is obvious，which mainly depends on the mechanical characteristics of the restraint system． It is recommended that bridges with rubber bearings should be reasonably set with movement limitation devices，and bridges with fixed piers should strengthen the plastic hinges of the bridge piers． Key wordsbridge engineering;restraint system;seismic damage investigation;damage mode 曲线梁桥因具有线路适应性好、 美观等特点， 在桥 梁建设中得到广泛使用。但由于曲线梁桥特殊的几何 构造， 结构受力特性比较复杂， 在地震荷载作用下结构 的易损性增加。以往国内外地震中， 曲线梁桥震害表 ChaoXing 现较规则直线梁桥更加严重［1 －2 ］， 而目前曲线梁桥缺 乏系统的抗震设计方法及设防措施。因此， 分析曲线 梁桥震害成因、 结构传力机制及结构薄弱部位， 可为曲 线梁桥抗震设防提供参考， 具有重要工程价值。 自 1971 年 San Fernando 地震中曲线梁桥发生严重 震害后， 大量学者开始对曲线梁桥抗震进行研究。针 对 San Fernando 地震中曲线梁桥震害， Tseng 等 ［3 －5 ］建 立试验模型进行振动台试验， 提出了曲线梁桥抗震分 析和设计建议。针对 2008 年汶川地震中曲线梁桥震 害， 王东升等 ［6 －7 ］对回澜立交进行了现场震害调查分 析及数值模拟， 指出支座受力复杂且易于损坏， 桥墩损 伤主要集中在刚度较大的矮墩上; 孟杰等 ［8 ］也基于回 澜立交震害， 探讨了材料弹塑性、 边界碰撞效应以及支 座滑移效应等非线性因素的影响， 分析了回澜立交匝 道桥的震害成因; 亓兴军等 ［9 －10 ］对曲线梁桥因主梁面 内转动导致的碰撞效应进行了研究。由上述研究可发 现， 既有研究基本上是针对单个曲线梁桥震害进行分 析， 未对采用不同约束体系 由支座及限位装置组成 的曲线梁桥进行系统研究。 约束体系作为连接上、 下部结构的重要构件， 对结 构刚度分配起着重要作用， 进而影响到结构地震力的 分配和结构地震响应。本文从不同约束体系的角度来 分析曲线梁桥震害机理及损伤模式。首先对汶川地 震中几座典型曲线梁桥震害进行总结， 对比分析不 同约束体系曲线梁桥震害类型异同及震害原因。结 合一座实际桥梁建立具有不同约束体系的分析工 况， 采用非线性时程方法分析不同水平地震动作用 下结构各构件的损伤状态及损伤顺序， 对比不同约 束体系曲线梁桥地震响应， 分析损伤模式并探讨损 伤机制。 1汶川地震曲线梁桥震害调查 2008 年汶川地震中曲线梁桥震害丰富， 不同约束 体系曲线梁桥典型震害总结如下 1独秀峰大桥 独秀峰大桥为斜交缓和曲线桥， 共两联。该桥第 1 联位于 R 200 m， Ls70 m 的缓和曲线上， 第2 联位于 直线段上， 墩梁交角为 47。该桥约束体系设计为 支 座均为板式橡胶支座， 并以混凝土挡块限位。地震中， 独秀峰大桥震害表现为 主梁 梁体震害主要为纵横向移位及平面转动， 未 见开裂。曲线部分梁体存在明显的刚体平面转动， 最 大移位达 53 cm， 存在落梁风险。 支座及限位措施 支座滑脱失效或滑移; 墩台处挡 块因碰撞发生破坏。 桥墩 墩柱未见明显震害。 2百花大桥 选取未垮塌的第一联进行分析。第一联为预应力 混凝土曲线连续梁桥 跨径布置为 4 25 m ， 曲率半 径 R 150 m， 下部结构采用双柱式桥墩。该联约束体 系设计为 固定墩处内外侧支座分别为固定盆式支座 和纵向滑动盆式支座， 其余桥墩为板式橡胶支座， 桥台 处采用滑动板式橡胶支座， 并以混凝土挡块限位。各 构件震害表现为 主梁 上部结构相对完整， 梁体未见明显的开裂等 影响结构承载能力的损伤。主梁刚体位移严重， 同时 发生了平面转动。桥台处梁体甚至滑下垫石， 梁体存 在较大落梁风险。 支座及限位措施 几乎所有板式橡胶支座均发生 滑移， 而固定墩处布置的固定盆式支座及纵向滑动盆 式支座均未破坏， 但纵向活动支座滑动明显。桥台处 挡块因碰撞而发生破坏。 桥墩 桥墩震害主要表现为倾斜、 墩底严重开裂 等， 且固定墩破坏较其他墩严重， 如图 1 所示， 2 号 墩 采用固定盆式支座， 且为该联最矮 墩底发生严 重倾斜及开裂。同时， 系梁与主墩的节点处发生严 重开裂。 图 1采用固定盆式支座的 2 号墩震害 Fig． 1Seismic damage of NO． 2 pier with fixed basin type bearing 3小黄沟中桥 小黄沟中桥位于半径 R 50 m ～ 67． 38 m 的平 面曲线上， 上部结构采用 4 20 m 的混凝土连续箱 梁。其约束体系设计为 2 号墩采用墩梁固结形式， 1、 3 号桥墩支座采用圆形板式橡胶支座， 并以剪力 销限位， 桥台支座采用矩形四氟滑板橡胶支座， 并设 置混凝土挡块进行限位。地震中， 小黄沟中桥震害 表现为 主梁 主梁整体向曲线外侧移位， 最大达 40 cm， 伴 有平面转动， 未发生明显的开裂等影响结构承载能力 及完整性的震害表现。 支座及限位措施 所有板式橡胶支座均出现剪切 变形; 设置在桥墩上的剪力销均发生弯曲， 甚至发生剪 切破坏。桥台处径向混凝土挡块因碰撞作用而发生破 坏， 失去限位作用。如图 2 所示。 411振 动 与 冲 击2020 年第 39 卷 ChaoXing 图 2支座及挡块震害 Fig． 2Seismic damage of shear keys and bearings 桥墩 2 号墩 采用墩梁固结 明显向曲线外侧 沿径向倾斜， 且墩底左侧出现轻微的环向开裂， 裂缝 宽度在 0． 1 mm 左右， 如图 3 所示。1 号、 3 号墩墩 底内侧位置均出现环向开裂， 裂缝最大宽度 2 mm， 如图 3 所示。 图 3采用墩梁固结形式的 2 号墩震害 Fig． 3Seismic damage of NO． 2 pier with the of pier and girder consolidation 4绵竹回澜立交桥 绵竹回澜立交桥包括主桥及 4 个螺旋形匝道桥， 以其中的 C 匝道为例， 曲率半径约 20 m。沿圆周均匀 布置 8 个圆形独柱墩， 沿匝道桥走向墩高逐渐增大， 墩高约在 2． 0 ～ 7． 0 m 之间。其约束体系设计为 墩 顶与箱梁连接方式分别为墩梁固结及盆式橡胶支座 两种， 交替采用， 桥台处采用矩形滑动板式橡胶支 座， 并以混凝土挡块进行限位。地震中， 回澜立交桥 震害表现为 主梁 主梁有向曲线外侧移的现象。桥台处主 梁发生上翘， 导致该处的板式橡胶支座发生脱空。 此外， 在墩梁固结处还出现了梁底开裂。 支座及限位措施 桥台处滑动板式橡胶支座脱 空， 桥墩处盆式支座上下钢盆错位， 发生滑移， 如图 4 所示。匝道主梁与墩台的碰撞作用导致了挡块 破坏。 桥墩 采用墩梁固结处桥墩发生严重的弯剪破 坏， 核心混凝土压溃， 纵筋屈曲， 箍筋拉断。其余桥 墩破坏相对较轻， 主要破坏形态包括墩顶或墩底保 护层混凝土脱落， 桥墩出现水平弯曲裂缝或剪切斜 裂缝。 图 4支座震害 Fig． 4Seismic damage of bearings 通过上述曲线梁桥震害总结可以发现， 上部结构 一般不会发生明显损伤， 主要表现为刚体移位， 并伴有 转动， 这有别于规则直线梁桥， 而且主梁移位易导致主 梁与切向桥台、 径向挡块等发生双向碰撞， 在抗震分析 中应考虑双向碰撞效应的影响。对于采用不同约束体 系的曲线梁桥， 其震害差异明显 全桥采用板式橡胶支 座的桥梁支座滑移震害普遍， 上部结构位移较大， 而下 部结构损伤轻微; 对于设置固定墩桥梁， 固定墩损伤较 其他桥墩损伤严重， 特别是采用墩梁固结形式， 固定墩 损伤甚至会导致上部梁体开裂; 对于固定墩采用固定 支座和墩梁固结形式， 其对上部结构约束效果不一样， 进而影响其他桥墩及约束体系构件的地震响应。为探 讨不同约束体系曲线梁桥地震损伤机制， 后文将采用 非线性时程分析方法， 对不同约束体系曲线梁桥的地 震响应进行对比分析。 2工程背景及有限元模型 2． 1工程背景 以实际工程中一座曲率半径 R 100 m 的预应力 混凝土曲线连续梁桥为例， 桥跨布置为 4 25 m。主梁 为单箱单室， 采用 C50 混凝土。桥墩为矩形单墩形式， 截面尺寸1． 2 m 2． 0 m， 采用 C30 混凝土， 纵筋采用直 径 25 mm 的 HRB335 钢筋， 纵筋配筋率1． 31， 桥墩高 8． 7 m。约束体系设计为 桥墩处采用板式橡胶支座 GYZ 800 110 ， 其中橡胶层厚 75 mm; 桥台处采用聚 四氟乙烯滑动支座 GJZF4 500 600 88 ; 墩顶径向 设置混凝土挡块， 高 0． 5 m， 厚 0． 3 m， 宽 1． 2 m， 主梁与 挡块间距 2 cm; 两侧桥台处设置伸缩缝， 伸缩量 8 cm。桥址为Ⅱ类场地， 抗震设防烈度为Ⅶ度， 地震 动反应谱特征周期 0． 4 s。 2． 2有限元模型 采用 OpenSees 建立有限元模型。由震害总结可 知， 地震作用下， 主梁一般不发生塑性损伤， 故采用弹 性梁柱单元 Elastic Beam Column Element 模拟。对于 桥墩， 常在墩底或墩顶潜在塑性铰区发生损伤， 故采用 Nonlinear Fiber Beam- Column Element 来模拟， 将截面划 分为钢筋纤维、 约束混凝土和非约束混凝土纤维， 并保 511第 12 期吴刚等不同约束体系曲线梁桥震害调查及损伤模式分析 ChaoXing 证纤维截面特性与原始墩柱截面特性相差在 10 以 内 ［11 ］。其中非约束和核心区约束混凝土采用基于 Kent- Scott- Park 本构模型的 Concrete01 材料分别进行 定义， 钢筋采用基于 Giuffr- Menegotto- Pinto 本构模型 的 Steel02 材料模拟。 对于桥台， 本文模拟主要参考 Caltrans， 采用理想 的弹塑性单元来进行简化［12 ］， 如图 5 所示。将材料属 性赋予给一 ZeroLength 零长度 单元， 并通过串联一个 Gap 单元来考虑主梁与桥台间的碰撞。 另一个碰撞作用常发生在主梁与挡块间， 对于挡 块力学模型， 许多文献采用了不同模型进行了模拟， 此 处选择常用的双折线模型， 如图 5。根据文献［ 13］ ， 确 定挡块屈服力取支座竖向力的 15， 初始刚度为 1 105N/mm。同时通过串联一个 Gap 单元来考虑主梁与 挡块间的碰撞。 不考虑桩土相互作用， 有限元模型如图 5。根据研 究目的， 建立了四个全桥对比分析模型 模型一 全桥采用板式橡胶支座， 为初始设计。由于 地震中板式橡胶支座普遍发生滑移震害， 分析时应考虑其 摩擦滑移效应。在 OpenSees 中采用双折线模型来模拟， 如图5， 桥墩处支座屈服力为 365 kN， 屈服后水平刚度为 0 N/mm， 支座屈服位移为58．1 mm 支座滑动临界值 。 图 5结构有限元模型 Fig． 5Structural finite element model 模型二 各墩为盆式支座， 在桥墩 P2 内侧设置固 定支座 GPZ 5GD ， 其余墩内侧设置单向约束盆式支 座 GPZ 5DX 100 ， 约束其径向， 水平承载力为 1 000 kN。所有墩台处外侧均采用双向滑动支座 GPZ 5SX 150 ， 如图 6 所示， 摩擦系数为 0． 03。对于滑动 方向力学特性， 同样可采用图 5 中双折线模型来模拟， 屈服位移为 0． 003 m［14 ］， 屈服后水平刚度为 0 N/mm。 图 6模型二支承情况 Fig． 6Support condition of Model two 模型三 桥墩 P2 采用墩梁固结形式， 其余墩台处 支座与模型一相同。 模型四 减隔震设计工况， 将模型一中桥墩处板式 橡胶支座替换为铅芯橡胶支座， 型号为 Y4Q770 232， 支座屈服位移为 14． 5 mm。其力学模型如图 5 所示。 2． 3地震动选择与输入 选择合理地震动是准确分析结构地震响应的重要 因素， 国内外文献对地震动选择进行了研究［15 －17 ］。首 先根据桥址场地类别建立目标谱， 从太平洋地震工程 中心 PEER 强震数据库中选取 5 条实际地震加速度 记录， 并通过 SeismoArtif 软件生成 2 条人工地震动。 该 7 条地震动反应谱、 均值谱及目标谱如图 7 所示， 可 以看出， 均值谱与目标谱吻合较好。为分析采用不同约 束体系的曲线梁桥损伤机理， 将所建立地震动峰值加速 度 PGA 由0．1 g 逐渐增加至 0．6 g， 并沿纵横桥向同时 输入， 计算结果取平均值。根据单德山等 ［ 18 ］研究， 本文 地震动输入采用沿纵桥向 以桥台连线， 对应 X 轴 及横 桥向 垂直于纵桥向方向， 对应 Y 轴 同时输入。 图 7地震动反应谱和目标谱 Fig． 7Ground motion response spectrum and target spectrum 611振 动 与 冲 击2020 年第 39 卷 ChaoXing 3不同约束体系曲线梁桥损伤模式分析 3． 1构件损伤指标 根据参考文献可确定挡块及桥台的屈服力和屈服 位移， 如表 1。对于板式橡胶支座关键参数， 由库伦摩 擦模型确定， 支座极限位移可取 250 剪切应变对应的 位移 ［19 ］。对于铅芯橡胶支座关键参数， 可根据支座型 号由规范查得 ［20 ］。各支座关键参数见表 1。 表 1不同构件关键参数 Tab． 1Key parameters of different components 构件 屈服力/ kN 屈服位 移/mm 构件 屈服位 移/mm 极限位 移/mm 挡块555． 005． 55板式橡胶支座58． 10187． 50 桥台785． 3311． 60铅芯橡胶支座14． 5350． 00 对桥墩单墩模型进行 Pushover 分析， 建立了无损 伤、 轻微损伤、 中等损伤、 严重损伤和完全破坏五种损 伤状态， 对应曲率值如表 2。 表 2桥墩损伤状态划分 Tab． 2Damage assessment and criteria for piers 损伤 状态 损伤状态描述 桥墩损伤状态 限值 10 －3 l/m 无损伤 无钢筋发生屈服， 仅混泥土表 面产生细微裂缝。 φR＜1． 25; φT＜2． 16 轻微损伤 第 1 根钢筋发生屈服， 混泥土表 面明显开裂。 1． 25≤φR＜1． 76; 2． 16≤φT＜3． 00 中等损伤 形成局部塑性铰， 局部保护层 混泥土开始剥落 1． 76≤φR＜16． 2; 3． 00≤φT＜20． 1 严重损伤 塑性铰完全形成， 整个塑性铰 区混泥土剥落。 16． 2≤φR＜61． 4; 20． 1≤φT＜69． 2 完全破坏 纵向钢筋屈曲， 箍筋断裂， 核心 混泥土压溃。 61． 4≤φR; 69． 2≤φT 3． 2构件地震响应及结构损伤模式分析 1支座 考虑到主梁损伤划分无参考依据， 而支座变形是 主梁移位的主要原因之一， 此处以各分析模型外侧支 座位移进行分析， 如图 8， 图中虚线为不同分析模型中 支座屈服位移 见表 1 。由于模型二约束体系传力机 制取决于固定支座， 故该模型仅列出了内侧支座剪力 值。由图可以看出， 对于不同分析模型， 随着地震加速 度峰值增加， 支座在两个方向上的位移均有不同程度 的增加。对于桥台处的滑动支座 B1 和 B9， 其抗滑力 较小， 地震作用下滑移显著。对于桥墩处支座， 模型一 中， 在 PGA 达到 0． 6 g 前， 板式橡胶支座由于受到径向 挡块约束， 支座位移增加较小， 其径向位移主要以剪切 变形为主， PGA 达到0． 6 g 后， 也仅 B7 支座位移超过滑 移值， 为 75． 2 mm。而切向位移在 PGA 超过 0． 3 g 后， 各墩顶处外侧支座均超过临界滑动位移 58． 1 mm ， 图 8支座位移 Fig． 8Bearing displacement 发生了滑移。对于模型二， 地震作用下， 桥台处支座剪 力要大于桥墩处， 主要由于桥台刚度较桥墩大， 其分配 的剪力较大。桥台支座剪力在 PGA 为 0． 3 g 时就超过 其水平承载力。桥墩处支座也在 PGA 为 0． 5 g 时全部 超过水平承载力限值。此时盆式支座会发生销钉失效 和螺栓剪断或拔出， 支座进入干摩擦状态或损伤后进 入咬合， 而本文未考虑支座损伤后的性能。对于模型 三， 即使在 PGA 到达 0． 6 g 后， 支座在径向也未滑动， 支座 B7 处径向位移值最大， 仅 51． 4 mm。而切向位移 在 PGA 超过 0． 4 g 后， 支座 B7 发生了滑移。随着 PGA 继续增大， 所有支座均发生滑动， 其中支座 B7 最大位 移达 105． 5 mm。对于模型四， PGA 达到 0． 2 g 时， 墩顶 处的铅芯橡胶支座径向及切向位移均超过了屈服位 移， 支座进入减隔震状态。随着地震加速度峰值增加， 铅芯橡胶支座在两个方向上的位移均有显著增加。直 到 PGA 达到 0． 6 g 后， 桥墩处铅芯橡胶支座位移在方 向上最大位移值为 63． 3 mm 和 97． 8 mm， 均小于极限 位移值。 综上所述， 在 PGA 达到 0． 2 g 后， 模型四中所有支 711第 12 期吴刚等不同约束体系曲线梁桥震害调查及损伤模式分析 ChaoXing 座均发生屈服， 发挥减隔震作用; 在 PGA 超过 0． 3 g 后， 模型一中各墩顶处支座均发生滑移震害， 模型二中 固定支座发生剪坏; 在 PGA 超过 0． 4 g 后， 模型三中仅 部分支座发生了滑移。 2挡块和桥台 随着支座径向位移增加， 会导致上部结构发生较 大径向移位， 进而引起主梁与挡块发生碰撞。图 9 列 出了不同 PGA 作用时桥台处挡块 SK1 的变形值， 由于 模型二中约束了支座径向位移， 故该模型未设置径向 挡块。可以看出， 当 PGA 达到 0． 3 g 时， 不同分析模型 中挡块变形值超过屈服位移值， 挡块发生损伤， 其限位 效果受到影响。且模型一中挡块变形值要大于其他 模型。 图 9挡块变形值 Fig． 9Deation of shear keys 根据震害可知， 曲线梁桥主梁会发生面内转动， 且 向外侧移位， 碰撞作用在桥台外侧最明显。故选取不 同水平地震动作用下左侧桥台 A1 处变形进行分析， 如 图10， 图中虚线11． 6 mm 为桥台等效屈服位移。可见， 直到 PGA 达到 0． 3 g 时， 不同分析模型的桥台处碰撞 效应才明显， 此时， 模型一中桥台变形值超过等效屈服 位移 11． 6 mm， 其余模型在 PGA 超过 0． 3 g 后， 桥台才 发生屈服。同时， 采用板式橡胶支座的模型一的桥台 变形要大于其他模型， 其主要原因仍源自于板式橡胶 支座会发生较大剪切变形及滑移， 对主梁的约束太小， 导致主梁与桥台发生碰撞。而模型二中， 由于只有在 固定墩 P2 墩处内侧采用固定支座， 其余各墩台处支座 径向滑动， 没有形成对主梁切向有效约束， 在 PGA 为 图 10桥台 A1 处变形 Fig． 10Deation of A1 at bridge abutment 0．6 g 时， 其桥台的变形值甚至超过模型一。模型三中 采用了墩梁固结形式， 桥台位移减小。而采用铅芯橡 胶支座后， 其桥台位移值最小， 说明损伤最小。 3桥墩 采取不同约束体系， 直接改变了支座与桥墩组成 的串联体系的刚度， 进而影响桥墩分配地震力大小及 其响应。由于在模型二和模型三中将 P2 墩设置为固 定墩， 故选取各模型中 P2 墩墩底曲率进行对比分析， 如图 11。由图可看出， 随着 PGA 的增大， 各工况下墩 底曲率逐渐增加， 桥墩逐渐发生损伤， 且采用固定约束 的模型二和模型三中的 P2 墩墩底曲率明显大于其他 两模型。对于模型三， 在 PGA 为 0． 3 g 时， 切向曲率为 3． 08 10 －3 l/m， 进入中等损伤。模型二在 PGA 为 0． 3 g进入轻微损伤， 在 PGA 达到 0． 4 g 时进入中等损 伤。而模型一和模型四发生轻微损伤和中等损伤分别 在 PGA 为 0． 4 g 和 0． 5 g。可见， 模型二和模型三发 生损伤状态均要早于模型一和模型四。而且即使在 模型一和模型四进入中等损伤后， 其曲率也仍明显 小于模型二和模型三， 说明其损伤程度相对要小， 在 PGA 为 0． 6 g 时， 模型三、 模型二、 模型一与模型四在 径向和切向的曲率之比分别为 11． 92 ∶ 1． 70 ∶ 1． 21 ∶ 1 和 2． 16 ∶ 1． 88 ∶ 1． 34 ∶ 1。由此， 说明采用橡胶支座后， 有效降低了支座 － 桥墩串联体系的刚度， 桥墩损伤明 显降低。对于采用板式橡胶支座模型， 由于支座滑移 造成的碰撞作用的影响， 在一定程度上增加了下部结 构损伤。而采用铅芯橡胶支座的模型， 由于支座减隔 震作用的发挥， 桥墩损伤最小。 图 11桥墩 P2 墩墩底曲率 Fig． 11Curvature at pier bottom of pier P2 4结构损伤模式 根据前面分析结果， 总结了不同水平地震动作用 下桥梁各构件损伤状态， 如表 3 ～ 表 6。对于采用板式 橡胶支座的桥梁 表 3 ， 随着地震动峰值加速度的增 加， 挡块及支座最先发生损伤， 支座滑移起到一定隔震 作用， 桥墩损伤轻微。这与汶川地震中独秀峰大桥震 害现象基本一致。此时结构主要由支座的剪切变形及 滑移来耗能。在 PGA 继续增大后， 桥墩损伤发生屈服 形成塑性铰， 成为结构主要耗能机制。对于固定墩采 用盆式支座的桥梁 表 4 ， 随着地震动峰值加速的增 加， 固定支座和桥墩等主要受力构件首先发生损伤， 桥 811振 动 与 冲 击2020 年第 39 卷 ChaoXing 墩塑性铰为结构主要耗能机制。对于固定墩采用墩梁 固结形式的桥梁 表 5 ， 随着地震动峰值加速度的增 加， 固定墩首先发生损伤， 形成桥墩塑性铰。随后支座 逐渐发生剪切变形或滑动， 挡块也因碰撞作用而发生 损伤。这与汶川地震中小黄沟中桥震害表现基本一 致。对于采用铅芯橡胶支座的桥梁 表 6 ， 随着地震 动峰值加速的增加， 支座最先发生屈服， 发挥减隔震作 用。随支座位移的增加， 各构件逐渐发生屈服。桥墩 发生屈服后， 其塑性铰形成， 结构主要通过铅芯橡胶支 座及墩底塑性铰来耗能。 表 3模型一构件损伤状态 Tab． 3Components damage status of Model one PGA/g挡块支座桥墩桥台 0． 1线弹性线弹性线弹性线弹性 0． 2线弹性线弹性线弹性线弹性 0． 3屈服滑移线弹性线弹性 0． 4屈服滑移轻微损伤屈服 0． 5屈服滑移中等损伤屈服 0． 6屈服滑移中等损伤屈服 表 4模型二构件损伤状态 Tab． 4Components damage status of Model two PGA/g支座桥墩桥台 0． 1正常工作无损伤线弹性 0． 2正常工作无损伤线弹性 0． 3剪力超限轻微损伤屈服 0． 4剪力超限中等损伤屈服 0． 5剪力超限中等损伤屈服 0． 6剪力超限中等损伤屈服 表 5模型三构件损伤状态 Tab． 5Components damage status of Model three PGA/g挡块支座桥墩桥台 0． 1线弹性线弹性线弹性线弹性 0． 2线弹性线弹性线弹性线弹性 0． 3屈服线弹性中等损伤线弹性 0． 4屈服滑移中等损伤屈服 0． 5屈服滑移中等损伤屈服 0． 6屈服滑移中等损伤屈服 表 6模型四构件损伤状态 Tab． 6Components damage status of Model four PGA/g挡块支座桥墩桥台 0． 1线弹性线弹性线弹性线弹性 0． 2线弹性减隔震线弹性线弹性 0． 3屈服减隔震线弹性线弹性 0． 4屈服减隔震轻微损伤屈服 0． 5屈服减隔震中等损伤屈服 0． 6屈服减隔震中等损伤屈服 3． 3结构损伤机制对比 对于模型一， 全桥采用了板式橡胶支座， 地震作用 下， 支座最先发生剪切变形和滑移， 从而引起主梁移 位。支座滑移起到很好的隔震作用， 减小了下部结构 损伤。同时， 由于各桥墩处约束体系形式设计一致， 各 墩在径向和切向损伤基本一致。因此， 支座滑移和主 梁移位是主要震害， 下部结构损伤相对较轻。且此处 未考虑挡块承载能力的下降。随地震峰值加速度的增 加， 桥墩损伤也逐渐增大。 对于模型二， 固定墩处采用盆式固定支座， 各墩台 径向约束， 切向滑动。地震作用下， 未受约束支座发生 滑动， 主梁移位。由于受固定墩处固定支座及径向约 束的影响， 主梁位移较模型一有减小。同时桥墩损伤 提前 0． 3 g 就发生中等损伤 ， 进而增加了上部结构位 移。结构耗能主要依靠桥墩塑性变形。受支承方式的 影响， 采用固定支座的固定墩损伤较其他桥墩严重， 特 别是在切向， 其他桥墩切向设置滑动支座， 分配的地震 力较小， 均未进入损伤状态。 对于模型三， 固定墩处采用墩梁固结形式， 其余墩 台采用板式橡胶支座。与模型二一样， 由于采用墩梁 固结， 其分担的上部结构惯性力最大， 损伤也最严重。 由于其余各墩采用了板式橡胶支座， 其切向抗滑力较 模型二中大， 从而增加了其余桥墩的切向损伤。由于 其他桥墩分配相对较小的地震力， 减小了支座震害， 支 座滑移出现晚于模型一。同时碰撞效应也有所减小， 桥台损伤相对较轻。 对于模型四， 桥墩处设置铅芯橡胶支座， 地震作用 下， 铅芯橡胶支座首先屈服， 发挥减隔震作用。随后发 生主梁移位、 桥台屈服、 桥墩损伤等， 但均明显小于其 他模型， 减隔震效果明显。 4结论 本文对汶川地震中采用不同约束体系曲线梁桥的 震害进行了总结， 并以一座预应力混凝土曲线梁桥为 工程背景， 采用非线性分析方法， 对具有不同约束体系 的 4 种分析工况进行分析， 对比了不同约束体系曲线 梁桥地震损伤状态及损伤模式， 主要结论如下 1曲线梁桥典型震害主要表现为主梁刚体移 位， 并伴有转动， 主梁移位易导致其与切向桥台、 径向 挡块等发生碰撞， 曲线梁桥抗震分析中应考虑双向碰 撞效应的影响。 2不同约束体系曲线梁桥的震害表现及传力机 制差异明显。采用板式橡胶支座的桥梁主梁位移最 大， 由碰撞作用导致桥台的损伤也最严重， 而桥墩损伤 最轻， 且各墩地震力分配较均匀， 损伤基本一致; 采用 盆式支座的桥梁， 固定墩最先发生损伤， 且破坏比较严 911第 12 期吴刚等不同约束体系曲线梁桥震害调查及损伤模式分析 ChaoXing 重。固定墩对主梁位移具有约束作用， 主梁移位及碰 撞效应均较采用板式橡胶支座桥梁减小; 采用墩梁固 结形式， 结构损伤也最先发生在固定墩上， 且震害最严 重， 但由于相邻墩采用的支承形式与采用盆式支座桥 梁不一样， 导致相邻墩损伤程度不同。同时主梁移位 及碰撞效应也有明显的减小; 采用铅芯橡胶支座桥梁， 支座最先屈服， 进入减隔震状态， 其他各构件损伤最 小， 减隔震效果较好。 3对于采用橡胶支座的桥梁， 由支座及桥墩组 成的串联体系刚度较小， 导致上部结构位移较大， 建议 设置合理限位装置， 而设置固定墩的桥梁应加强桥墩 塑性铰区设计。 4约束体系为桥梁结构薄弱部位， 可将其设计 为 “保险丝式” 单元。在地震作用下约束体系可优先发 生损伤， 通过约束体系损伤形成有效隔震耗能机制， 减 轻下部结构损伤。 参 考 文 献 ［1］ 王克海，韦韩，李茜，等． 中小跨径公路桥梁抗震设计理 念［ J］ ． 土木工程学报， 2012， 45 9 115 －121． WANG Kehai，WEI Han，LI Qian，et al． Philosophies on seismic design of highway bridges of small or medium spans ［ J］ ．China Civil Engineering Journal，2012，45 9 115 －121． ［2］ 左