板式橡胶支座梁桥的典型横向震害及其影响因素分析_徐略勤.pdf

书书书  振动与冲击 第 39 卷第 2 期JOURNAL OF VIBRATION AND SHOCKVol． 39 No． 2 2020 基金项目国家自然科学基金 51408089 ; 重庆市教委科学技术研究项 目 KJ201600712182 ;重 庆 市 基 础 与 前 沿 研 究 计 划 项 目 cstc2015jcyjA30014 收稿日期2018 －05 －22修改稿收到日期 2018 －10 －20 第一作者 徐略勤 男， 博士， 副教授， 博士生导师， 1983 年生 通信作者 傅沛瑶 女， 硕士生， 1994 年生 板式橡胶支座梁桥的典型横向震害及其影响因素分析 徐略勤1，傅沛瑶1，李建中2，龚恋1 1． 重庆交通大学 土木工程学院， 重庆400074; 2． 同济大学 土木工程防灾国家重点实验室， 上海 200092 摘要针对板式橡胶支座梁桥在汶川地震中大面积失效的现象， 基于震害调查资料对这类桥梁的典型横向震害 特征进行了总结， 然后基于试验成果和理论分析模型， 采用增量动力分析研究了典型桥例的地震损伤过程， 并与震害特征 进行对比验证， 采用参数分析揭示了桥梁横向震害特征的关键影响因素及其规律。研究表明 板式橡胶支座梁桥的典型 横向震害是位移失控， 其结构性损伤很轻; 支座的柔性和滑移对墩柱抗震有利， 但当地震动较大时， 挡块脆断会造成梁体 严重移位、 支座脱空; 挡块的强度、 变形能力、 间隙和支座的摩擦因数都是横向震害的影响因素; 强度和变形能力越大， 挡 块限位效果越好， 但强度增大会造成墩柱延性系数成倍增长， 而变形增大对墩柱的影响明显更小; 间隙是保证支座隔震和 挡块限位的重要方面， 不宜过大也不宜过小， 该研究中桥例取 5 cm 时可达最优效果; 摩擦因数对支座隔震效果的影响很 大， 摩擦因数越大， 墩柱的延性系数也越高; 改善挡块变形可达到与提高强度相同的限位效果， 且对支座隔震的阻碍更小。 因此， 对传统挡块进行改进宜从提高其变形的角度出发， 工程应用中可综合优化挡块的强度和变形来实现预期抗震目标。 关键词桥梁工程; 支座隔震; 挡块限位; 板式橡胶支座梁桥; 损伤过程; 参数分析 中图分类号U442． 5 5文献标志码ADOI 10． 13465/j． cnki． jvs． 2020． 02． 029 Typical transverse damage of girder bridges supported by laminated rubber bearings and its influential factors XU Lueqin1，FU Peiyao1，LI Jianzhong2，GONG Lian1 1． School of Civil Engineering，Chongqing Jiaotong University，Chongqing 400074，China; 2． State Key Laboratory for Disaster Reduction in Civil Engineering，Tongji University，Shanghai 200092，China Abstract In consideration of the extensive failure of girder bridges supported by laminated rubber bearings in the Wenchuan earthquake，the post- earthquake survey materials were used to identify the typical transverse damage of such girder bridges． Incremental dynamic analyses were conducted to investigate the seismic damage process of a typical girder bridge based on preliminary experimental work results and theoretical models． The results were compared with the identified typical damage features to validate the simulation s． Then，parametric studies were carried out to reveal the critical influential factors of the typical transverse damage． The studies show that the typical transverse damage of the girder bridge is caused by the out- of- control displacement response with little or minor structural deterioration;the flexibility and sliding behaviors of laminated rubber bearings are beneficial to the seismic response of columns but will cause excessive displacement of superstructure when shear keys are broken off during intensive ground motions，leading to the unseating of girders and bearings; the strength and deation capacity of shear keys，the initial gaps between superstructure and shear keys，and the friction coefficient of bearings play significant roles in the identified typical damage;with larger strength and deation capacity，shear keys are more efficient in controlling the displacement response，however，the larger strength leads to the growth of ductility factors of bridge columns by several times，which is much larger than the growth induced by the larger deation of shear keys;the initial gap is important in ensuring the isolation effects of bearings and the displacement- control capacity of shear keys，and in design it is recommended to take moderate values， among which 5 cm is found to be the best for the illustrative bridge herein;the friction coefficient has a significant impact on the isolation effects of bearings，and will increase the ductility factors of bridge columns; improving the deation capacity of shear keys can achieve as similar effects as increasing the strength of shear keys，and moreover ChaoXing presents much smaller impairment to the isolation effects of bearings． Hence，it is suggested that the traditional shear keys be improved to have a larger deation capacity，and that both the deation capacity and strength of shear keys be optimized to achieve a predetermined seismic perance in practical engineering． Key wordsbridge engineering; isolation of bearings; displacement control of shear keys; girder bridges supported by laminated rubber bearings;damage process;parametric analysis 经过半个多世纪的应用和改进， 板式橡胶支座已 成为国内公路和城市中、 小跨径梁桥的主要支座形 式 ［1 ］。板式橡胶支座属于典型的柔性支承， 具有延长 桥梁自振周期， 使其避开地震高频能量集中段的作用。 主梁的地震惯性力由于支座的柔性和滑移被“部分隔 离” ， 不会完全传递至下部结构， 因此对桥墩和基础产 生了隔震效果， 美国 IDOT［2 ］称之为 Quasi- isolation。但 由于实际工程中板式橡胶支座与梁体和墩台间一般不 作任何锚固处理， 因此在地震中支座的柔性和滑移所 导致的过大位移成为这类桥梁失效的主要原因。 对梁桥在地震下的位移响应进行限制一直都是学 术界的研究热点， 但侧重点大都集中在纵桥向， 如限位 器、 连梁装置等， 对横桥向的研究明显少得多。其原因 大致有两方面 一是主梁在横向的搭接宽度远大于纵 向， 主梁移位的后果不如纵向突出; 二是板式橡胶支座 在横向常与挡块联合使用， 挡块被认为具有限制主梁 位移的能力。但矛盾的是挡块一般较刚且脆， 对支座 发挥隔震作用有所阻碍， 因此支座与挡块协作限位的 同时， 也相互牵制。汶川地震将这对矛盾放大， 据统计 在都江堰至映秀段的国道 213 线上 75 以上的板式橡 胶支座被震损， 50 以上的挡块被完全剪断， 4 成以上 的桥跨结构严重移位 ［3 ］， 且除了支座在纵桥向的震损 外， 支座和挡块同时发生破坏的比例基本一致。汶川 地震后， 不少学者开始着手研究板式橡胶支座梁桥的 横向抗震问题， 主要集中在三方面 一是横向抗震设计 理念问题， 如王克海等 ［4 －5 ］; 二是板式橡胶支座的滑移 机制及影响， 如 Steelman 等 ［6 －8 ］; 三是挡块的抗震性能 及改进， 如邓开来等 ［9 －11 ］。这些研究对桥梁横向抗震 技术的进步具有推动作用， 但在揭示支座隔震与挡块 限位间的关系方面仍不足。换言之， 这类桥梁的横向 震害机理及其影响因素依然是当前研究的薄弱环节。 本文针对汶川地震中典型的板式橡胶支座梁桥， 基于增量动力分析 Incremental Dynamic Analysis， IDA 研究其地震损伤过程， 并与实际震害进行验证; 然后基 于参数分析探讨支座隔震与挡块限位之间的相互作 用， 揭示这类桥梁的横向震害机理。 1板式橡胶支座梁桥典型横向震害特征 2008 年 5 月 12 日里氏 8． 0 级的汶川地震造成了 震区国省干线公路桥梁严重损坏， 导致震区交通生命 线中断， 给救援工作带来巨大困难。震后对川、 甘、 陕 三省国省干线 2 154 座公路桥梁的震害调研显示， 简支 梁桥共计 1 432 座， 占比达 66． 5。这类简支桥的典 型横断面布置如图1 所示， 上部结构一般为预制 T/I 梁 或空心板， 下部结构多为双柱墩或排架墩， 两者通过板 式橡胶支座连接。支座与主梁和垫石间没有连接或锚 固措施， 除了部分建设年代较早的桥梁以外， 大部分桥 梁在盖梁/台帽的两边设置挡块， 作为限位措施。 图 1汶川地震中桥梁典型横向震害特征 Fig． 1 Typical damage of highway bridges in the Wenchuan earthquake 如图 1 所示， 横向震害的典型表现为梁体和支承 构件的移位或变形， 墩柱和基础则基本完好或仅受轻 微损伤， 具体表现为四方面 1 主梁移位， 包含纵向和 横向的移位， 且两方向常常耦合， 发生比例为 19． 5; 2 支座破坏， 包括滑移、 剪切、 脱空、 翻滚卷曲、 被甩出 等震害， 以前三种居多， 发生比例为16． 6; 3 挡块剪 012振 动 与 冲 击2020 年第 39 卷 ChaoXing 断， 包括开裂、 碎裂、 剥落、 撞飞等震害， 发生比例为 16． 8; 4 桥墩损伤， 如墩柱开裂、 墩底塑性铰、 压溃、 倾斜等震害， 发生比例仅为 2． 3。上述特征表明板式 橡胶支座梁桥的结构性损伤较轻， 也没有出现大面积 倒塌、 落梁等极端震害， 但过大的位移同样造成了桥梁 通行能力的失效。可见， 在充分利用板式橡胶支座隔 震的同时， 提高桥梁的位移约束能力是关键。图 1 显 示梁体移位的比例与支座和挡块破坏的比例基本接 近， 而支座与挡块破坏的比例几乎相同， 充分说明支座 隔震与挡块限位间的关系是横向震害的关键。下文将 通过实例分析验证图 1 所示的震害特征， 并通过参数 分析探讨支座与挡块间的相互作用， 揭示桥梁横向震 害的机理。 2典型桥梁损伤过程分析 2． 1桥例与分析模型 选取映秀岷江桥作为分析桥例， 该桥距断层不足 百米， 在汶川地震中上部结构的最大横向移位达 140 cm， 而下部结构则基本完好。为了使桥例更具一 般性， 对原桥布置稍作调整， 如图 2 所示。全桥为 4 30 m预应力混凝土简支 T 梁桥， 两侧为重力式台， 中间墩高分别为 8 m， 16 m 和 12 m。每跨主梁均由 5 片简支 T 梁构成， 每片 T 梁两端各设 1 个板式橡胶支 座， 墩 上 采 用 GJZ400 400 99 CR ， 台 上 采 用 GJZ300 300 85 CR ; 下部结构为圆形双柱墩， 采用 桩柱式基础， 墩柱纵筋为 30 根 HRB335 36 带肋钢筋， 箍筋为间距 115 mm 的 R23518 光圆钢筋; 盖梁和台 帽两侧设置挡块， 按传统的构造配筋。上部结构为 C50 混凝土， 下部结构为 C30 混凝土。 采用 OpenSEES［12 ］建立全桥分析模型， 如图 2 c 所示。主梁和盖梁采用弹性梁单元模拟， 墩柱采用弹 塑性纤维单元模拟， 桩基采用集中土弹簧模拟， 桥台 － 背土作用采用文献［ 13］ 提出的简化弹簧模型模拟。支 座和挡块是本文研究的关键构件。采用平滑动单元模 图 2桥例与分析模型 cm Fig． 2 Illustrative bridge and analytical model cm 拟支座的滑移现象， 根据 Column 摩擦理论假定支座滑 移摩擦因数 μ 不受滑移速度和竖反力的影响。支座在 竖向为只受压单元， 即当支座受拉时， 竖向刚度为零; 受压时， 竖向刚度为 kv b nEc bAr ∑t 1 如图 3 a所示， 支座在水平向上为双线性本构关 系， 初始刚度为 klb nGdAr ∑t 2 支座发生滑动时的临界摩擦力为 Fcr μN 3 式中 Ec b， Ar和∑t 分别为支座的抗压弹模、 面积和橡 胶层总厚度; n为支座个数; Gd为支座的剪切模量， 根据 细则 ［14 ］ 取1 200 kN/m2; μ 为滑移摩擦因数， 规范［15 ］建 议取值 0． 15， 后文将根据文献［ 8］的试验结果进行参 数分析; N为支座竖反力， 随竖向地震变化。 当支座发生 滑移后， 其剪切刚度 klb几乎为零， 如图 3 c ， 本文根据 相关文献和实测结果， 分析中取支座滑移后的剪切刚 度为 0， 即按理想弹塑性考虑。 图3 a的理论模型与实 112第 2 期徐略勤等板式橡胶支座梁桥的典型横向震害及其影响因素分析 ChaoXing 测曲线对比如图 3 c ， 其中实测曲线来自文献［ 8］ ， 为同类支座的加载结果。 图 3支座分析模型 Fig． 3 Analytical model for bearings 钢筋混凝土挡块的传统构造和配筋如图 4 a 所 示， 震害表明其主要破坏模式为斜截面脆断， 如图4 b 所示。根据试验研究成果， 可采用两分项非线性弹簧 分解挡块在地震作用下的力 － 变形关系包络曲线， 如 图 4 c 所示。 两分项弹簧关键参数的计算详见文献［ 16］ ， 理论和实 测曲线的对比如图4 d 所示， 可以看到分析模型具有较 高的拟合度。由于实际工程中挡块与主梁之间一般存在 2 cm间隙， 本文因此采用只受压的间隙单元模拟挡块与主 梁之间的间隙， 挡块的本构关系则按照图4 c 考虑。 图 4挡块分析模型 Fig． 4 Analytical model for shear keys 2． 2墩柱和支座的损伤指标 在墩柱损伤状态的研究中， 延性指标应用最广泛。 本文采用控制截面的曲率延性系数 μ作为墩柱的损 伤指标 μ /y 4 式中 ， y分别为墩柱控制截面的曲率需求和屈服 曲率， 其中屈服曲率 y取截面的等效屈服曲率， 可 根据截面 P- M-  分析得到。根据破坏状态和承载 能力退化规律， 墩柱的损伤等级有不同的划分方法。 本文将墩柱的损伤状态界定为 4 级， 如表 1 所示， 其 中， μ i ， μ e ， μ u 分别为控制截面钢筋首次屈服、 等效 屈服 和 核 心 混 凝 土 压 溃 时 的 曲 率， 可 根 据 截 面 P- M- 分析得到。当 0 ＜ μ≤μ i 时， 即墩柱出现纵筋 首次 屈 服 之 前，墩 柱 处 于 弹 性 无 损 状 态;当 μ i ＜ μ ≤μ e 时， 即墩柱出现部分钢筋屈服， 形成了 局部塑性铰， 但核心混凝土仍完好， 此时墩柱处于中 等损伤状态; 当 μ e ＜ μ ≤μ u 时， 即墩柱塑性铰区混 凝土开 始 剥 落， 此 时 墩 柱 处 于 严 重 损 伤 状 态， 当 μ u ＜ μ 时， 即墩柱核心混凝土被压溃后， 强度开始 下降， 此时为完全破坏状态。 文献［ 17］ 研究表明， 板式橡胶支座的损伤状态与 其位移有关， 如图 5 所示。当位移 Δb小于临界滑移 位移 Δ1时， 支座具有弹性恢复能力， 主梁不会产生残 余位移; 当支座发生滑移， 但位移不超过 T 梁边缘与 支座中心的间距 Δ2时， 支座产生局部脱空; 当支座滑 移位移超过 T 梁边缘与支座外缘的距离 Δ3时， 支座 处于半脱空状态; 当支座位移超过 Δ3时， 主梁将落 座。上述 4 个状态分别定义为支座的 4 个损伤等级， 如表 1。 表 1墩柱与支座损伤状态等级 Tab． 1 Damage levels for columns and bearings 损伤等级 墩柱 性能状态损伤指标 支座 性能状态损伤指标 基本无损首次屈服 0 ＜ μ≤μ i 无滑弹 性状态 0 ＜ Δb≤Δ1 中等损伤 形成局部 塑性铰 μ i ＜ μ ≤μ e 支座局 部脱空 Δ1 ＜ Δ b≤Δ2 严重损伤 塑性铰完 全发展 μ e ＜μ ≤μ u 支座半 脱空 Δ2 ＜ Δ b≤Δ3 完全破坏强度退化μ u ≤μ 支座完 全脱空 Δ3 ＜ Δ b 212振 动 与 冲 击2020 年第 39 卷 ChaoXing 图 5支座损伤状态示意图 Fig． 5 Diagram of damage levels of bearings 2． 3地震动输入 采用汶川地震记录绵竹清平波进行分析， 同时输 入水平向 NS 分量和竖向 UD 分量。如图6 所示， NS 分 量的峰值加速度 PGA 为 0． 824g， UD 分量为 0． 662g。 在下文损伤过程 IDA 分析中将两分量的 PGA 分别乘 以 1/8， 2/8， ， 10/8， 以使 NS 分量的 PGA 近似等于 0． 1g， 0． 2g， ， 1． 0g; 而在参数分析中则采用两分量未 调幅 PGA。 图 6绵竹清平波 Fig． 6 Mianzhu Qingping accelerograms 2． 4损伤过程 IDA 分析 如图 7 a 所示， 随着 PGA 的增大， 各跨主梁横向 位移不断增大， 且增幅也愈大， 尤其是 2墩处的梁端位 移， 最大达 584 mm。从落梁风险来看， 2墩处最大。 可见高墩由于相对更柔， 增大了主梁的横向位移响应， 也加剧了落梁风险， 这与汶川震害调查一致。结合图 7 b 可知， 当 PGA ＜ 0． 5g 时， 主梁几乎不产生残余位 移， 支座的弹性恢复能力可使主梁在震后回到原位; 但 当 PGA 达到 0． 9g 时， 2墩处梁端产生了高达 321 mm 的残余位移， 支座已脱空， 甚至可能被甩出。 图 7主梁位移响应 Fig． 7 Displacement response of girders 由于墩、 台处支座型号不同， 图8 分别绘制了两处支 座的损伤状态。当 PGA ＜0．5g 时， 两侧桥台的支座均处 于弹性状态， 未发生滑移; 1和 3墩靠桥台一侧的支座 出现轻微滑移， 但滑移量较小， 其余支座也处于弹性状 态。这与图 7 的主梁位移响应规律是一致的。当 PGA ＞0．8g时， 支座的滑移现象突然加剧， 表现为墩、 台 处支座位移曲线的斜率突然增大。当 PGA 为 0． 9g 时， 各支座的位移均接近或超过了 Δ2， 进入半脱空状态; 当 PGA 达到1．0g 时， 两侧桥台和2墩上的支座完全脱空， 主梁落座， 再次说明高墩比矮墩更易发生落梁。 图 8支座位移响应 Fig． 8 Displacement response of bearings 312第 2 期徐略勤等板式橡胶支座梁桥的典型横向震害及其影响因素分析 ChaoXing 图 9 为 3 个框架墩受力更不利的左柱曲率延性系 数， 可以看到 1和 3矮墩始终没有形成塑性铰， 其中 3墩在 PGA 为1． 0g 时仍处于弹性状态; 2高墩在 PGA 为 1． 0g 时曲率延性系数为 1． 26， 开始出现塑性变形， 但远低于其核心混凝土压溃时的极限延性系数 6． 35， 也低于 Caltrans 规范界定的目标延性系数 4． 0。在 PGA 为 0． 8g 的汶川地震下， 三个墩柱均处于弹性状 态， 与图 1 的震害调查结果一致。 图 9墩柱地震响应 Fig． 9 Seismic response of columns 图 10 列举了 PGA 为 0． 2g 和 0． 8g 时各墩台处挡 块的地震响应结果。当 PGA 为 0． 2g 时， 挡块处于弹性 或强度增长阶段， 具有良好的限位作用， 因此支座位移 随 PGA 的增长较慢 见图 8 ， 主梁不会产生残余位移 见图 7 。当 PGA 为 0． 8g 时， 所有挡块基本完全破 坏， 如图 10 的虚线所示。此时支座位移完全失控， 尤 其是桥台处的支座， 因此出现了图 8 中曲线斜率陡增 的现象。 IDA 分析表明， 板式橡胶支座梁桥的震害具有明 显的位移导向特征。当地震动较小时， 支座处于弹性 状态， 具有较强的复位能力， 因此主梁即使产生一定的 横向位移， 也不会形成残余位移， 而且由于支座的柔性 隔震效果， 墩柱的地震响应普遍较小， 这是一种良性的 抗震状态。随着地震动的增大， 支座开始滑移， 一旦挡 块无法提供有效的限位作用， 主梁将产生严重的残余 移位， 导致落座甚至落梁。原始桥例中， 挡块的强度较 低， 在 0． 8g 时已经全部剪断， 由此导致主梁产生超过 300 mm 的残余横移、 全部支座脱空等严重后果， 而墩 柱则普遍处于弹性或轻微塑性状态。这些现象均与图 1 中的实际震害高度吻合。 图 10挡块地震响应 Fig． 10 Seismic response of shear keys 3典型震害的影响因素分析 前文分析表明， 挡块对板式橡胶支座具有限位的 作用， 但也表明强度较低的挡块在 PGA 较大时作用 有限。本节采用绵竹清平波的原始 PGA 进一步对挡 块的设计参数 包括强度、 变形能力和间隙 和支座 的摩擦因数进行探讨， 分析支座隔震与挡块限位间相 互关系。 3． 1挡块参数的影响规律 试验表明挡块的强度可通过剪切钢筋数量来调 整， 但挡块不同强度 Vn对应的变形 Δn非常接近， 仅与 剪切钢筋的应变有关。因此， 为了便于分析， 在图4 c 基础上按比例调整挡块的 Vn， Vy等强度值， 而不改变 Δy ， Δ n等变形值。将 Vn分别调整为各墩恒载支承反力 的5， 10， 15， 20， 30和50， 下文简称为挡块 强度比， 0表示没有挡块， 挡块间隙为 2 cm、 支座摩擦 因数按规范取 0． 15， 保持不变。 由图 11 可知， 随着强度的提高， 挡块对支座和主 梁位移的限制效果更加显著， 但同时对支座隔震作用 的阻碍也更大。没有挡块时， 支座的平均位移为 178 mm， 接近 墩 或达到 台 半脱空状态; 墩柱的平 均延性系数为 0． 61， 处于弹性状态。当强度比为 30 及以上时， 由图 11 c 可知挡块处于强度发展阶段， 挡 块较小的变形加上 2 cm 的初始间隙限制了支座的滑 移， 支座平均位移降至 70 mm 以下， 处于弹性状态， 如 图11 a 所示; 而墩柱延性系数因支座的隔震作用被阻 碍而大幅增长， 分别达到 2． 1 强度比 30 和 4． 6 强 度比 50 ， 处于严重损伤状态， 如图 11 b 所示。可 见， 挡块的强度并非越高越好， 需要在“限位能力” 和 “允许支座滑移” 之间平衡。 412振 动 与 冲 击2020 年第 39 卷 ChaoXing 试验表明挡块的变形能力可通过调整构造和配 筋方式来改善， 但初始刚度一般较接近。因此， 本文 在图 4 c 基础上保持挡块的强度比为 10 ， 并保持 Δy ， Δ n不变 即挡块初始刚度相同 ， 按比例提升 Δd， Δu等极限变形能力， 比例系数分别取图 4 d 中实测 极限变形的 0． 5， 1． 0， 1． 5， 2． 0， 3． 0， 5． 0 本文针对传 统构造挡块模型， 其变形能力较低， 约 70 mm， 改进后 的挡块变形能力可大幅提升， 见文献［ 16］ ， 下文简 称为挡块变形比， 0 表示没有挡块， 间隙和摩擦因数 取值同前。 图 11挡块强度对构件响应的影响 Fig． 11 Effect of shear key strength on the response of bridge components 如图 12， 随着变形能力的增大， 挡块对支座和 主梁位移的约束能力更强， 同时也对支座隔震作用 形成一定的阻碍， 但与强度相比， 阻碍程度明显更 低。当变形比达 2． 0 即挡块最大变形约 140 mm， 已通过试验实现 及以上时， 由图 12 c 可知挡块处 于强度退化阶段， 产生了较大的残余变形， 但仍有较 稳定的强度和限位能力， 因此支座获得较大的滑移 空间进行隔震， 其平均位移降为 87 mm， 比无挡块降 低了 51 ， 出现了滑移现象但没有产生脱空， 如图 12 a 所示; 墩柱的延性系数有所增长， 但趋于平台 值， 平均值最大仅为 0． 97， 除了 2高墩出现轻微的 塑性变形外 μ 1． 54 ， 1和 3矮墩仍处于弹性状 态 μ分别为 0． 64， 0． 75 ， 如图 12 b 所示。随着 挡块变形能力的提高， 各构件的地震响应趋于稳定， 其原因在于挡块进入强度退化阶段后， 传力能力被 缓慢削弱， 而变形能力的提高则有效提升了其限位 能力。可见， 相比于强度， 改善挡块的变形能力具有 更加良性的抗震效果。 图 12挡块变形对构件响应的影响 Fig． 12 Effect of shear key deation on the response of bridge components 挡块与主梁的初始间隙影响着支座的滑移空 间。在保持挡块强度比为 10 ， 变形比为 1． 0 的情 况下， 分别将初始间隙调整为 0 cm， 2 cm， 5 cm， 10 cm， 15 cm 和 20 cm， 其中 20 cm 接近墩台支座半 脱空的临界， 支座摩擦因数仍取 0． 15。由图 13 可 知， 随着间隙的增大， 支座位移先减后增， 墩柱延性 系数则不断下降。如图 13 c 所示， 当间隙较小时， 挡块全程参与限位， 且在被剪断后完全失去限位能 力; 随着间隙的增大， 挡块逐渐可在强度增长或弹性 状态下参与限位， 限位能力得到提升， 因此支座位移 下降; 但当间隙增至一定值时， 挡块限位能力的提升 不足以弥补间隙增大导致的支座滑移量的增加， 因 此支座位移开始持续增大， 如图 13 a 所示。当间 隙为 5 cm 时， 支座的平均位移最低， 为88 mm， 墩柱 的平均延性系数为 0． 76， 1和 3矮墩处于弹性状 态， 2高墩产生轻微塑性变形， 延性系数为1． 11， 如 图 13 b 所示。可见， 合理设置挡块间隙也是改善 桥梁抗震性能的重要方面。 512第 2 期徐略勤等板式橡胶支座梁桥的典型横向震害及其影响因素分析 ChaoXing 图 13挡块间隙对构件响应的影响 Fig． 13 Effect of shear key gap on the response of bridge components 3． 2支座摩擦的影响规律 试验表明板式橡胶支座的滑移摩擦因数大约为 0．1 ～0．3， 与轴压和滑移速度均有关。分别将摩擦因数 取为0．10， 0．15， 0．20， 0．25 和0．30， 挡块强度比 10、 变 形比1．0、 间隙2 cm 保持不变。由图 14 可见， 随着摩擦 因数的增大， 各支座的位移持续下降， 平均位移由 238 mm降至 109 mm; 墩柱平均延性系数由 0． 54 增至 0．80， 2高墩出现一定程度的塑性发展; 支座的滑移程度 明显减小， 如图 14 c 所示。摩擦因数的增大降低了支 座的滑移位移和隔震效果， 与增大挡块强度和变形的效 果类似， 但摩擦因数的影响因素较多， 人为控制的难度很 大， 只能作为挡块合理设计参数的参考因素。 图 14摩擦因数对构件响应的影响 Fig． 14 Effect of frictional coefficient on the response of bridge components 3． 3挡块强度和变形的探讨 汶川地震后， 提高挡块强度和改善挡块变形成为 研究的热点， 但挡块强度和变形对桥梁地震响应的影 响相差很大。如图 15 所示， 使支座降低同等幅度的位 图 15挡块强度与变形影响的对比 Fig． 15 Comparison between the effects of strength and deation of shear keys 移时， 提高挡块强度对墩柱延性系数的影响远大于改 善挡块变形， 且支座位移降幅越大， 强度的不利影响也 越大， 而变形的不利影响则低得多。如同样使支座位 移降低 50， 提高挡块强度会使墩柱延性系数增大 147; 而改善挡块变形则仅使墩柱延性系数增加 53。换言之， 在一定范围内， 通过改善挡块变形可以 取得与提高强度相同的限位效果， 且对支座隔震效果 的阻碍更小。因此， 实际工程中可通过同时优化挡块 的强度和变形来实现最优的抗震效果。 4结论 本文根据汶川震害调查资料对板式橡胶支座梁桥 的典型横向震害特征进行了总结， 基于前期大量试验 成果和理论分析模型， 针对实桥采用 IDA 法开展了桥 梁地震损伤过程分析， 并与汶川震害特征进行了对比 验证， 最后对横向震害的关键影响因素及其规律进行 了参数研究， 结论如下 1 当地震动较小时， 板式橡胶支座处于弹性状 态， 复位能力较强， 挡块的间隙保证了支座柔性隔震作 用的发挥， 墩柱地震响应普遍较小， 是一种良性的抗震 状态。当地震动较大时， 支座滑移隔震作用依然有效， 但传统低强度的挡块易脆断， 导致限位失效， 支座脱 空。本文桥例在0． 8g 时主梁最大横移接近600 mm， 残 余位移超 300 mm， 支座全部处于半脱空状态， 挡块全 612振 动 与 冲 击2020 年第 39 卷 ChaoXing 部剪断， 与汶川震害特征如出一辙。 2 挡块的强度和变形能力越大， 限位效果越好， 但对支座隔震作用的阻碍也增大， 造成墩柱塑性变形 的发展也越充分。不同的是， 强度会导致墩柱延性系 数成倍增大， 而变形则低得多。如挡块强度比取 50 时， 墩柱延性系数达 4． 6， 比无挡块时增大 6 倍， 进入严 重损伤状态; 而挡块变形比取 5 时， 墩柱延性系数仅 0． 97， 比无挡块时增大 58。 3 合理设置挡块间隙可保证支座柔性和滑移隔 震的空间， 同时维持挡块的有效限位作用。本文桥例 采用 5 cm 间隙时， 挡块的限位作用最好 支座位移最 低， 平均 88 mm ， 支座的隔震效果明显 墩柱平均延性 系数 0． 76 。 4 摩擦因数越大， 支座的滑移位移和隔震效果越 小， 与增大挡块强度和变形的效果类似， 反之亦然。因 此在设计挡块参数时， 摩擦因数应作为影响因素之一 加以考虑。 5 在一定范围内， 改善挡块变形可达到与提高强 度相同的限位效果， 且对支座隔震的阻碍更小。因此， 对传统挡块进行改进宜从提高其变形能力的角度出 发， 工程应用中可综合优化挡块的强度和变形来实现 预期抗震目标。 参 考 文 献 ［1］ 庄军生． 桥梁支座 第三版 ［M］ ． 北京 中国铁道出版 社， 2008． ［2］ TOBIAS D H，ANDERSON R E，HODEL C E，et al． Overview of earthquake resisting system design and retrofit strategy for bridges in Illinois ［J］ ． Practice Periodical on StructuralDesignandConstruction， 2008， 13 3 147 －158． ［3］ 陈乐生， 庄卫林， 赵河清， 等． 汶川地震公路震害调查 桥