夏人杰，趙人達(dá)，占玉林

混凝土擋塊對非規(guī)則連續(xù)梁橋地震反應(yīng)的影響

夏人杰1, 2，趙人達(dá)1，占玉林1, 3

(1. 西南交通大學(xué) 土木工程學(xué)院橋梁工程系，四川 成都 610031；2. 上海市政工程設(shè)計(jì)研究總院(集團(tuán))有限公司，上海 200092；3. 陸地交通地質(zhì)災(zāi)害防治技術(shù)國家工程實(shí)驗(yàn)室，四川 成都 610031)

為了對橋梁地震反應(yīng)做出更準(zhǔn)確的判斷，基于ANSYS提出綜合考慮混凝土擋塊特性以及梁體與擋塊碰撞效應(yīng)的模擬方法。以韓江大橋的非規(guī)則多跨連續(xù)梁橋?yàn)檠芯繉ο?，分析在混凝土擋塊4種不同模擬情況下的結(jié)構(gòu)地震反應(yīng)，研究擋塊性能參數(shù)的影響規(guī)律，并探討減碰措施。研究結(jié)果表明：混凝土擋塊限制梁體位移，但同時將梁體慣性力傳遞給橋墩，從而影響整體結(jié)構(gòu)地震反應(yīng)。忽略擋塊性能或梁體與擋塊的初始間隙都會導(dǎo)致地震反應(yīng)分析產(chǎn)生偏差。增加擋塊強(qiáng)度可提高其限位能力，但過大的擋塊強(qiáng)度也會導(dǎo)致極大的橋墩內(nèi)力。提高擋塊的變形能力有利于減小碰撞力與擋塊損傷。橡膠墊片是較宜采用的減碰措施，可進(jìn)一步減小梁墩相對位移與碰撞力，減輕擋塊損害。

混凝土擋塊；非規(guī)則連續(xù)梁橋；地震反應(yīng)；強(qiáng)度；變形能力；初始間隙；減碰措施

梁體移位是主要的橋梁震害類型之一，其極端表現(xiàn)為落梁。特別是使用隔震支座的橋梁，雖然隔震體系阻隔了上下部結(jié)構(gòu)間力的傳遞，減小了橋墩震害，但較弱的梁墩連接也會導(dǎo)致較大的梁體位移。為了限制過大的梁體位移，通常在橋梁構(gòu)造中布設(shè)限位裝置。在橫橋向，混凝土擋塊是最常用的措施。當(dāng)梁體位移達(dá)到一定程度，擋塊限制梁體位移進(jìn)一步增加，會與梁體發(fā)生碰撞。但若碰撞過于激烈和產(chǎn)生的碰撞力過大，則會造成梁體損傷、擋塊破壞和墩柱內(nèi)力大增。在汶川大地震中，出現(xiàn)了大量嚴(yán)重的梁體移位與擋塊破壞現(xiàn)象[1]。目前我國規(guī)范對擋塊尚無詳細(xì)的設(shè)計(jì)規(guī)定，工程實(shí)踐中進(jìn)行地震反應(yīng)分析時也往往忽略擋塊的影響。學(xué)界已對橋梁結(jié)構(gòu)碰撞問題進(jìn)行了大量研究，但大部分研究都集中于縱橋向相鄰梁體或梁體與橋臺的碰撞方面[2]。近年來，陸續(xù)有學(xué)者關(guān)注到了橫橋向梁體與擋塊的碰撞問題。Maleki[3]通過對簡支梁橋橫向碰撞效應(yīng)的研究指出不可忽視間隙導(dǎo)致的碰撞中的邊界非線性現(xiàn)象。鄧育林等[4]構(gòu)建了簡支梁橋橫向碰撞模型并分析了其影響參數(shù)。王軍文等[5]探討了橫向碰撞對30 m等跨連續(xù)T梁橋地震反應(yīng)的影響。江輝等[6?7]分別針對鐵路RC簡支梁橋、雙柱式小箱梁橋等特定結(jié)構(gòu)的橫向碰撞問題進(jìn)行了研究。但上述研究都將擋塊視為理想彈性體，不考慮碰撞過程中擋塊的性能變化與破壞，這與地震中橋梁擋塊大量破壞的現(xiàn)象[1]并不相符。Megally等[8?10]對混凝土擋塊進(jìn)行了大量試驗(yàn)研究，提出了混凝土擋塊的力學(xué)分析模型。在此基礎(chǔ)上，Goel等[11?13]開始設(shè)法在橋梁地震反應(yīng)分析中考慮混凝土擋塊性能的影響。然而，這些研究中存在忽略梁體與擋塊初始間隙或過于簡化擋塊力學(xué)性能的問題，混凝土擋塊力學(xué)模型的應(yīng)用仍不完善。此外，現(xiàn)有橋梁橫向碰撞的研究大都針對簡支梁或跨度較小的連續(xù)梁橋。而關(guān)于跨數(shù)較多、跨度較大、墩高差異大且大量使用減隔震支座的非規(guī)則多跨連續(xù)梁橋的研究尚少有文獻(xiàn)報(bào)道。多跨連續(xù)梁橋是應(yīng)用最為廣泛的橋型之一，且通常是重要性極高的控制性工程。由于結(jié)構(gòu)復(fù)雜、體量較大，震害也往往較為嚴(yán)重。因此，對其抗震性能的要求更高。本文以一非規(guī)則多跨連續(xù)梁橋?yàn)閷ο?，建立橫向碰撞分析模型，重點(diǎn)考察混凝土擋塊特性的影響，并探討減輕碰撞的措施。研究成果可為混凝土擋塊的布設(shè)提供參考，從而構(gòu)建起擋塊與減隔震支座的聯(lián)合抗震體系，提高該類橋梁的抗震性能。

1 結(jié)構(gòu)碰撞模擬與混凝土擋塊性能

1.1 碰撞單元

Kelvin模型物理意義明確，便于與計(jì)算軟件結(jié)合，在地震作用下結(jié)構(gòu)碰撞現(xiàn)象的研究中被大量運(yùn)用。本文也采用該方法模擬梁體與擋塊間的碰撞，如圖1所示[2]。圖中彈簧模擬碰撞力，k為接觸剛度，現(xiàn)有研究中[3?7]通常取為擋塊剛度值，本文按下一小節(jié)中介紹的混凝土擋塊力學(xué)模型分階段取值。阻尼器模擬碰撞中的能量散失，k為接觸碰撞的阻尼系數(shù)。0表示梁體與擋塊的初始間隙，1與2分別為梁體與橋墩的質(zhì)量，1與2分別為梁體與墩頂?shù)奈灰啤Ａ后w與擋塊間的接觸碰撞力c為[2]：

阻尼系數(shù)k與碰撞過程中的恢復(fù)系數(shù)有關(guān)，計(jì)算式為[2]：

對于完全彈性碰撞，=1；對于完全塑性碰撞，=0；在本研究中，針對混凝土結(jié)構(gòu)，取0.65[4?6]。

圖1 Kelvin模型

1.2 混凝土擋塊的力學(xué)性能

Megally等[8?10]對混凝土擋塊進(jìn)行了一系列擬靜力試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)其破壞模式多為斜截面剪切破壞。他們根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果提出了混凝土擋塊的力?位移關(guān)系分析模型，按擋塊破壞程度的發(fā)展將其力學(xué)性能劃分為5個階段，如圖2中點(diǎn)劃線所示。為了提高計(jì)算效率同時保證準(zhǔn)確性，本文按照Goel與Chopra的建議[11]，使用三線性簡化模型，見圖2實(shí)線部分。圖中n表示混凝土擋塊的強(qiáng)度，0表示梁體與擋塊的初始間隙，u表示混凝土擋塊的極限變形量與初始間隙之和。各性能節(jié)點(diǎn)參數(shù)的計(jì)算如下[8?11]：

本文采用大型通用有限元計(jì)算軟件ANSYS進(jìn)行計(jì)算與分析。梁體與混凝土擋塊的間隙、混凝土擋塊受力達(dá)到其強(qiáng)度前的剛度變化可分別利用Combin40單元的間隙與非線性剛度功能進(jìn)行模擬。擋塊受力達(dá)到其強(qiáng)度后即進(jìn)入負(fù)剛度階段，此階段借助一個負(fù)剛度的Combin14單元模擬，運(yùn)用生死單元法令其在擋塊進(jìn)入負(fù)剛度階段時投入工作，其余階段則退出工作。此外，應(yīng)將擋塊各階段的剛度分別代入式(2)計(jì)算各階段的接觸阻尼，將它們分別輸入幾個Combin37單元中，利用該單元的開關(guān)功能令各阻尼值在各自對應(yīng)階段投入工作。

圖2 混凝土擋塊分析模型

2 結(jié)構(gòu)分析模型

2.1 工程背景

本文以廣東潮安韓江大橋?yàn)檠芯繉ο?，該橋位于我國東南沿海地震帶，抗震問題突出。其主橋?yàn)?55+4×90+55) m預(yù)應(yīng)力混凝土連續(xù)箱梁結(jié)構(gòu)，立面布置見圖3。箱梁頂板寬12.5 m，梁高從跨中與邊跨端部2.6 m變化到中墩根部5.6 m。橋墩為薄壁獨(dú)柱墩，中墩橫橋向?qū)?.5 m，順橋向厚2.5 m；邊墩橫橋向?qū)?.5 m，順橋向厚1.8 m。該橋墩高差異較大，1至7號墩高度依次為：18.85，17.05，31.04，29.25，27.89，27.92和31.13 m。在ANSYS中，采用Beam189單元模擬梁體與墩柱。

該橋在每個橋墩墩頂布置2個摩擦擺減隔震支座，該支座遵從雙線性恢復(fù)力模型，詳見文獻(xiàn)[14]?？蛇\(yùn)用Combin40單元的非線性剛度功能模擬 支座。

該橋位范圍場地土類型為中硬土，各墩處均設(shè)置4根直徑2.2 m的鉆孔灌注樁。本文采用Beam189空間梁單元建立樁柱有限元模型，用Combin14彈簧單元建立剛度隨深度變化的一系列等代土彈簧，模擬樁周土體對樁柱的作用，土彈簧剛度用“m法”計(jì)算。

圖3 潮安韓江大橋主橋立面圖

2.2 地震動輸入

該橋梁工程進(jìn)行了地震危險(xiǎn)性評估，根據(jù)其安評報(bào)告提供的設(shè)計(jì)反應(yīng)譜，使用SeismoArtif軟件生成了3條50年超越概率為2.5%的人工地震波，地震波峰值加速度為0.283 g。由圖4可知擬合效果較好。由于地震動的隨機(jī)性，根據(jù)我國橋梁抗震設(shè)計(jì)規(guī)范的規(guī)定，下文計(jì)算分析中分別將以上3條人工地震波沿橫橋向輸入結(jié)構(gòu)，進(jìn)行結(jié)構(gòu)地震反應(yīng)非線性時程分析，計(jì)算結(jié)果取3條地震波的最大值。

圖4 地震動加速度反應(yīng)譜

3 不同擋塊分析方法的比較

本文全面地考慮混凝土擋塊的力學(xué)性能以及其與梁體間的碰撞效應(yīng)，以更切實(shí)地得出混凝土擋塊對橋梁結(jié)構(gòu)地震反應(yīng)的影響。同時，為了與當(dāng)前工程實(shí)踐與研究中對混凝土擋塊的分析方法進(jìn)行比較，共設(shè)以下4種工況。

工況1：忽略擋塊，這是目前工程實(shí)踐中通常采用的處理方法。

工況2：將擋塊視為理想彈性體，梁體與擋塊的初始間隙取10 cm，為便于比較，彈性擋塊剛度取混凝土擋塊的初始剛度2×105kN/m。這是現(xiàn)有橋梁結(jié)構(gòu)橫向碰撞研究中常用的處理方法。

工況3：采用1.2節(jié)所述混凝土擋塊的力學(xué)模型，擋塊強(qiáng)度為1 500 kN，但忽略初始間隙，將梁體與擋塊直接相連。這是新近一些研究中的處理方法。

工況4：采用1.2節(jié)所述混凝土擋塊的力學(xué)模型，擋塊強(qiáng)度為1 500 kN，梁體與擋塊的初始間隙取10 cm。此為本文對混凝土擋塊的模擬方法。

分別對上述4種工況進(jìn)行非線性時程分析，結(jié)果如圖5所示。計(jì)算分析中發(fā)現(xiàn)，由于邊墩剛度遠(yuǎn)小于中墩，邊墩承擔(dān)的地震力也較小，因而邊墩地震反應(yīng)也比中墩小得多，改變工況條件對邊墩地震反應(yīng)的影響程度也不及中墩，但影響規(guī)律一致，為在有限篇幅內(nèi)盡可能清晰地展示計(jì)算分析結(jié)果，本文只列出各中墩的地震反應(yīng)情況。

由圖5可知，工況1下梁墩相對位移最大，而墩底彎矩最?。慌c工況4相比，各墩處梁墩相對位移偏大42%~59%，而墩底彎矩偏小20%左右。這說明，忽略擋塊的作用，會極大地高估梁墩間的相對位移、低估橋墩受力。工況2下，雖然梁墩相對位移與擋塊變形較小，但碰撞力極大，與工況4相比碰撞力偏差最大的超過89%，從而導(dǎo)致了明顯較大的墩底彎矩。這說明，將混凝土擋塊按理想彈性體考慮，忽略擋塊的破壞，會高估擋塊的限位能力，夸大碰撞的激烈程度及由此引起的橋墩內(nèi)力。工況3下，擋塊變形極大，各墩處梁體與擋塊間的最大作用力均達(dá)到擋塊強(qiáng)度值，說明各處擋塊破壞嚴(yán)重。梁體與擋塊間較大的作用力也引起了較大的墩底彎矩。而實(shí)際上，由工況4可知，3號與6號墩處擋塊受力均未達(dá)到其強(qiáng)度值，而其余橋墩處雖然最大碰撞力達(dá)到擋塊強(qiáng)度值，但擋塊變形也僅工況3中的35%左右。這說明忽略混凝土擋塊與梁體的間隙，會高估梁體與擋塊間的作用力與橋墩受力，夸大擋塊的破壞情況。由于梁墩相對位移為擋塊變形與初始間隙之和，忽略初始間隙后，擋塊變形嚴(yán)重失真，無法對梁墩相對位移做出準(zhǔn)確判斷。

(a) 不同工況下的梁墩最大相對位移；(b) 不同工況下的擋塊最大變形；(c) 不同工況下的最大碰撞力；(d) 不同工況下的墩底最大彎矩

4 混凝土擋塊性能參數(shù)影響分析

關(guān)于混凝土擋塊性能的研究表明[8?10]，擋塊強(qiáng)度與變形能力是其最重要的力學(xué)性能指標(biāo)。而梁體與擋塊的初始間隙是影響橋梁橫向碰撞的關(guān)鍵因素。因此，本節(jié)對這3項(xiàng)參數(shù)分別進(jìn)行分析。

4.1 擋塊強(qiáng)度的影響

從圖6中可以看出，隨著擋塊強(qiáng)度的增大，梁墩最大相對位移減小，墩底最大彎矩與最大碰撞力增大，且變化幅度均較大。在擋塊強(qiáng)度較小時，各墩處的最大碰撞力均達(dá)到擋塊強(qiáng)度值，說明各擋塊破壞嚴(yán)重，擋塊破壞后幾乎喪失限位作用，所以各墩處均出現(xiàn)較大的梁墩相對位移。但梁體與擋塊間的最大碰撞力受到擋塊強(qiáng)度的顯著限制，上部結(jié)構(gòu)通過擋塊向各橋墩傳遞的地震力最大值一致，各橋墩受力較均衡，各墩墩底彎矩值也較集中。擋塊強(qiáng)度較大時，各墩處的最大碰撞力已達(dá)不到擋塊強(qiáng)度值，說明擋塊的破壞減輕，限位能力提高，所以各墩處的梁墩相對位移都較小。而此時，各墩因自身動力特性的差異，振動狀態(tài)不一，碰撞的激烈程度各異，碰撞力出現(xiàn)明顯差別，從而造成各墩墩底彎矩差值變大。說明增加擋塊強(qiáng)度有利于提高限位能力，但強(qiáng)度過大也會造成橋墩受力過大，且使各墩的受力分布更不均勻。

(a) 擋塊強(qiáng)度對梁墩最大相對位移的影響；(b) 擋塊強(qiáng)度對墩底最大彎矩的影響；(c) 擋塊強(qiáng)度對最大碰撞力的影響

4.2 擋塊變形能力的影響

除原混凝土擋塊以外，另從現(xiàn)有擋塊性能的試驗(yàn)研究[8?10]中選取4組變形能力差異明顯的擋塊試樣，按照4.1節(jié)所述方法將各試樣的強(qiáng)度均調(diào)整為原擋塊的強(qiáng)度1 500 kN。為便于表述，以各擋塊的極限變形量表征其變形能力，各擋塊在強(qiáng)度為1 500 kN時的極限變形量分別為9，11，13，15與17 cm。分別取上述各擋塊進(jìn)行非線性時程分析，分析時梁體與擋塊的初始間隙取10 cm，結(jié)果見圖7。

(a) 擋塊變形能力對梁墩最大相對位移的影響；(b) 擋塊變形能力對墩底最大彎矩的影響；(c) 擋塊變形能力對最大碰撞力的影響

由圖7可知，隨著混凝土擋塊變形能力的提高，各墩處梁墩最大相對位移起伏波動，變化情況各異，但總體變化幅度不大。各墩墩底最大彎矩隨擋塊變形能力的提高而小幅減小。隨著擋塊變形能力的提高，各墩處最大碰撞力有較明顯的減小，特別是2，4和5號墩處，在擋塊變形能力較小時，最大碰撞力達(dá)到擋塊強(qiáng)度值1 500 kN，而在擋塊變形能力提高后，各墩處最大碰撞力均小于擋塊強(qiáng)度值，說明擋塊的破壞情況有較大改觀。綜上所述，提高擋塊變形能力，可在不改變限位效果的情況下，減緩梁體與擋塊間的碰撞，減小碰撞力，減輕擋塊損傷。

4.3 初始間隙的影響

依次取初始間隙為4~14 cm，每2 cm取一級，進(jìn)行非線性時程分析。擋塊強(qiáng)度仍為1 500 kN。

分析結(jié)果如圖8所示，由圖可知，隨著初始間隙的增大，各墩處的最大碰撞力均呈減小趨勢。各墩處的梁墩最大相對位移隨初始間隙的增大出現(xiàn)先減小后增大的起伏。這是因?yàn)樵诔跏奸g隙較小時，梁體與擋塊的碰撞較激烈，碰撞力較大，擋塊破壞嚴(yán)重而幾乎喪失限位能力，梁墩相對位移隨結(jié)構(gòu)振動而不斷發(fā)展。初始間隙越小，碰撞發(fā)展越迅猛，擋塊破壞越快越嚴(yán)重，更難以達(dá)到其設(shè)定的限位效果。當(dāng)初始間隙在10 cm以內(nèi)時，2，4和5號墩處的最大碰撞力都達(dá)到擋塊強(qiáng)度值，墩底彎矩起伏波動；初始間隙繼續(xù)擴(kuò)大后，它們處的碰撞力有所減小，墩底彎矩也相應(yīng)小幅減小。而對于碰撞力減小幅度較大的3和6號墩，它們墩底彎矩的減小也更為明顯。

(a) 初始間隙對梁墩最大相對位移的影響；(b) 初始間隙對墩底最大彎矩的影響；(c) 初始間隙對最大碰撞力的影響

5 減輕碰撞的措施

為了在充分發(fā)揮擋塊限位能力的同時，減輕擋塊的損傷，改善橋墩受力，宜采用減碰措施。本文擬在混凝土擋塊前設(shè)置緩沖材料橡膠墊片，其分析模型見圖9，r為橡膠墊片的剛度，其計(jì)算式為[15]：

式中：r為橡膠墊片的厚度；r為橡膠墊片的受壓面積；r為橡膠的彈性模量，取4.421 MPa。

ANSYS中，在原擋塊模擬的基礎(chǔ)上，再連接1個Combin40單元，剛度特性取橡膠墊片剛度值，令其在梁體與墊片接觸時進(jìn)入工作。將墊片剛度代入式(2)計(jì)算相應(yīng)接觸阻尼，借助Combin37單元開關(guān)功能令該阻尼值在梁體與墊片接觸階段發(fā)揮作用。

圖9 加設(shè)橡膠墊片的混凝土擋塊的分析模型

橡膠墊片的厚度影響其剛度大小，而在梁體與擋塊間隙一定時，墊片厚度也決定了其與梁體間距的大小，因此需對墊片厚度的影響進(jìn)行分析，以明確其減碰效果。在每個擋塊前布設(shè)400 mm×300 mm的橡膠墊片，分別取其厚度為0，2，4，6，8和10 cm，進(jìn)行非線性時程分析。分析時擋塊強(qiáng)度仍為1 500 kN，梁體與擋塊的初始間隙取10 cm。墊片厚度為0指不設(shè)橡膠墊片的工況，厚度為10 cm指墊片塞滿梁體與擋塊間的空隙。結(jié)果見圖10。

(a) 橡膠墊片厚度對梁墩最大相對位移的影響；(b) 橡膠墊片厚度對梁底最大彎矩的影響；(c) 橡膠墊片厚度對最大碰撞力的影響

由圖10可知，各墩處梁墩最大相對位移隨橡膠墊片厚度的增加而減小，2，4和5號墩處減幅較明顯。加設(shè)橡膠墊片后，各墩墩底最大彎矩都有所減小。隨著橡膠墊片厚度的增加，各墩處最大碰撞力總體呈減小趨勢，但各墩處的具體變化情況差異較大。對于碰撞較激烈的2，4和5號墩，隨著墊片厚度的增大，碰撞力逐漸降至擋塊強(qiáng)度值以下，其中2號墩的減幅尤為明顯，說明它們處的擋塊損傷情況大為改善。3號墩處碰撞力出現(xiàn)先增大后減小的起伏，6號墩處碰撞力在減小后也出現(xiàn)較小幅度的波動，這都是受各墩間耦聯(lián)效應(yīng)的影響。在橡膠墊片塞滿梁體與擋塊初始間隙后，部分結(jié)構(gòu)地震反應(yīng)值出現(xiàn)回升。綜上所述，加設(shè)橡膠墊片，使擋塊限位效果有所提升，更能減小碰撞力，減輕擋塊損傷，特別是在碰撞較激烈處，應(yīng)適當(dāng)增加橡膠墊片的厚度，但是不宜將墊片塞滿梁體與擋塊間的空隙。

6 結(jié)論

1) 非規(guī)則多跨連續(xù)梁橋橋墩較多，由于各墩結(jié)構(gòu)特性的不同，各墩處的橫向碰撞情形存在差異，且彼此耦聯(lián)。橫向碰撞限制過大梁體位移，但也將梁體部分的慣性力傳遞給橋墩，增大橋墩內(nèi)力，且使各墩受力分布更不均勻。因此混凝土擋塊對結(jié)構(gòu)地震反應(yīng)有重要影響，而其力學(xué)性能是上述限位與傳力機(jī)制的關(guān)鍵。當(dāng)前工程實(shí)踐中對擋塊的忽略以及現(xiàn)有研究中對擋塊特性或梁體與擋塊間隙的忽略都會導(dǎo)致結(jié)構(gòu)地震反應(yīng)分析的不準(zhǔn)確。

2) 混凝土擋塊強(qiáng)度的增大，有助于提高擋塊的限位能力。但擋塊強(qiáng)度控制著上部結(jié)構(gòu)能夠向墩柱傳遞慣性力的大小，所以過大的擋塊強(qiáng)度會極大地增加橋墩的受力，且使各墩受力分布更加不均勻。提高擋塊的變形能力，可在不影響其限位功能的情況下，減小碰撞力，從而減輕擋塊損傷。梁體與擋塊的初始間隙不宜過小，否則碰撞過于激烈，會導(dǎo)致?lián)鯄K破壞加重，反而難以達(dá)到理想的限位效果。

3) 在混凝土擋塊前加設(shè)橡膠墊片，能進(jìn)一步減小梁墩相對位移與碰撞力，減輕擋塊損傷，是較宜采用的減碰措施。適當(dāng)增加墊片厚度可提升上述效用，但墊片不宜塞滿梁體與擋塊的間隙。

[1] LI J, PENG T, XU Y. Damage investigation of girder bridges under the Wenchuan earthquake and corresponding seismic design recommendations[J]. Earthquake Engineering and Engineering Vibration, 2008, 7(4): 337?344.

[2] Hao H, Bi K, Chouw N, et al. State-of-the-art review on seismic induced pounding response of bridge structures [J]. Journal of Earthquake and Tsunami, 2013, 7(3): 1350019.

[3] Maleki S. Effect of side retainers on seismic response of bridges with elastomeric bearings[J]. Journal of Bridge Engineering, 2004, 9(1): 95?100.

[4] 鄧育林, 彭天波, 李建中. 地震作用下橋梁結(jié)構(gòu)橫向碰 撞模型及參數(shù)分析[J]. 振動與沖擊, 2007, 26(9): 104?107. DENG Yulin, PENG Tianbo, LI Jianzhong. Pounding model of bridge structures and parameter analysis under transverse earthquakes[J]. Journal of Vibration and Shock, 2007, 26(9): 104?107.

[5] 王軍文, 李建中, 范立礎(chǔ). 非規(guī)則梁橋橫橋向地震碰撞反應(yīng)分析[J]. 振動與沖擊, 2010, 29(6): 25?30. WANG Junwen, LI Jianzhong, FAN Lichu. Analysis on pounding effect of irregular girder bridges under transverse earthquake[J]. Journal of Vibration and Shock, 2010, 29(6): 25?30.

[6] 江輝, 李宇, 楊慶山, 等. 淺源強(qiáng)震下RC梁式橋橫向碰撞參數(shù)研究[J]. 振動與沖擊, 2012, 31(4): 53?59. JIANG Hui, LI Yu, YANG Qingshan, et al. Parameter study on transverse pounding of RC girder bridge under typical strong earthquake from shallow source[J]. Journal of Vibration and Shock, 2012, 31(4): 53?59.

[7] 焦馳宇, 龍佩恒, 李士鑼, 等. 地震作用下中小跨度梁橋橫向碰撞參數(shù)影響分析[J]. 振動與沖擊, 2014, 33(8): 48?54. JIAO Chiyu, LONG Peiheng, LI Shiluo, et al. Parametric analysis of transverse collision of medium and small-span bridges under earthquake excitation[J]. Journal of Vibration and Shock, 2014, 33(8): 48?54.

[8] Megally S H, Silva P F, Seible F. Seismic response of sacrificial shear keys in bridge abutments[R]. San Diego: University of California, 2002.

[9] Bozorgzadeh A, Megally S, Restrepo J I, et al. Capacity evaluation of exterior sacrificial shear keys of bridge abutments[J]. Journal of Bridge Engineering, 2006, 11(5): 555?565.

[10] Silva P F, Megally S, Seible F. Seismic performance of sacrificial exterior shear keys in bridge abutments[J]. Earthquake Spectra, 2009, 25(3): 643?664.

[11] Goel R K, Chopra A K. Role of shear keys in seismic behavior of bridges crossing fault-rupture zones[J]. Journal of Bridge Engineering, 2008, 13(4): 398?408.

[12] 項(xiàng)乃亮, 李建中. 中小跨度梁橋混凝土擋塊合理設(shè)計(jì)參數(shù)研究[J]. 橋梁建設(shè), 2016, 46(5): 41?46. XIANG Nailiang, LI Jianzhong. Research of proper design parameters of concrete shear keys for short and medium span beam bridges[J]. Bridge Construction, 2016, 46(5): 41?46.

[13] 王軍文, 沈賢, 李建中. 地震作用下斜交簡支梁橋旋轉(zhuǎn)機(jī)理及斜度影響研究[J]. 橋梁建設(shè), 2014, 44(3): 32?37. WANG Junwen, SHEN Xian, LI Jianzhong. Study of rotation mechanism and skew degree influence of skewed-simply-supported beam bridge under earthquake excitation[J]. Bridge Construction, 2014, 44(3): 32?37.

[14] 聶晉濤. 客運(yùn)專線橋梁中減隔震技術(shù)應(yīng)用研究[J]. 鐵道工程學(xué)報(bào), 2012, 29(3): 53?57. NIE Jintao. Research on application of seismic reduction and isolation technology in bridge of passenger dedicated line[J]. Journal of Railway Engineering Society, 2012, 29(3): 53?57.

[15] Jankowski R, Wilde K, Fujino Y. Reduction of pounding effects in elevated bridges during earthquakes[J]. Earthquake Engineering & Structural Dynamics, 2000, 29(2): 195?212.

(編輯 涂鵬)

Effect of concrete shear keys on seismic responses of an irregular continuous girder bridge

XIA Renjie1, 2, ZHAO Renda1, ZHAN Yulin1, 3

(1. Department of Bridge Engineering, School of Civil Engineering, Southwest Jiaotong University, Chengdu 610031, China;2. Shanghai Municipal Engineering Design Institute (Group) Co., Ltd, Shanghai 200292, China; 3. National Engineering Laboratory for Technology of Geological Disaster Prevention in Land Transportation, Chengdu 610031, China)

In order to have more realistic predictions of bridge structures’ seismic responses, a modeling method based on ANSYS was proposed, which can simulate concrete shear keys’ characteristics and pounding between the girder and shear keys. The irregular multi-span continuous bridge of Hanjiang Bridge was taken as the research object. The seismic responses with four different modelling methods for concrete shear keys were analyzed. Then a parametric study of concrete shear keys’ characteristics was conducted. Finally a proposed pounding mitigation method was discussed. The results show that concrete shear keys restrain the girder’s displacement and transmitter seismic forces from the girder to substructures, which affect the overall bridge responses. Ignoring concrete shear keys’ mechanical properties or initial gaps between the girder and shear keys can lead to erroneous results. Increasing shear keys’ strength can improve its limit capability. But an excessive value of the strength will cause great internal forces in the piers. A better deformation capability of shear keys can make pounding forces smaller and reduce shear keys’ damages. Applying rubber bumpers to shear keys is a proper pounding mitigation method. Rubber bumpers can further reduce relative displacements of the girder and piers and pounding forces, so as to mitigate shear keys’ damages.

concrete shear key; irregular continuous girder bridge; seismic response; strength; deformation capability; initial gap; pounding mitigation method

10.19713/j.cnki.43?1423/u.2018.08.012

U442.5+5

A

1672 ? 7029(2018)08 ? 1987 ? 09

2017?05?21

國家重點(diǎn)研發(fā)計(jì)劃資助項(xiàng)目(2016YFB1200401)；廣東省交通運(yùn)輸廳科技計(jì)劃資助項(xiàng)目(科技-2014-02-015)；四川省科技計(jì)劃資助項(xiàng)目(2017GZ0369，2018GZ0052)

趙人達(dá)(1961?)，男，貴州畢節(jié)人，教授，從事橋梁結(jié)構(gòu)行為研究；E?mail：rendazhao@163.com