基于橡膠隔震支座老化作用的近海隔震橋梁地震響應時變規律

陳嘉佳, 馬玉宏*, 黃 金, 趙桂峰

(1.廣州大學工程抗震研究中心，廣州 510405；2.廣東省地震工程與應用技術重點實驗室，工程抗震減震與結構安全教育部重點實驗室，廣州 510405；3.廣州大學土木工程學院，廣州 510006)

隨著經濟的快速發展，跨海大橋的建設越來越受到國家的重視，跨海大橋逐漸成為連接不同經濟區域的重要通道，對中國社會和經濟的發展具有重大意義。但是，中國大部分的沿海地區位于環太平洋地震帶，地震活動較為頻繁，故隔震技術的應用成為近海橋梁的發展趨勢；近海橋梁服役的海洋環境也較為復雜惡劣，長期受到氯離子侵蝕、海浪沖擊及往復干濕循環還有日照、紫外線等腐蝕作用，這些腐蝕環境亦會引起其抗震性能在全壽命周期內發生較大的退化。

傳統的橋梁結構抗震設計理念沒有考慮其在全壽命周期內由于服役環境的侵蝕作用而引起的抗震性能下降問題，因此，往往大部分橋梁結構還沒達到設計使用年限，便需要大量維護及加固措施來維持其抗震性能以滿足其功能的正常使用[1]。基于全壽命周期的橋梁結構抗震設計方法要求在設計階段就要考慮橋梁結構在全壽命周期內受環境作用而造成的抗震性能退化問題，進而對其進行時變抗震性能評價與地震損失評估，最后對橋梁結構進行抗震優化設計。

目前，對海蝕環境下鋼筋混凝土構件的抗震性能退化問題已有較多的研究，Kobayashi等[2]對腐蝕后的混凝土梁進行循環荷載試驗，得出梁的強度和耗能能力會隨著腐蝕的增大而下降；貢金鑫等[3]通過對腐蝕試件進行低周反復荷載試驗，發現鋼筋銹蝕會導致鋼筋混凝土構件的抗震性能下降；牛荻濤等[4]通過試驗分析壓彎構件抗震性能的影響因素，得出鋼筋的銹蝕量是影響其抗震性能的主要因素；蔣連接等[5-6]通過人工加速試驗方法得到不同銹蝕率的鋼筋混凝土構件并施加重復荷載，得出隨著銹蝕率的增加,構件耗能能力減小,屈服荷載、極限荷載以及延性均會降低;李超等[7]通過對腐蝕后的近海橋梁進行易損性分析，得出隨著氯離子侵蝕作用的進行，橋梁結構全壽命周期的抗震能力逐漸下降，各種地震動作用下結構抗震需求逐漸上升，到達極限破壞狀態的概率逐漸增大。從以上研究可見，目前對海蝕環境下的橡膠隔震支座的性能劣化研究較少，隔震支座作為連接隔震橋梁上部結構和下部結構的關鍵構件，其性能的好壞對橋梁結構的抗震性能的好壞具有決定性作用，因此本文在總結海洋環境下鋼筋混凝土材料的劣化模型以及課題組橡膠隔震支座性能劣化試驗成果的基礎上，通過對近海隔震橋梁進行非線性有限元分析，分析對比墩柱單獨劣化、橡膠隔震支座單獨劣化和兩者共同劣化條件下，隔震橋梁在全壽命周期內的地震響應，力圖為近海隔震橋梁全壽命周期的抗震性能評價與地震損失評估提供參考。

1 海蝕條件下鋼筋混凝土結構的性能退化

1.1 鋼筋銹蝕開始時間

因為鋼筋銹蝕對鋼筋混凝土性能產生不利影響，故對其進行全壽命周期性能劣化分析時，需確定鋼筋銹蝕的開始時間。鋼筋混凝土結構在海洋環境下隨著氯離子不斷擴散，當氯離子濃度達到閾值Ccr時，鋼筋開始腐蝕，鋼筋銹蝕開始時間采用式(1)所示概率方法計算，參數取值見文獻[8]。

(1)

式(1)中：Tcorr為腐蝕起始時間；X1為不確定參數；ke為環境影響系數；kt為擴散系數試驗方法影響系數；kc為養護時間影響系數；t0為養護時間，一般取28 d(0.076 7a)；D0為擴散系數；dc為保護層厚度；Cs為混凝土表面氯離子濃度；n為老化衰減系數取n=0.37；Ccr為氯離子臨界濃度。

利用MATLAB建立50 000組樣本進行Monte Carlo抽樣計算，得到鋼筋初始腐蝕時間的概率分布如圖1所示，并采用換算后的中位數來表征縱筋和箍筋的起始腐蝕時間，即30 a和15 a。

圖1 鋼筋銹蝕初始時間概率分布

1.2 鋼筋性能退化

隨著氯離子侵蝕作用不斷進行，鋼筋直徑不斷減小，力學性能不斷降低。Du[9]通過大量的試驗，提出了在氯離子侵蝕作用下鋼筋屈服應力和鋼筋直徑的退化公式:

fy=(1.0-βyQcorr)fy0

(2)

(3)

式中：fy0為鋼筋初始屈服應力；βy為系數，光圓鋼筋取0.49，螺紋鋼筋取0.12；ds0為鋼筋初始直徑；Qcorr為腐蝕作用下鋼筋的質量損失率。

2 橡膠隔震支座的性能劣化

2.1 橡膠材料常數的確定

隔震支座位于海洋大氣區，受到海蝕和老化雙重作用的影響，馬玉宏等[10-11]研究發現老化對支座性能起到了控制作用，因此，本文針對橡膠隔震支座和橡膠片開展老化時變規律的研究。老化時間分別為20 d和90 d，換算成實際環境時間分別為40 a和180 a，對隔震支座在老化前后分別進行基本性能測試；對于橡膠片，老化前24 d每隔2 d對橡膠片取樣，從24 d起則每隔6 d對橡膠片取樣測試各項性能，拉伸強度和扯斷伸長率隨老化時間的變化規律如圖2、圖3所示。橡膠的本構采用Mooney-Rivlin本構模型[12-13]，由試驗所測得的橡膠材料的定伸應力和應變數據并結合最小二乘擬合法求出橡膠材料常數C10和C01的時變規律[14]如圖4所示，其擬合結果如式4、式5。

C10=0.001 5n+0.405 4,R2=0.933 1

(4)

|C01|=0.000 4n+0.216 5,R2=0.948 9

(5)

式中：n為實際環境老化時間,a。

圖2 橡膠拉伸強度隨時間變化規律

圖3 橡膠扯斷伸長率隨時間變化規律

圖4 材料常數C01和C10隨老化時間變化

圖5 橡膠隔震支座有限元建模示意圖

2.2 橡膠支座剛度的劣化規律

根據老化作用下橡膠材料的時變規律，利用ABAQUS軟件對橡膠支座進行有限元分析，支座建模如圖5所示，并與隔震支座在老化前和老化40 a性能測試后的參數進行對比，以驗證上述橡膠材料常數時變規律的合理性。由對比結果可知：隔震支座有限元模擬和試驗測試的性能參數吻合度較高，老化前、后水平剛度的模擬值與試驗值誤差分別為5%和11%，豎向剛度誤差分別為3%和8%，說明基于Mooney-Rivlin本構模型材料參數的時變規律利用有限元模擬隔震支座的性能具有可行性。根據式(4)和式(5)，對隔震支座進行有限元模擬，得到橡膠隔震支座剛度隨時間的劣化規律如圖6所示，擬合式結果如式(6)、式(7)。

Kh(n)/Kh(0)=0.005 2t+0.996

(6)

Kv(n)/Kv(0)=0.002 7t+1.002 1

(7)

圖6 隔震支座剛度隨老化時間變化圖

3 有限元模型的建立

以中國近海地區某近海隔震橋梁為例，采用SAP2000軟件進行非線性有限元分析，根據前文描述的材料退化模型，對橋梁在全壽命周期內的地震響應進行分析。

3.1 工程概況

橋梁總體布置如圖7所示，其中1號和7號墩為過渡墩，每個墩柱上并列布置四個隔震支座[15]。隔震支座采用鉛芯橡膠隔震支座，相關參數見表1。隔震橋梁抗震設防烈度為8度，設計使用年限為 120 a，長期處于氯離子侵蝕的海洋環境中，場地類別為Ⅲ類。

圖7 橋梁結構總體布置圖

表1 鉛芯橡膠隔震參數表

3.2 有限元分析模型

采用SAP2000有限元軟件建立橋梁非線性模型見圖8，局部示意圖如圖9。

圖8 橋梁有限元模型圖

圖9 橋梁模型局部示意圖

在地震作用下上部結構發生破壞的概率很小，因此，采用彈性梁柱單元來模擬上部結構的特性。橋墩在地震作用下會進入塑性狀態以達到消耗地震能量的作用采用塑性鉸單元來模擬橋墩的塑性轉動能力，在每個墩柱的底部布置一個纖維亞克力鉸單元。

4 結構的動力特性及動力響應分析

為了驗證有限元模型的準確性，采用Midas Civil軟件對SAP2000橋梁模型進行驗證。前6階周期對比如表2所示。兩種軟件模態分析的前六階周期相差不大，證明采用SAP2000建立有限元模型的準確性。

4.1 橋墩截面抗震能力分析

為了研究氯離子侵蝕導致鋼筋銹蝕后，橋梁截面抗震能力的變化規律，采用XTRACT軟件對橋墩截面在全壽命周期內進行彎矩曲率分析，限于篇幅僅給出2號墩的分析結果，如圖10所示。可知：

圖10 全壽命期內2號墩柱截面抗震能力分析

(1)隨著使用年限的增加，縱筋銹蝕后橋墩的抗彎能力大幅下降，原因是屈服強度和直徑會變小。同時，曲率隨劣化時間增長變化不大，說明縱筋銹蝕對截面的延性影響很小。

(2)隨著使用年限的增加，箍筋銹蝕后，墩柱截面的抗彎能力略有降低，但曲率卻大大減小，原因是隨著箍筋的銹蝕，核心混凝土所受約束作用下降，極限壓應變降低，延性大大降低。

(3)箍筋和縱筋共同銹蝕時，墩柱的抗彎能力和延性均隨使用年限的增加而明顯下降。

(4)當使用相同年限時，縱筋劣化和共同劣化使得墩柱的抗彎能力急劇下降；箍筋劣化和共同劣化使得墩柱的曲率急劇減小，說明箍筋和縱筋共同劣化會導致抗彎能力和延性性能的顯著下降。

另外，在全壽命期內，鋼筋銹蝕初期，性能的劣化速率最大；隨著服役時間增大，鋼筋性能的劣化速率慢慢降低，即表現為墩柱截面的抗彎能力和延性在鋼筋劣化初期的下降幅度最大，隨著時間的增長，抗彎能力和延性退化的幅度慢慢降低。

表2 不同軟件計算的周期對比

圖11 墩頂位移時程曲線對比

4.2 橋梁地震響應分析

為了研究近海隔震橋梁在其服役期間由于墩柱材料和支座性能劣化造成的抗震性能變化情況，定義三種劣化工況：只考慮墩柱劣化(工況一)、只考慮隔震支座劣化(工況二)和同時考慮二者共同劣化(工況三)，分別對全壽命周期內的近海隔震橋梁進行非線性時程分析。根據文獻[16]從太平洋地震工程研究中心(PEER)數據庫中選取3條符合場地條件的地震波：Loma Prieta波、Imperial Valley-06波、Hector Mine波進行非線性時程分析。Loma Prieta波作用下，3號中墩在三種劣化工況下，地震響應結果如圖11～圖14所示，隨劣化時間的變化趨勢見圖15，其余墩柱及地震波作用結果類似。由圖11～圖15分析結果可知：

圖12 墩底彎矩時程曲線對比

圖13 中墩支座滯回曲線對比

圖14 中墩墩柱彎矩-轉角曲線對比

圖15 橋梁在全壽命周期內的地震峰值響應

(1)在三種劣化工況下，墩頂最大位移隨橋梁服役時間的增大而增大，說明橋梁服役時間越長，在地震作用下，劣化會導致墩柱產生更大的位移反應。當橋梁服役120 a時，從工況一至工況三，墩頂最大位移的增幅分別為36.5%、20.08%、91.18%。當服役至同一時間時，工況三的位移反應大于工況一，工況一的反應大于工況二，說明支座和墩柱共同劣化作用下，結構地震反應急劇增大，但不是二者的簡單疊加；墩柱單獨劣化產生的反應總體上大于支座單獨劣化的作用效果。

(2)工況一作用下，支座對墩柱的隔震減震作用保持不變，墩柱彎矩主要取決于自身的材料特性：服役前30 a，墩底最大彎矩略有上升，這是因為該時間段內只有箍筋發生銹蝕，墩柱抗彎能力基本不變；當橋梁服役30 a后，縱筋開始銹蝕，墩柱抗彎能力顯著下降，墩底最大彎矩隨著服役時間的增長而減小。工況二作用下，橋梁服役時間越長，墩底最大彎矩越大，原因是隔震支座對墩柱的隔震減震作用降低。工況三作用下，墩底最大彎矩的變化趨勢總體與工況一類似，但其數值介于工況一和工況二之間，說明此時墩柱自身的性能劣化對墩底最大彎矩的影響大。

(3)在三種劣化工況下，服役時間越長，支座的最大剪切位移越小。當橋梁服役120 a時，從工況一至工況三，支座最大剪切位移的降幅分別為4.62%、24.35%、39.21%。說明隔震支座的最大剪切位移隨著服役時間的增長而減小，其在地震作用下耗散地震的能力降低，使墩柱等橋梁主體結構在地震作用發生破壞的概率增大。

(4)對于同一工況，劣化時間越長，墩柱彎矩-轉角滯回面積越大，墩柱塑性變形越大；對于同一服役時間，三個劣化工況中彎矩-轉角滯回面積增幅大小順序為：工況三>工況一>工況二，但均比初始值增大。

(5)對于同一工況，隨著劣化時間的增長，支座滯回曲線的面積逐漸減小，屈服后剛度逐漸增大，最大剪切位移逐漸減小，說明支座耗散地震的能力逐漸下降；對于同一服役時間，三個劣化工況中支座滯回面積降幅大小順序為：工況三>工況二>工況一，且工況二、三時出現屈服后剛度增大、剪切位移減小的現象，說明支座劣化產生的影響比較顯著。

5 結論

對近海隔震橋梁開展了墩柱單獨劣化、支座單獨劣化、墩柱和支座共同劣化下的非線性時程分析，主要結論如下：

(1)氯離子侵蝕會導致鋼筋產生銹蝕，進而導致其屈服強度和直徑發生較大退化。保護層混凝土因鋼筋銹蝕漲裂，核心混凝土因箍筋銹蝕導致約束作用下降，進而峰值抗壓強度及對應的應變、極限應變發生降低，進而引起墩柱抗震能力的下降。

(2)縱筋銹蝕顯著降低了墩柱截面的抗彎能力，而延性僅略有降低；箍筋銹蝕對墩柱的抗彎能力降低不大，而對其延性卻顯著降低；縱筋和箍筋共同銹蝕時，墩柱截面的抗震能力退化顯著，其抗彎能力和延性的降低程度均比單獨考慮一種因素更高，但并不是兩種因素的簡單疊加。

鋼筋在全壽命期內的銹蝕速率并不是定值，而是在初期銹蝕速率最大，隨著服役時間增大，銹蝕速率慢慢降低。因而，墩柱截面的抗彎能力和延性在鋼筋銹蝕初期的下降幅度最大，隨著時間的增長，抗彎能力和延性退化的幅度慢慢降低。

(3)墩柱材料和支座性能單獨劣化均會顯著影響橋梁的地震響應，而二者共同劣化的響應結果取決于單一因素的作用效應。總體來看，三種工況下，隨著劣化時間的增大，墩頂最大位移增大，支座水平最大剪切位移減小，墩柱塑性耗能增大，支座滯回耗能面積減小。