宋澤岡，施靜嫻，鄧旭東

(1.云南省公路科學(xué)技術(shù)研究院，云南 昆明 650051；2.昆明理工大學(xué) 津橋?qū)W院，云南 昆明 650106)

由于經(jīng)濟、技術(shù)等條件的限制，早期建造的裝配式鋼筋砼拱橋大多僅對主拱圈進(jìn)行抗震驗算，未對拱上立柱作相關(guān)抗震計算要求，導(dǎo)致裝配式拱橋拱上立柱的砼強度、截面尺寸、配筋率普遍偏小，造成立柱節(jié)點成為其抗震薄弱位置。長期以來對拱上立柱的加固主要以病害處治、提高承載能力、恢復(fù)使用功能、增強安全性和耐久性為目的，如內(nèi)宜(內(nèi)江—宜賓)高速公路高灘河大橋采用粘貼鋼板加固，桂柳(桂林—柳州)高速公路五里大橋采用粘貼型鋼、立柱間加設(shè)X 撐或K 撐加固，成渝(成都—重慶)高速公路內(nèi)江沱江大橋、廣西扶綏長沙大橋、江南大橋(右幅橋)采用粘貼纖維材料加固，重慶市關(guān)二嘴大橋、宜賓金沙江馬鳴溪大橋采用環(huán)氧材料加固，成渝高速公路球溪河特大橋、廣西藤縣西江大橋采用增大截面法加固。近年來，隨著有限元軟件的廣泛應(yīng)用及西部地區(qū)地震頻發(fā)，對裝配式拱橋立柱節(jié)點抗震性能的研究已引起重視，如王宇等采用有限元法對某鋼筋砼拱橋進(jìn)行動力特性分析，發(fā)現(xiàn)在汶川地震波下，橋梁結(jié)構(gòu)低階模態(tài)大多為拱上立柱的縱向振動；唐堂等對汶川地震中遭到嚴(yán)重破壞的金花大橋進(jìn)行震害機理分析，發(fā)現(xiàn)地震易損構(gòu)件為靠近拱頂附近的立柱(立柱下部彎曲開裂)；蔣志強提出主拱圈和拱上立柱的地震破壞損傷指標(biāo)和評價方法，經(jīng)地震易損性分析，發(fā)現(xiàn)拱頂附近立柱易損程度最高；唐堂通過擬靜力試驗，分析了拱上立柱套箍加固厚度、高度對其抗震性能的影響。該文針對裝配式拱橋抗震薄弱部位——主拱圈與立柱連接節(jié)點，在前期立柱試件擬靜力試驗研究的基礎(chǔ)上，以1 孔130 m 跨徑裝配式箱形拱橋為依托，采用“強節(jié)點”的抗震加固方案，提出裝配式箱形拱橋立柱節(jié)點抗震結(jié)構(gòu)分析、加固設(shè)計與施工技術(shù)。

1 依托工程及結(jié)構(gòu)模型

1.1 依托工程概況

某1 孔130 m 跨徑空腹式箱形拱橋，主拱圈凈矢跨比為1/8，主拱圈為等截面懸鏈線箱形無鉸拱，高2.3 m、寬10.8 m，由6 箱組成。拱上腹孔共設(shè)有11 孔，采用14 m+9～13 m+14 m 簡支T 梁(五梁式)，腹孔墩采用排架式(五柱)。設(shè)計荷載為汽車-超20 級，掛車-120。橋面布置為0.5 m護(hù)墻+11.0 m行車道+0.5 m護(hù)墻(見圖1)。

圖1 某箱形拱橋橫斷面布置圖(單位：m)

1.2 結(jié)構(gòu)模型

采用MIDAS/Civil 軟件建立橋梁模型，橋梁結(jié)構(gòu)共劃分為2 824 個單元、2 130 個節(jié)點(見圖2)。建模時，針對排架立柱，應(yīng)用纖維截面分割功能，將主筋內(nèi)部、外部砼分別設(shè)置為約束砼、無約束砼，砼、鋼筋分別采用Mander、雙折線本構(gòu)模型，由此定義排架立柱塑性鉸。

圖2 橋梁空間動力計算模型

自A 岸拱腳往拱頂方向，排架編號為Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ、Ⅳ (橫墻)、Ⅴ 號(橫墻)；自B 岸拱腳往拱頂方向，排架編號為Ⅰ′、Ⅱ′、Ⅲ′、Ⅳ′(橫墻)、Ⅴ′號(橫墻)。

2 橋梁地震反應(yīng)分析

2.1 地震動參數(shù)

橋梁抗震設(shè)防類別為B 類，設(shè)防烈度為Ⅷ度；場地類別為Ⅱ類；場地系數(shù)Cs=1.0；抗震重要性系數(shù)Ci，E1 地震為0.43，E2 地震為1.3；水平向設(shè)計基本地震動加速度峰值A(chǔ)=0.20g；設(shè)計加速度反應(yīng)譜特征周期Tg=0.45 s；結(jié)構(gòu)阻尼比ξ=0.05；豎向/水平向譜比函數(shù)R=0.65。兩階段設(shè)計加速度反應(yīng)譜見圖3。采用3 組E2 地震波計算，分別記作8-1 波、8-2 波、8-3 波(見圖4)。

圖3 設(shè)計加速度反應(yīng)譜

圖4 E2 地震波

2.2 作用效應(yīng)組合

對抗震設(shè)防烈度Ⅷ 度及以上大跨度拱式結(jié)構(gòu)進(jìn)行分析時，應(yīng)同時考慮縱橋向X、橫橋向Y和豎向Z的地震作用。鑒于地震作用的隨機性，考慮多遇地震(E1 地震)與罕遇地震(E2 地震)作用，取表1所示地震作用效應(yīng)組合。

表1 地震作用效應(yīng)組合

2.3 反應(yīng)譜分析結(jié)果

反應(yīng)譜分析是一種擬靜力方法，先計算各單自由度體系的最大地震響應(yīng)，再將其組合得到多自由度體系的最大地震響應(yīng)，能同時考慮結(jié)構(gòu)各頻段振動的振幅最大值和頻譜2個主要因素。組合Ⅰ、Ⅱ 下，排架立柱水平位移見表2，內(nèi)力見表3。

由表2可知：1)加固前，最不利工況下，各排架立柱的縱橋向位移，柱頂為2.3～5.3 mm，柱底為1.2～5.1 mm；橫橋向位移，柱頂為12.6～36.0 mm，柱底為3.6～33.4 mm?？傮w上，橫橋向位移為縱向位移的6.4 倍。2)加固后，最不利工況下，各排架立柱的縱橋向位移，柱頂為1.0～7.9 mm，柱底為1.1～9.3 mm；橫橋向位移，柱頂為11.8～38.9 mm，柱底為3.7～36.1 mm。總體上，橫橋向位移為縱向位移的5.9 倍。3)最不利工況下，排架立柱的橫橋向位移從大到小排序為Ⅲ 、Ⅲ′、Ⅱ 、Ⅱ′、Ⅰ、Ⅰ′號。4)Ⅲ 、Ⅲ′ 號排架立柱加固前后，反應(yīng)譜分析立柱位移變化較小。

表2 排架立柱水平位移(反應(yīng)譜分析)

由表3可知：1)組合Ⅰ。加固前，排架立柱的軸力，柱頂為-358.8～-456.6 kN，柱底為-382.1～-594.5 kN；剪力，柱頂為7.0～479.7 kN，柱底為9.7～480.9 kN；彎矩，柱頂為2.4～287.2 kN·m，柱底為73.2～1 188.7 kN·m。加固后，排架立柱的軸力，柱頂為-298.2～-382.4 kN，柱底為-335.0～-514.0 kN；剪力，柱頂為7.7～394.8 kN，柱底為4.7～257.2 kN；彎矩，柱頂為4.6～236.7 kN·m，柱底為45.5～977.9 kN·m。2)組合Ⅱ。加固前，排架立柱的軸力，柱頂為-328.2～-428.0 kN，柱底為-361.6～-561.9 kN；剪力，柱頂為13.4～31.6 kN，柱底為18.0～34.0 kN；彎矩，柱頂為17.0～77.7 kN·m，柱底為34.5～99.1 kN·m。加固后，排架立柱的軸力，柱頂為-311.6～-388.9 kN，柱底為-353.8～-510.4 kN；剪力，柱頂為12.6～42.5 kN，柱底為17.6～45.3 kN；彎矩，柱頂為9.9～75.4 kN·m，柱底為55.4～116.8 kN·m。3)總體上，各排架間軸力分布相對均勻，各排架立柱柱底軸力略大于柱頂，較高的排架其軸力效應(yīng)相對較大。組合Ⅰ 下排架立柱剪力為組合Ⅱ 的5.2 倍(加固前)、3.2 倍(加固后)，表明縱波(較橫波)會使排架立柱產(chǎn)生較大的剪力效應(yīng)；各排架立柱柱底剪力略大于柱頂；組合Ⅰ 下，Ⅲ′ 號排架立柱剪力顯著大于其他排架，加固前后上下緣均值分別為480.3、326.0 kN。組合Ⅰ 下排架立柱柱底彎矩為組合Ⅱ 的6.5 倍(加固前)、4.3 倍(加固后)，表明縱波(較橫波)會使排架立柱產(chǎn)生較大的彎矩效應(yīng)；組合Ⅱ 下，各排架立柱柱底彎矩略大于柱頂；組合Ⅰ 下，Ⅲ′ 號排架立柱柱底彎矩顯著大于其他排架，加固前后分別為1 188.7、977.9 kN·m。Ⅲ 、Ⅲ′ 號排架立柱加固后，反應(yīng)譜分析立柱的內(nèi)力較加固前明顯減小，軸力減小11.8%、剪力減小24.8%、彎矩減小20.3%，其中加固排架的軸力減小9.7%、剪力減小31.0%、彎矩減小28.9%。

表3 排架立柱上、下緣截面內(nèi)力(反應(yīng)譜分析)

2.4 時程分析結(jié)果

時程分析是一種相對精細(xì)的方法，不但可以考慮結(jié)構(gòu)在罕遇地震下進(jìn)入塑性后的內(nèi)力重分布，而且可以記錄結(jié)構(gòu)響應(yīng)的整個過程。采用3 組時程波(見圖4)計算，時程分析結(jié)果取3 組計算結(jié)果的最大值。組合Ⅲ、Ⅳ 下，排架立柱最大水平位移見表4，最大內(nèi)力見表5。

表4 排架立柱最大水平位移(時程分析)

表5 排架立柱上、下緣截面最大內(nèi)力(時程分析)

續(xù)表5

由表4可知：1)3 組時程波(8-1 波、8-2 波、8-3 波)中，引起排架立柱水平位移效應(yīng)最大的為8-1 波。2)加固前，最不利工況下，各排架立柱的縱橋向位移，柱頂為8.5～12.7 mm，柱底為6.3～22.3 mm；橫橋向位移，柱頂為72.7～164.0 mm，柱底為16.3～149.3 mm?？傮w上，橫橋向位移為縱向位移的7.6 倍。加固后，最不利工況下，各排架立柱的縱橋向位移，柱頂為7.0～14.4 mm，柱底為4.2～18.3 mm；橫橋向位移，柱頂為65.4～155.6 mm，柱底為14.0～135.0 mm。總體上，橫橋向位移為縱向位移的7.9 倍。3)最不利工況下，排架立柱橫橋向位移從大到小排序為Ⅲ、Ⅲ′、Ⅱ 、Ⅱ′、Ⅰ、Ⅰ′號。4)總體上，Ⅲ、Ⅲ′ 號排架立柱加固后，時程分析立柱的位移較加固前減小9.1%。

由表5可知：1)3 組時程波(8-1 波、8-2 波、8-3 波)所引起的排架立柱內(nèi)力效應(yīng)差異較小，其中引起軸力相對較大的為8-3 波，剪力相對較大的為8-1 波，彎矩相對較大的為8-1 波。2)組合Ⅲ。加固前，3 組時程波下，排架立柱的最大軸力，柱頂為-637.8～-778.1 kN，柱底為-779.4～-1 019.0 kN；最大剪力，柱頂為38.4～636.2 kN，柱底為36.5～616.4 kN；最大彎矩，柱頂為27.0～381.8 kN·m，柱底為191.3～1 517.9 kN·m。加固后，3 組時程波下，排架立柱的最大軸力，柱頂為-609.8～-672.9 kN，柱底為-684.6～-998.9 kN；最大剪力，柱頂為48.7～347.7 kN，柱底為51.4～598.6 kN；最大彎矩，柱頂為29.8～292.5 kN·m，柱底為220.8～916.9 kN·m。3)組合Ⅳ。加固前，3 組時程波下，排架立柱的最大軸力，柱頂為-661.7～-705.6 kN，柱底為-718.8～-855.6 kN；最大剪力，柱頂為43.7～129.1 kN，柱底為51.7～134.5 kN；最大彎矩，柱頂為82.5～126.9 kN·m，柱底為139.3～180.0 kN·m。加固后，3 組時程波下，排架立柱的最大軸力，柱頂為-630.7～-694.7 kN，柱底為-723.4～-840.7 kN；最大剪力，柱頂為37.0～291.5 kN，柱底為52.4～289.6 kN；最大彎矩，柱頂為79.0～291.1 kN·m，柱底為133.7～371.0 kN·m。4)總體上，各排架間軸力分布相對均勻，各排架立柱柱底軸力略大于柱頂。組合Ⅲ 下排架立柱最大剪力為組合Ⅳ 的2.8 倍(加固前)、1.6 倍(加固后)，表明縱波(較橫波)會使排架立柱產(chǎn)生較大的剪力效應(yīng)；組合Ⅲ 下，Ⅲ′、Ⅲ 號排架立柱最大剪力顯著大于其他排架。組合Ⅲ 下排架立柱柱底最大彎矩為組合Ⅳ 的4.5 倍(加固前)、1.7 倍(加固后)，表明縱波(較橫波)會使排架立柱產(chǎn)生較大的彎矩效應(yīng)；組合Ⅳ 下，各排架立柱柱底最大彎矩略大于柱頂；組合Ⅲ 下，Ⅲ′、Ⅲ 號排架立柱柱底最大彎矩顯著大于其他排架。5)最不利工況下，排架立柱柱底最大剪力、彎矩從大到小排序為Ⅲ′、Ⅲ、Ⅱ′、Ⅱ、Ⅰ、Ⅰ′ 號。6)總體上，Ⅲ、Ⅲ′ 號排架立柱加固后，時程分析立柱的內(nèi)力較加固前有所減小，軸力減小5.7%、剪力減小11.5%、彎矩減小9.0%；其中加固排架軸力減小8.0%、剪力減小19.2%、彎矩減小11.3%。

2.5 分析結(jié)論

(1)反應(yīng)譜分析。1)位移分析。排架立柱橫橋向位移占主導(dǎo)，從大到小排序為Ⅲ 、Ⅲ′、Ⅱ、Ⅱ′、Ⅰ、Ⅰ′號。2)內(nèi)力分析?？傮w上，各排架間軸力分布相對均勻；較橫波而言，縱波下排架立柱剪力、彎矩效應(yīng)明顯增大，受力最不利的排架立柱為Ⅲ′、Ⅲ號。3)最不利工況下，排架立柱柱底最大剪力、彎矩從大到小排序為Ⅲ′、Ⅲ、Ⅱ′、Ⅱ、Ⅰ、Ⅰ′號。4)Ⅲ、Ⅲ′號排架立柱加固后，立柱內(nèi)力較加固前明顯減小，軸力減小11.8%、剪力減小24.8%、彎矩減小20.3%，其中加固排架軸力減小9.7%、剪力減小31.0%、彎矩減小28.9%。

(2)時程分析。1)位移分析。排架立柱橫橋向位移占主導(dǎo)，從大到小排序為Ⅲ、Ⅲ′、Ⅱ、Ⅱ′、Ⅰ、Ⅰ′號。2)內(nèi)力分析。總體上，各排架間軸力分布相對均勻；較橫波而言，縱波下排架立柱最大剪力、彎矩效應(yīng)明顯增大，受力最不利的排架立柱為Ⅲ′、Ⅲ號。3)最不利工況下，排架立柱柱底最大剪力、彎矩從大到小排序為Ⅲ′、Ⅲ、Ⅱ′、Ⅱ、Ⅰ、Ⅰ′號。4)Ⅲ、Ⅲ′號排架立柱加固后，立柱位移較加固前減小9.1%；內(nèi)力較加固前有所減小，軸力減小5.7%、剪力減小11.5%、彎矩減小9.0%，其中加固排架軸力減小8.0%、剪力減小19.2%、彎矩減小11.3%。5)時程波作用下，排架立柱下端較上端更易出現(xiàn)塑性鉸；排架立柱屈服程度從重到輕排序為Ⅲ′、Ⅲ、Ⅱ′、Ⅱ、Ⅰ、Ⅰ′號。6)根據(jù)橋梁時程分析結(jié)果，得到排架立柱沿高度方向纖維截面的開裂范圍，其中Ⅲ′號(拱跨3L/4 處)排架立柱整體開裂較多；Ⅲ 號(拱跨L/4 處)排架立柱下部1.3 m 高度范圍開裂較多。

3 加固設(shè)計和施工技術(shù)

3.1 加固設(shè)計

對立柱節(jié)點采用“植筋增大截面、外包鋼板、外包CFRP”加固及“整體現(xiàn)澆、鋼纖維砼、角鋼、鋼板對焊、加密鋼筋”加強的共10 組試件進(jìn)行擬靜力試驗研究，各組試件抗震性能的對比分析結(jié)果表明，立柱節(jié)點采用外包鋼板加固時，其抗震性能最佳。

對依托橋梁地震反應(yīng)分析確定的抗震性能薄弱的排架立柱及部位——Ⅲ′ 號(拱跨3L/4 處)整個柱體、Ⅲ 號(拱跨L/4 處)下部1.3 m 高度范圍，采用“外包8 mm 厚Q355D 鋼板、截面內(nèi)凹處澆筑C40 自密實砼”的方案進(jìn)行加固，實現(xiàn)橋梁抗震設(shè)防目標(biāo)，提升橋梁整體抗震性能。依托橋梁Ⅲ′ 號排架立柱節(jié)點抗震加固設(shè)計見圖5、圖6，Ⅲ 號排架立柱類似。

圖5 Ⅲ′ 號排架立柱節(jié)點抗震加固立面圖(單位：cm)

圖6 Ⅲ′ 號排架立柱節(jié)點抗震加固橫斷面圖(單位：cm)

3.2 加固施工技術(shù)

(1)立柱、柱座加固區(qū)域砼表面處理。立柱工形截面左、右側(cè)內(nèi)凹面鑿毛至露出粗骨料(凹凸差不小于6 mm)，去除疏松物并清理干凈；打磨立柱、柱座粘貼鋼板區(qū)域砼粘貼面，去除疏松物及雜質(zhì)并清理干凈；砼表面凹處用環(huán)氧樹脂純漿液涂抹，待純漿液半干時，用環(huán)氧膠泥或環(huán)氧砂漿找平。

(2)立柱、柱座上對應(yīng)鋼板錨栓位置鉆孔。立柱采用M12 對穿錨栓，柱座采用M12 植入錨栓，鉆孔直徑為16 mm。

(3)鋼板粘貼面打磨除銹，立柱外包鋼板打孔，根據(jù)立柱實際孔位放樣鋼板孔位；左、右側(cè)鋼板下緣開孔(澆筑自密實砼的出氣孔)；柱座加固鋼板打孔，根據(jù)柱座實際孔位放樣鋼板孔位。

(4)立柱左、右側(cè)面鋼板剪力釘制作，并焊接(雙面滿焊)于鋼板內(nèi)側(cè)面。

(5)安裝鋼板并臨時錨固；焊接(滿焊)鋼板(含立柱四角棱邊、立柱鋼板下緣與底座鋼板交接處)。

(6)鋼板周邊密封，制備膠黏劑，注膠。

(7)膠液開始初凝時緊固螺栓。

(8)C40 自密實砼制備、澆筑、養(yǎng)生。

(9)補注膠，封閉注漿孔、通氣孔。

(10)鋼板及螺栓防銹處理。

依托橋梁立柱節(jié)點抗震加固效果見圖7。

圖7 依托橋梁立柱節(jié)點抗震加固效果

4 結(jié)語

針對裝配式拱橋，提出經(jīng)濟適用、效果明顯的抗震加固方案——外包8 mm 厚Q355D 鋼板、截面內(nèi)凹處澆筑C40 自密實砼，為裝配式拱橋的抗震加固提供參考。于裝配式拱橋抗震薄弱部位——主拱圈與立柱連接節(jié)點進(jìn)行局部加固，提高橋梁整體抗震性能，保障橋梁結(jié)構(gòu)在地震作用下的安全，節(jié)省成本，具有良好的經(jīng)濟效益和社會效益。利用裝配式箱形拱橋立柱節(jié)點抗震加固技術(shù)對依托橋梁實施節(jié)點抗震加固設(shè)計與施工，起到了示范應(yīng)用及技術(shù)驗證的作用。該抗震加固技術(shù)可為裝配式拱橋抗震性能最薄弱部位的精準(zhǔn)定位、橋梁抗震需求評價提供借鑒，為同類結(jié)構(gòu)的抗震評估、加固積累技術(shù)經(jīng)驗。