公路橋梁拉索式連梁裝置設計參數化研究

張煜敏，劉健新，趙國輝

(長安大學 公路學院，西安 710064)

地震爆發時所釋放出的巨大能量會造成地表和人為工程大量破壞，而地震荷載是一種隨機荷載，其強度、持時、規模均具有不確定性。針對抗震設計不能進行完全定量計算的情況，抗震措施被用于設防未預期地震引起的橋梁震害。

由梁擱置長度、限位裝置和連梁裝置構成的防落梁系統是防止落梁震害的有效措施［1］。連梁裝置作為防落梁系統的最后一道防線，在橋梁結構遭遇未預期地震作用、支座因變形過大而喪失支承功能后，可以避免橋梁上、下部結構之間的相對變位進一步增大至梁的擱置長度，從而防止落梁發生，以滿足“小震不壞、中震可修、大震不倒”的抗震設計原則［2］。

1 國內外防落梁系統的研究

美國、日本等國的橋梁規范中均對連梁裝置的設計方法有所規定。美國AASHTO規范提出，連梁裝置的設計荷載等于梁體重量的一半，但該法僅將落梁時上部結構的質量作為靜力進行計算，未考慮其動力作用。Caltrans(加州運輸部規范)方法假定地震中支座完全失效，整個結構只有限位器的剛度。

日本也是較早重視防止落梁破壞的國家。1964年新瀉地震后，日本抗震設計規范增加了防止落梁的構造措施。1995年兵庫縣南部地震后，橋梁抗震設計強制實施防止落梁措施。2002年3月刊布使用的《道路橋示方書·同解說·V耐震設計篇》要求特別考慮橋梁系統整體的抗震性能，把支座、連梁裝置作為主要結構構件進行設計。規范要求連梁裝置的設計抗拉力等于支座反力的1.5倍(以下稱為1.5倍恒載反力法);大震時結構上、下部的最大相對位移小于梁擱置長度［3］。

雖然國外設計工作者也對防落梁系統的作用做了相關研究，但因橋梁結構的形式、設計方法與我國區別較大，所得結果并不能指導我國防落梁系統的設計。我國的橋梁通常為鋼筋混凝土結構，上下部結構的連接形式多采用非隔震支座，使得結構在地震作用下的響應與國外橋梁有所不同，對連梁裝置的設計承載力及剛度等參數的要求亦各異。我國橋梁結構多采用連接型連梁裝置作為加固的措施，上下部結構間阻擋型連梁裝置采用較少。

國內對防落梁系統的研究尚處起步階段，在設計中所采用的抗震措施仍十分有限，我國規范沒有對連梁裝置的設計方法做詳細規定。長安大學劉健新所做的公路橋梁減震裝置及設計方法研究及汪芳芳、朱文正［4－6］的論文結論認為，采用 W/2(靜力法)對連梁裝置進行設計沒有考慮到其動力作用，相對于日本規范所采用的1.5倍恒載反力法其作用于連梁裝置上的荷載太小。

本文選擇常用橋梁型式進行大震時程分析，采用1.5倍的恒載反力法對該橋的連梁裝置進行設計，對比分析不同參數連梁裝置在地震作用下的作動規律及防落梁效果，以便為連梁裝置的設計提供參考。

2 連梁裝置的選用及模擬

連梁裝置一般布設在橋聯邊跨的梁端，有主梁與橋臺連接、主梁與橋墩連接以及梁間連接三種形式［7］。連梁裝置的類型有鋼板式、連接桿式、高強鋼棒式及拉索式，相比較而言，拉索式連梁裝置的適用性好，并可控制其設計位移量。本文選用梁墩連接形式的拉索式連梁裝置作為研究對象，其有限元模型簡圖如圖1(a)所示。

在正常工作狀態下或小震時，連梁裝置不發揮作用，上部結構可自由伸縮或振動;大震到來時，連梁裝置開始發揮作用，限制上部結構的振動，使橋梁上、下部結構相對位移不致過大，既允許結構在地震激勵下發生大變位又對過大變位進行限制，如圖1(b)所示，其中:

s為連梁裝置的初始間隙，其數值即為控制連梁裝置起動的設計位移量，滿足公式:X≤s≤CFSE(其中，X為橡膠支座的允許剪切變形量，SE為梁的擱置長度;CF為連梁裝置的設計移動系數，一般可取0.75，但當SE比較大或變位可能帶來維修養護的困難以及影響支承功能時，可小于 0.75)。

d為橋梁上、下部結構相對位移;k為連梁裝置的剛度;f為連梁裝置作用力，其取值應按下式:

圖1 連梁裝置有限元模型Fig.1 Finite-element modal of unseating prevention devices

3 連梁裝置分析算例

所采用算例為某5×30 m連續梁橋。梁寬17 m、高1.6 m，墩高10 m，墩徑1.8 m，邊墩采用滑板支座，中墩采用板式支座，其主梁橫斷面如圖2所示。主梁材料為C50混凝土，蓋梁和橋墩采用C30混凝土。橋面鋪裝由8 cmC50混凝土和11 cm瀝青混凝土組成，防撞護欄單側重量9.7 kN/m。

采用有限元軟件Midas/Civil進行結構建模，主梁、蓋梁與橋墩均采用梁單元模擬，橡膠支座模擬為彈性連接，墩底采用固結方式模擬地基作用，不考慮樁基作用，連梁裝置用于連接橋梁結構的邊墩及主梁，模型如圖3所示。

圖2 主梁橫斷面圖Fig.2 Cross-section of bridge

因落梁震害大多發生在順橋向，因此選取大震時程波僅在順橋向方向對結構進行激勵，該地震時程為某場地100年超越概率為2%的地震時程，其峰值加速度為 0.371 g，特征周期為 0.85 s，地震持時長達 44 s，如圖4所示。選用非線性時程分析類型對結構進行地震響應分析，分析采用直接積分法，時程類型選用瞬態。結構阻尼的計算方法采用質量和剛度因子法，直接輸入質量因子0.04，剛度因子0.02，結構第一階與第三階的振型阻尼比為0.066。

圖3 橋梁結構有限元模型Fig.3 Finite-element modal of bridge

圖4 設計地震動時程Fig.4 Acceleration time history of design earthquake

據設計地震動時程計算結果，結構的支座高度為0.053 m，而支座位移量0.241 m已超過其允許剪切變形量0.080 m，主梁已脫座。因此，需設置連梁裝置以限制橋梁上部結構的位移。

將結構自重及二期恒載組合作用下的結構反力進行統計，得到上部結構的支座反力Rd，由1.5倍恒載反力法(HF=1.5Rd)計算得到連梁裝置的設計承載力HF=2526.39 kN［8］。選擇抗拉設計強度 σb=1670 MPa，型號為PES(H)5－061的拉索，橋梁單側所有連梁裝置的總破斷索力Pb=4000 kN。

4 連梁裝置防落梁效果的分析研究

4.1 連梁裝置參數選取范圍

連梁裝置的設計需要考慮到其初始間隙以及拉索的長度，文中連梁裝置的初始間隙以2 cm為變量在8 cm～30 cm間進行選擇，拉索長度在0.8 m～2.0 m范圍內以0.2 m為變量選取。并將設置不同初始間隙、拉索長度連梁裝置的橋梁結構在地震激勵下的計算結果進行比較。

4.2 不同初始間隙連梁裝置的防落梁效果對比

橋梁上、下部結構的相對位移是設計連梁裝置的主要控制參數，其在設置連梁裝置后的減小量也是衡量連梁裝置防落梁效果最直觀的標準。連梁裝置的變形與橋梁上、下部結構的相對位移亦相關。

橋梁設置連梁裝置后，上、下部結構相對位移較未采用連梁裝置結構的相對幅值如圖5所示。在0.8 cm到25 cm范圍內，隨著連梁裝置初始間隙的增大，上、下部結構相對位移的減小幅度有所減小，當初始間隙超過25 cm之后，連梁裝置不再起作用。說明當結構遭遇地震激勵時，在連梁裝置啟動范圍內，初始間隙越小，連梁裝置越早發揮作用，其防落梁效果越好。連梁裝置初始間隙為8 cm時，橋梁上、下部結構的相對位移可減至原結構的35%。

橋梁邊墩墩底彎矩隨連梁裝置初始間隙的變化幅值如圖6所示。設置連梁裝置后，邊墩墩底彎矩增大，間隙較小時增幅隨間隙增大變大，其后，隨著初始間隙的繼續增大邊墩墩底彎矩的增幅減小。其最大值出現在連梁裝置初始間隙為13cm處，可達原結構墩底彎矩的4.8 倍。

4.3 不同拉索長度連梁裝置的防落梁效果對比

上、下部結構相對位移以及橋墩墩底彎矩隨連梁裝置拉索長度的變化幅值如圖7、8所示。當結構設置了連梁裝置后，隨拉索長度的變化，橋梁上、下部結構的相對位移均有減小，橋梁邊墩的墩底彎矩有所增大，但其變化幅度均很小。

圖5 相對位移隨連梁裝置初始間隙的變化Fig.5 Change of displacement between beam and pier with primary clearance

圖6 墩底彎矩隨連梁裝置初始間隙的變化Fig.6 Change of pier-bottom bending moment with primary clearance

圖7 相對位移隨連梁裝置拉索長度的變化Fig.7 Change of displacement between beam and pier with cable length

4.4 連梁裝置內力隨連梁裝置設計參數的變化

當連梁裝置起動之后，其受力與變形呈線性相關，變形越大連梁裝置的內力越大。連梁裝置內力隨設計參數的變化見圖9、圖10所示。

由圖9可見，隨連梁裝置初始間隙的增大左側連梁裝置的內力逐漸減小，當初始間隙達到16cm后，連梁裝置在設計地震激勵下不再發揮作用。右側連梁裝置的內力隨初始間隙的增大有先增大后減小的趨勢，大概在初始間隙值為15 cm左右時連梁裝置的內力達到最大值，其作用發揮至初始間隙為26 cm時。

兩側0.8 m的連梁裝置均出現了連梁裝置的內力超過連梁裝置拉索屈服拉力4000 kN的情況，左側的出現在初始間隙較小時，右側的出現在初始間隙為13 cm～20 cm時。

由圖10可見，隨連梁裝置拉索長度的增長其內力逐漸減小，左側初始間隙為8 cm及右側初始間隙為8 cm、20 cm的連梁裝置在拉索長度較短時出現了內力超過屈服拉力的情況。鑒于拉索長度的變化對連梁裝置的防落梁效果影響較小，為保證連梁裝置在地震激勵下起到最終安全裝置的作用，宜選擇拉索長度較大的連梁裝置，并在允許范圍內選擇較小的初始間隙。

據以上各類連梁裝置防落梁效果的比較結果，初始間隙為8 cm、拉索長度為2 m的連梁裝置防落梁效果較好、內力也較小。

5 設置連梁裝置后結構地震響應結果

將采用初始間隙為8cm、拉索長度為2 m連梁裝置的結構做動力時程分析，結構響應及與不設置連梁裝置時的比較結果如表1所示。

由表中數值可見，連梁裝置減小了橋梁主梁位移和上、下部結構的相對位移，同時增大了結構的整體性，增加了橋梁的抗推剛度，使邊跨橋墩參與分擔地震荷載，在各墩間平均地分配地震力。計算得到在地震激勵下連梁裝置的最大內力為2488 kN，未發生破壞。

圖8 墩底彎矩隨連梁裝置拉索長度的變化Fig.8 Change of pier-bottom bending moment with cable length

圖9 連梁裝置內力隨連梁裝置初始間隙的變化Fig.9 Change of internal force of unseating prevention devices with design moving value

圖10 連梁裝置內力隨拉索長度的變化規律Fig.10 Change of internal force of unseating prevention devices with cable length

表1 橋梁結構地震響應結果統計表Tab.1 Seismic responses of structure under large earthquake

6 結論

本文通過對比不同設計參數連梁裝置的受力特點及防落梁效果，得到如下結論:

(1)當大震作用下，橋梁上、下部結構發生較大位移時，連梁裝置可有效防止落梁震害的發生，減小梁體位移和支座變位。同時，因連梁裝置的作用，結構的抗推剛度增大，上、下部結構相互牽制，地震荷載在各橋墩間平均分配。

(2)同等長度的連梁裝置，初始間隙在設計位移量范圍內取值越小防落梁效果越好。初始間隙相同的連梁裝置，拉索長度的改變對其防落梁效果影響較小。因此，設計中可選用初始間隙較小、長度適宜的連梁裝置。

(3)隨初始間隙、拉索長度的增大，連梁裝置的內力減小。本算例中兩參數取值均較小時連梁裝置破壞，鑒于拉索長度對連梁裝置的防落梁效果影響較小，可在適當范圍內增大連梁裝置的拉索長度。對于連梁裝置發生破壞的情況，也應對連梁裝置的設計方法做進一步的分析研究，找出更加適合的設計方法。

(4)在連梁裝置起到限制上、下部結構相對位移過大的同時，橋梁的抗推剛度有所提高，邊墩的負荷較未設置連梁裝置時大。采用連梁裝置的橋梁應對邊跨橋墩進行相應的延性設計，以便提高其抗震能力，保證結構的整體安全。

［1］重慶交通科研設計院.公路橋梁抗震設計細則(JTG/T B02－01－2008)［S］.北京:人民交通出版社，2008.

［2］謝 旭.橋梁結構地震響應分析與抗震設計［M］.北京:人民交通出版社，2006:3－14.

［3］日本道路協會.道路橋示方書·同解說·V耐震設計編［S］.2002(in Japanese).

［4］劉健新，胡兆同，李子青.公路橋梁減震裝置及設計方法研究總報告［R］.西安:長安大學，2000.

［5］汪芳芳.公路橋梁落梁防止裝置的研究［D］.西安:長安大學，2003.

［6］朱文正，劉健新.公路橋梁連梁裝置研究［J］.公路交通科技，2009，26(04):68 －72.

［7］日本橋梁建設協會.落橋防止系統設計手冊［R］.東京:東京官書書普及株式會社，平成14年8月(2002).

［8］方 志，汪建群，顏江平，等.基于頻率法的拉索及吊桿張力測試［J］.振動與沖擊，2007，26(9):78 －82.