爬移狀態(tài)對服役曲線梁橋抗震性能影響分析

吳 剛, 王藝欽, 宋 帥, 劉旭政, 吳必濤, 黃 云

(1. 華東交通大學(xué) 土木建筑學(xué)院, 江西 南昌 330013;2. 青島理工大學(xué) 土木工程學(xué)院, 山東 青島 266520)

0 引言

曲線梁橋線型布置靈活,對復(fù)雜地形有良好的適應(yīng)性,在我國的路網(wǎng)建設(shè)中被廣泛應(yīng)用。隨著投入運營時間的增加,曲線梁橋的服役狀態(tài)會發(fā)生變化。根據(jù)對服役曲線梁橋的病害調(diào)研發(fā)現(xiàn),運營中的曲線梁橋會因溫度、離心力和汽車荷載等長期作用而發(fā)生爬移病害。焦馳宇等[1]通過對某實際橋梁進(jìn)行建模,分析了曲線梁橋的爬移機理,得出了車輛荷載、溫度、混凝土收縮徐變、預(yù)應(yīng)力作用、離心力等都會引起橋梁的爬移,其中離心力是引起橋梁爬移的主要因素;趙成功等[2]通過建立有限元模型,對中小跨徑橋梁的徑向爬移機理進(jìn)行分析,發(fā)現(xiàn)曲線梁橋?qū)τ跍囟鹊拿舾行詷O高,建議在橋梁建設(shè)時采用保溫層設(shè)置;史方華等[3-4]提出了曲線梁橋6種典型爬移模式,發(fā)現(xiàn)曲線梁橋爬移是其中一種或幾種情況的疊加;同時,針對曲線梁橋爬移特性,其建議設(shè)計時采用一種自復(fù)位支座。發(fā)生爬移后的曲線梁橋梁端初始間距及主梁與擋塊間的間距均存在不同程度的改變,這將影響到地震作用下曲線碰撞效應(yīng),而碰撞效應(yīng)對橋梁地震響應(yīng)的影響是不可忽視的。王強等[5]發(fā)現(xiàn)曲線梁橋考慮雙向碰撞作用后,在地震作用下下部結(jié)構(gòu)響應(yīng)會明顯增加,主梁的轉(zhuǎn)動現(xiàn)象會變得更加復(fù)雜;焦馳宇等[6]通過振動臺試驗研究了小半徑曲線梁橋的碰撞響應(yīng),發(fā)現(xiàn)獨柱墩在梁底的橫向偏心會造成地震作用下梁體的轉(zhuǎn)動加劇,容易導(dǎo)致主梁局部破壞。因此,服役曲線梁橋的爬移病害對結(jié)構(gòu)地震影響較大,在進(jìn)行服役曲線梁橋地震響應(yīng)規(guī)律及抗震性能評價時有必要考慮其爬移狀態(tài)。

目前關(guān)于曲線梁橋抗震分析的研究成果較多。Williams等[7]通過振動臺試驗對一座大跨度曲線梁橋的地震響應(yīng)進(jìn)行了研究,發(fā)現(xiàn)在地震作用下伸縮縫最容易產(chǎn)生損傷破壞;李喜梅等[8]對曲線梁橋在多維地震激勵下的簡化模型和最不利輸入方向進(jìn)行了探討;Li等[9]對一座小半徑帶有縱坡的曲線梁橋進(jìn)行了縮尺地震動試驗,探究了相鄰梁間的地震沖擊影響因素,發(fā)現(xiàn)地震動激勵狀態(tài)對相鄰梁間的地震沖擊影響明顯。然而,既有關(guān)于曲線梁橋抗震分析的文獻(xiàn)中少有考慮了曲線梁橋服役狀態(tài)的影響。而明確爬移狀態(tài)對服役曲線梁橋抗震性能的影響有助于準(zhǔn)確評估服役曲線梁抗震性能,也可為其改造加固提供理論依據(jù)。

本文擬先基于服役曲線梁橋爬移病害的總結(jié)來建立關(guān)于不同程度爬移狀態(tài)的對比分析工況,并以非線性時程分析結(jié)果探討爬移病害對于曲線梁橋抗震性能的影響,以期對產(chǎn)生爬移的服役曲線梁橋抗震研究提供參考。

1 模型建立

1.1 工程概況

本文以某公路立交匝道上的一座三跨預(yù)應(yīng)力混凝土曲線梁橋為例。該橋上部結(jié)構(gòu)為現(xiàn)澆(18+18+22) m預(yù)應(yīng)力連續(xù)曲線箱梁橋,曲率半徑70 m,橋?qū)? m。下部結(jié)構(gòu)0號、3號臺采用樁柱式臺,灌注樁基礎(chǔ),采用D80型伸縮縫;橋臺兩側(cè)設(shè)置混凝土擋塊,擋塊初始間距為5 cm;兩橋墩均采用樁柱式墩,形式為圓形雙柱墩,基礎(chǔ)采用灌注樁基礎(chǔ);支座采用盆式橡膠支座,1號、5號、7號支座采用雙向滑動支座[GPZ(2019)5SX],2號、6號、8號支座采用切向滑動支座[GPZ(2019)5ZX-Ⅱ],3號支座采用徑向滑動支座[GPZ(2019)5HX-Ⅱ],4號支座采用雙向固定支座[GPZ(2019)5GD-Ⅱ]。橋址場地土為Ⅱ類,抗震設(shè)防烈度為Ⅶ度,特征周期為0.4 s。全橋結(jié)構(gòu)立面及支座布置如圖1所示。

圖1 橋梁基本信息圖(單位:cm)Fig.1 Basic information of bridge (Unit:cm)

1.2 計算模型

本文采用MIDAS Civil軟件建立動力有限元計算模型,以0號橋臺與3號橋臺線路中心連線方向為X軸,其垂線方向為Y軸,豎向為Z軸,建立三維空間坐標(biāo)系。主梁、橋墩、樁采用三維梁單元進(jìn)行模擬,在橋墩墩底和橋墩與系梁連接處下部設(shè)置塑性鉸,以考慮橋墩的非線性,并通過在樁柱周圍布置等代“土彈簧”來模擬樁-土相互作用。

(1) 支座的非線性模擬

根據(jù)《公路橋梁抗震設(shè)計規(guī)范(JTGT 2231-01—2020)》[10]中所給出的盆式橡膠支座滑動支座模型可知,盆式橡膠支座滑動支座可近似采用雙折線模型進(jìn)行模擬,如圖2所示。其中Fmax中為支座發(fā)生滑動時的臨界力,可表示為:

圖2 盆式支座恢復(fù)力模型Fig.2 Restoring force model of pot-type bearing

Fmax=μdR

(1)

K1為支座未發(fā)生滑動時的剪切剛度,可表示為:

(2)

式中:μd為滑動摩擦系數(shù),根據(jù)文獻(xiàn)[10],盆式橡膠支座滑動摩擦系數(shù)一般取0.02;R為支座所承受的上部結(jié)構(gòu)重力;Xy為活動盆式支座屈服位移,一般取0.02～0.05 m。

對于固定盆式支座,黃勇等[11]指出在地震作用下需考慮固定盆式支座損傷。根據(jù)該文獻(xiàn)對固定盆式支座損傷模型進(jìn)行相應(yīng)的簡化,不考慮支座的退化,近似采用雙折線模型進(jìn)行模擬,其恢復(fù)力模型同圖2。在固定盆式支座發(fā)生損傷前,固定方向上幾乎不會發(fā)生水平向的變形,其剪切剛度較大,本文取值為1.0×106kN/m;屈服力為固定盆式支座容許承受的極限水平力,根據(jù)《公路橋梁盆式支座(JT/T 391—2009)》[12]取豎向承載力的20%。

(2) 擋塊碰撞模擬

根據(jù)焦馳宇等[13]給出的碰撞模擬模型,對于主梁與擋塊之間的碰撞偏保守,不考慮其能量損失,采用MIDAS Civil間隙單元進(jìn)行碰撞模擬。碰撞機理如圖3所示。

圖3 碰撞計算模型Fig.3 Pounding calculation model

其關(guān)系式為:

(3)

式中:d為碰撞單元節(jié)點N1、N2之間的相對位移;k為發(fā)生碰撞后間隙單元的軸向位移剛度;o為初始碰撞間隙。

擋塊與主梁的碰撞模型如圖4所示,由擋塊與主梁之間的初始距離確定碰撞的初始間隙為5 cm,擋塊碰撞的剛度k可根據(jù)徐略勤等[14-15]提出的簡化擋塊模型計算,將擋塊承載力分解為混凝土和鋼筋兩個分項,擋塊彈性剛度可由混凝土與鋼筋分項彈簧的初始剛度相加,可得擋塊彈性剛度為1.67×104kN/m。

圖4 橫向碰撞計算簡圖Fig.4 Schematic diagram of lateral pounding calculation

(3) 橋臺碰撞模擬

橋臺碰撞模型采用Aviram等[16-17]提出的簡化橋臺模型,在縱向采用間隙單元并聯(lián)模擬橋臺與主梁的碰撞作用,其中間隙單元的間隙取值為橋臺處伸縮縫的寬度,剛度取橋臺剛度,而橋臺剛度可根據(jù) Caltrans[18]中7.8.1-1和7.8.1-2條來進(jìn)行計算。橋臺模型如圖5所示。

圖5 橋臺碰撞計算簡圖Fig.5 Schematic diagram of abutment pounding calculation

根據(jù)上述說明,采用MIDAS Civil建立橋梁有限元模型,其中考慮樁-土相互作用的“土彈簧”剛度根據(jù)《公路橋涵地基與基礎(chǔ)設(shè)計規(guī)范(JTG 3363—2019)》[19]中的“m法”進(jìn)行計算。全橋模型如圖6所示。

圖6 橋梁有限元模型Fig.6 Finite element model of bridge

1.3 地震動輸入

根據(jù)橋址場地類別建立目標(biāo)譜,從太平洋地震工程中心(PEER)選擇符合目標(biāo)譜的三條實際地震動進(jìn)行分析(表1),其中各地震動分量1的加速度時程曲線如圖7所示。

表1 地震動記錄Table 1 Ground motion records

圖7 選取的地震動Fig.7 Selected seismic waves

為深入分析爬移狀態(tài)對地震作用下橋梁地震響應(yīng)的影響規(guī)律,首先將地震動沿水平坐標(biāo)軸雙向(X和Y軸)輸入,其中分量1沿X軸輸入,分量2沿Y軸輸入。然后,在分析中對地震動加速度峰值進(jìn)行調(diào)整,將分量1中加速度峰值分別調(diào)整為0.1g、0.2g、0.3g及0.4g進(jìn)行分析,分量2則按相應(yīng)的調(diào)幅比值來進(jìn)行調(diào)幅,分析結(jié)果取三條地震動計算結(jié)果的最大值。

2 爬移對橋梁抗震性能影響

主梁爬移是梁橋在服役期間,由于外界因素(離心力、溫度等)影響,產(chǎn)生的隨時間不斷積累的、難以恢復(fù)的上部結(jié)構(gòu)位移。對于曲線梁橋,由于曲率半徑的存在,在自重效應(yīng)和預(yù)加應(yīng)力作用下曲線梁橋會呈現(xiàn)出在橫橋向的扭轉(zhuǎn)變形,以及呈現(xiàn)向外側(cè)的橫向變形,在日照溫差、車輛偏心行駛、季節(jié)溫差及車輛離心力等因素的作用下,扭轉(zhuǎn)變形和橫向變形會進(jìn)一步加劇,最終主梁出現(xiàn)爬移病害[20]。根據(jù)文獻(xiàn)[3]中所述,典型爬移模式可分為6種,分別為繞固定墩平面內(nèi)剛體轉(zhuǎn)動、徑向剛體平動、切向剛體平動、墩柱傾斜、一側(cè)支座脫空和平面內(nèi)彎曲,其中繞固定墩平面內(nèi)剛體轉(zhuǎn)動、徑向剛體平動及切向剛體平動3種情況或其疊加的爬移模式最常見。為研究爬移病害對服役曲線梁橋地震響應(yīng)的影響,參考文獻(xiàn)[3]中服役橋梁爬移病害程度,本文擬對背景橋梁的主梁切向(3號臺處主梁切向方向)和徑向(3號臺處主梁徑向方向)建立不同的爬移狀態(tài),不考慮主梁在爬移過程中的能量損失,其中切向爬移選取0、2、4、6、8 cm,徑向爬移選取0、1、2、3、4、5 cm,由此可建立單一或組合爬移分析工況共30種。在MIDAS Civil中,先在梁端爬移方向施加集中力作用,通過靜力非線性分析來建立爬移分析工況,并以此為初始狀態(tài),然后施加不同水平地震動作用進(jìn)行非線性分析,根據(jù)3條地震動分析結(jié)果的最大值來探討不同爬移狀態(tài)對服役曲線梁橋抗震性能的影響。

2.1 爬移對橋臺和擋塊碰撞的影響

根據(jù)模型的分析結(jié)果,發(fā)現(xiàn)主梁爬移對于橋臺和擋塊的碰撞有很不利的影響,由于梁端爬移處的碰撞效應(yīng)更加明顯,此處為3號橋臺及其外側(cè)(以遠(yuǎn)離主梁曲率圓心處為外側(cè))擋塊處,且造成的破壞更顯著。限于篇幅,本文只對地震動加速度為0.2g時不同爬移工況下,3號橋臺及其外側(cè)擋塊的碰撞進(jìn)行分析討論。

本文在模擬橋臺與主梁碰撞時,考慮到主梁與橋臺的不均勻碰撞,采用了5個碰撞單元并聯(lián)進(jìn)行模擬。為了便于下文闡述,此處對3號橋臺碰撞點進(jìn)行編號(圖8)。

圖8 碰撞點位示意圖Fig.8 Schematic diagram of pounding point location

根據(jù)已建立的模型,分析不同爬移工況在地震動加速度峰值為0.2g作用下主梁與3號橋臺的碰撞力。以僅切向發(fā)生爬移時的工況為例,主梁與橋臺的碰撞力如圖9所示。

圖9 不同爬移工況下主梁與橋臺碰撞(0.2g)Fig.9 Pounding between main girder and abutment under different creeping conditions (0.2g)

由圖9可以發(fā)現(xiàn),在主梁切向未發(fā)生爬移時,在地震動加速度峰值為0.2g的地震力作用下,主梁與橋臺未發(fā)生碰撞;當(dāng)主梁發(fā)生切向爬移時,在地震力的作用下,主梁與橋臺發(fā)生碰撞,且會產(chǎn)生較大的碰撞力。當(dāng)主梁切向爬移在0～6 cm間時,隨著主梁爬移的增大,主梁與橋臺之間的碰撞力也隨之增大,其原因是主梁切向爬移越大,表明支座切向承載能力退化越嚴(yán)重,限位能力越差,耗能越差,主梁與橋臺的碰撞就會越嚴(yán)重。而當(dāng)主梁切向爬移為8 cm時,此時主梁與橋臺已經(jīng)抵死,相較于主梁切向爬移為6 cm的情況,橋臺與主梁的碰撞力呈現(xiàn)出減小的現(xiàn)象,這是因為主梁中的一部分地震能量通過與橋臺的接觸已經(jīng)得到釋放。同時,由圖9還可以看出,主梁與橋臺的碰撞為非均勻碰撞。1號點處的碰撞力最大,然后隨編號的增大逐漸減小,5號點處最小,這是由于曲線梁橋自身的結(jié)構(gòu)形式導(dǎo)致的,主梁在地震力的作用下會產(chǎn)生平面內(nèi)的轉(zhuǎn)動,使得主梁外側(cè)碰撞力大于主梁內(nèi)側(cè)。

在地震作用下,不同爬移工況3號橋臺外側(cè)擋塊碰撞力如圖10所示。

圖10 不同爬移工況下3號臺外側(cè)擋塊碰撞(0.2g)Fig.10 Pounding of external shear key of abutment No. 3 under different creeping conditions (0.2g)

由圖10可以看出,在未發(fā)生爬移和僅發(fā)生切向爬移未發(fā)生徑向爬移時,在加速度峰值為0.2g的地震力作用下,3號臺外側(cè)擋塊沒有發(fā)生碰撞現(xiàn)象,這是由于主梁沒有發(fā)生徑向爬移,此時支座的徑向承載能力沒有產(chǎn)生明顯的下降,其可以有效限制主梁的徑向位移。同時,通過圖10還可以發(fā)現(xiàn),當(dāng)主梁發(fā)生徑向爬移時,在加速度峰值為0.2g的地震力作用下,主梁與擋塊將會發(fā)生碰撞,即使在徑向爬移1 cm的情況下,也會產(chǎn)生較大的碰撞力;且在切向爬移不變的情況下,隨著徑向爬移的增大,主梁與擋塊的碰撞力總體上也體現(xiàn)為增大趨勢,其原因是產(chǎn)生的徑向爬移越大,說明支座徑向承載能力下降越明顯,在地震力的作用下限位能力越差,最終導(dǎo)致主梁與擋塊產(chǎn)生的碰撞力越大。而在發(fā)生徑向爬移且徑向爬移不變,僅切向爬移發(fā)生改變時,對主梁與3號臺外側(cè)擋塊的碰撞同樣有較大的影響,此處不再贅述。

2.2 爬移對支座位移的影響

根據(jù)已建立的曲線梁橋模型,分析不同爬移工況對支座位移的影響。以5號支座(雙向滑動支座)為例,圖11、圖12分別為不同地震動加速度峰值作用下,發(fā)生不同爬移時5號支座的切向位移和徑向位移。根據(jù)圖11(a)～(c)可以看出在地震動加速度峰值為0.1g、0.2g、0.3g時,支座切向位移總體上是隨著爬移的增大先增大然后趨于一個穩(wěn)定值,即此種情況下位移是最大值,這是因為在地震力作用下支座位移會在爬移初始位移的基礎(chǔ)上繼續(xù)增大,但由于兩端橋臺的限制作用,支座位移不可能無限增大。同時可以發(fā)現(xiàn),切向爬移對于支座切向位移的影響大于徑向爬移的影響,當(dāng)切向爬移為2 cm時,此時支座位移的增長幅度是最大的。當(dāng)?shù)卣饎蛹铀俣确逯禐?.4g時支座切向位移的變化規(guī)律有所不同,即在切向爬移2 cm時支座位移反而是最小的,主要原因在于主梁爬移2 cm后,雖然初始位移增大了,但主梁更早的與橋臺發(fā)生了碰撞。該碰撞作用導(dǎo)致支座位移受到限制反而使得此時的支座位移沒有未發(fā)生爬移時的支座位移大。而當(dāng)產(chǎn)生更大的爬移位移時,因主梁與橋臺間距減小,其碰撞效應(yīng)加劇,碰撞產(chǎn)生的位移再次增加。根據(jù)上述分析可以得出,主梁爬移會造成地震作用下支座切向位移的進(jìn)一步增大,增加了支座損傷的風(fēng)險。

根據(jù)圖12(a)可以看出在地震動加速度峰值為0.1g時,支座徑向位移同樣是隨著支座的爬移先增大然后再趨于一個穩(wěn)定值,原因同樣是由于爬移增加了支座的初始位移,在地震力的作用下支座位移會在初始位移基礎(chǔ)上繼續(xù)增大,但是由于橫向擋塊的存在這種增長同樣會受到限制。由圖12(b)～(d)可以看出,當(dāng)?shù)卣饎蛹铀俣确逯禐?.2g～0.4g時,徑向爬移1 cm后支座徑向位移增加緩慢,且趨于一個穩(wěn)定值,因為此時主梁已經(jīng)與徑向擋塊發(fā)生碰撞,由于徑向擋塊的限制作用,徑向爬移繼續(xù)增大支座徑向位移也不再有明顯增大。同時,可以發(fā)現(xiàn)在徑向爬移的基礎(chǔ)上如果再發(fā)生切向爬移,支座徑向位移會先減小然后再增大到一個穩(wěn)定值,但此時的穩(wěn)定值會小于只有徑向爬移時的穩(wěn)定值?？傮w來說,主梁爬移同樣會導(dǎo)致支座徑向位移的增加,增大支座損傷的風(fēng)險;同時會改變主梁與擋塊之間的間距,增大兩者碰撞的可能性,以及增大擋塊損傷風(fēng)險和落梁風(fēng)險。

2.3 爬移對墩柱內(nèi)力的影響

根據(jù)已建立的橋梁模型,分析在不同加速度峰值的地震動作用下,不同爬移工況對于墩柱的影響。以1-1號墩(4號支座所在墩)為例,限于篇幅原因,此處只給出地震加速度峰值為0.2g和0.4g時,不同爬移工況下1-1號墩墩底切向和徑向剪力圖(圖13～圖14)。根據(jù)圖13(a)可以看出,加速度峰值為0.2g時,墩底剪力隨著爬移的增加先增大,然后趨于一個穩(wěn)定值,這是由于橋梁上部結(jié)構(gòu)往橋墩傳遞的水平地震力大于盆式固定支座容許承受的極限水平力,支座發(fā)生了損傷,所以支座往下部結(jié)構(gòu)傳遞的水平力不再明顯增加,墩底剪力趨于一個穩(wěn)定值。根據(jù)圖13(b)可以看出,地震加速度峰值為0.4g時,總體上墩底切向剪力隨著爬移的增加先增大后趨于穩(wěn)定值,只是在切向爬移2 cm時出現(xiàn)了峰值,這是由于強地震力的作用使得在切向爬移2 cm時,上部結(jié)構(gòu)與擋塊間的碰撞效應(yīng)達(dá)到最大,所以在徑向爬移不變,切向爬移2 cm時會出現(xiàn)峰值。從圖13還可以發(fā)現(xiàn),切向爬移導(dǎo)致的墩底切向剪力增長幅度大于徑向爬移,即使小的切向爬移都會導(dǎo)致墩底切向剪力的大幅度增加,大大增大了橋墩損傷的可能性。

圖13 墩底切向剪力Fig.13 Tangential shear force at the bottom of pier

根據(jù)圖14可以看出,當(dāng)只發(fā)生單一方向的爬移時,墩底徑向剪力會隨著爬移的增大先增大后趨于一個穩(wěn)定值,但是當(dāng)同時發(fā)生兩個方向的爬移時,墩底徑向剪力會突然大幅度減小,然后隨著爬移的增加徑向剪力會繼續(xù)增大趨于一個穩(wěn)定值。這是由于曲線梁橋復(fù)雜的構(gòu)造形式所導(dǎo)致的,當(dāng)主梁發(fā)生切向爬移時對于1-1號墩支座來說是發(fā)生向曲線梁橋內(nèi)側(cè)的爬移,而當(dāng)主梁發(fā)生徑向爬移時,對于1-1號墩支座是發(fā)生向曲線梁橋外側(cè)的爬移,所以當(dāng)同時發(fā)生兩個方向爬移時會導(dǎo)致爬移量在橫橋向減小,從而使得徑向墩底剪力減小。

圖14 墩底徑向剪力Fig.14 Radial shear force at the bottom of pier

圖15為地震動加速度峰值0.2g和0.4g時,不同爬移工況下1-1號墩墩底切向彎矩圖。根據(jù)圖15(a)可以看出,隨著爬移的增大,墩底切向位移總體上是呈現(xiàn)先增大后趨于一個穩(wěn)定值的情況。這跟上述所提到的支座承載能力有關(guān)系,此處不再贅述。但由于曲線梁橋復(fù)雜的碰撞情況,導(dǎo)致圖上部會有一些凸起和凹陷。根據(jù)圖15(b)可以看出,在徑向爬移的情況下墩底切向彎矩沒有太大的變化,在切向爬移2 cm時墩底彎矩就已經(jīng)達(dá)到穩(wěn)定情況,此后爬移繼續(xù)增大,墩底切向彎矩也沒有明顯的變化。其原因是強地震力的作用導(dǎo)致在徑向未發(fā)生爬移時,墩底切向彎矩就已經(jīng)達(dá)到了最大值。實際上根據(jù)計算結(jié)果,墩底切向彎矩在3 292 kN·m就開始進(jìn)入等效屈服階段,為了更加準(zhǔn)確地描述計算結(jié)果,此處引入損傷概念。根據(jù)吳剛[21]所述,此處采用曲率延性比(μφ)來評價橋墩的極限損傷狀態(tài),由文獻(xiàn)[21]給出的計算方法,計算得到不同損傷狀態(tài)對應(yīng)的曲率延性比(表2)。

表2 橋墩損傷狀態(tài)及對應(yīng)延性比Table 2 Damage status and corresponding ductility ratio of pier

圖15 墩底切向彎矩Fig.15 Tangential bending moment at the bottom of pier

根據(jù)計算結(jié)果得到不同爬移工況下的曲率延性比,如圖16所示。由圖可以看出,主梁爬移對于橋墩的損傷狀態(tài)有明顯的影響,在地震動加速度峰值為0.2g,曲線梁橋未發(fā)生爬移的情況下,4號墩曲率延性比在1以下,屬于未損傷狀態(tài)。但在發(fā)生爬移后,橋墩會出現(xiàn)明顯的損傷,根據(jù)圖16(a)內(nèi)容顯示最嚴(yán)重的情況會達(dá)到中等損傷狀態(tài)。在地震動加速度峰值為0.4g,未發(fā)生爬移的情況下,橋墩僅達(dá)到中等損傷狀態(tài),而一旦發(fā)生爬移將會造成損傷狀態(tài)的加劇,嚴(yán)重時橋墩甚至達(dá)到了嚴(yán)重?fù)p傷狀態(tài)。對于墩底徑向彎矩及損傷狀態(tài)的分析,同樣可以發(fā)現(xiàn),曲線梁橋爬移的存在會增加橋墩徑向損傷程度,此處不再贅述。

圖16 不同爬移工況下切向曲率延性比變化Fig.16 Variation of tangential curvature ductility ratio under different creeping conditions

3 結(jié)語

本文針對爬移病害對服役曲線梁橋抗震性能的影響進(jìn)行研究,以一座實際曲線匝道橋為例,建立了不同爬移工況下的曲線梁橋有限元模型,通過對比不同水平地震動作用下服役曲線梁橋地震響應(yīng)規(guī)律,得到以下結(jié)果:

(1) 不同爬移位移下,支座徑向及切向位移變化規(guī)律不同,即使僅在一個方向上發(fā)生不同程度的爬移位移,支座在兩個方向上位移的地震響應(yīng)規(guī)律也有著較大差別。說明地震作用下曲線梁橋主梁位移存在明顯耦合作用,且主要受爬移后的初始位移及地震作用下的碰撞作用影響。

(2) 主梁的爬移會使支座存在初始位移,在地震作用下,支座位移的地震響應(yīng)隨著主梁的爬移位移的增長而變大,從而增加了支座出現(xiàn)脫空和剪切破壞等震害,以及主梁落梁的風(fēng)險。

(3) 隨著地震動加速度峰值的增加,橋墩損傷逐漸增加。在主梁爬移位移的影響下,橋墩內(nèi)力有顯著增加,橋墩損傷狀態(tài)加劇。

(4) 對于服役曲線梁橋,其爬移病害的存在降低了結(jié)構(gòu)的抗震性能,其影響不可忽略。本文僅以一種結(jié)構(gòu)形式的曲線梁橋進(jìn)行了分析,為明確主梁爬移方向及爬移量對服役曲線梁橋抗震性能的影響,對于不同曲率半徑、跨徑及支承邊界條件等參數(shù)下的服役曲線梁抗震性能受爬移病害的影響規(guī)律將在下一步深入探討,以為服役曲線梁橋抗震加固改造提供理論依據(jù)。