多跨簡支梁橋加固措施的抗震性能評估

朱文正

廣州大學土木工程學院，廣州 510006

【土木建筑工程 / Architecture and Civil Engineering】

多跨簡支梁橋加固措施的抗震性能評估

朱文正

廣州大學土木工程學院，廣州 510006

對一座典型的五跨簡支鐵路箱梁橋進行了多種工況的非線性地震反應(yīng)分析，評價限位拉索、混凝土墩套、橡膠支座和鉛芯橡膠支座等措施對橋梁主要構(gòu)件抗震性能的影響.結(jié)果表明，各措施對橋梁構(gòu)件的抗震性能有不同程度的改善，限位拉索和鉛芯橡膠支座可以有效消減使用活動支座或普通橡膠支座時墩梁的相對位移；鉛芯橡膠支座和普通橡膠支座均顯著減少了橋墩的延性需求，但普通橡膠支座加大了墩梁間的相對位移和梁體對橋臺的碰撞；限位拉索的初始間隙可考慮支座的允許變形，適當取較大值.建議采用鉛芯橡膠支座或普通橡膠支座更換固定支座，必要時采用增加混凝土墩套的方法提高橋墩的塑性變形能力.研究成果可用于結(jié)構(gòu)的易損性評價和基于橋梁整體性能的系統(tǒng)化抗震研究.

橋梁工程；抗震加固；多跨簡支梁橋；限位拉索；普通橡膠支座；鉛芯橡膠支座

簡支梁橋是公路、鐵路橋梁常用的橋梁型式，在強烈地震中容易遭到破壞，典型的破壞形式包括落梁、支座以及橋墩破壞等. 國內(nèi)外許多學者通過模擬簡支梁橋在強烈地震作用下的響應(yīng)，研究主要構(gòu)件的抗震性能. Dicleli等[1]認為支座剛度對多跨簡支橋的地震響應(yīng)影響顯著，加之梁間碰撞的影響，容易產(chǎn)生落梁或支座的剪切破壞. 羅如登等[2]在多級抗震分析中對橋梁支座在水平靜力約束方向上的彈簧剛度的取值進行了分析計算和對比研究，提出了支座的改進模型. Saiidi等[3]通過兩跨和五跨簡支梁橋限位拉索的研究，發(fā)現(xiàn)拉索可有效降低梁間相對位移，但是其減少量與拉索的數(shù)量不成比例. 楊風利等[4]考慮地震時車輛運行的安全性、土和基礎(chǔ)的相互作用以及結(jié)構(gòu)Rayleigh阻尼系數(shù)的變化對減隔震體系的影響，實現(xiàn)了鉛芯橡膠支座設(shè)計參數(shù)的優(yōu)化.黃艷等[5]采用非線性彈簧單元，模擬道床的縱向位移-阻力關(guān)系，分析軌道約束對鐵路橋梁縱向抗震性能的影響. 目前，鐵路簡支梁橋的減震抗震計算多基于單墩模型，考慮整橋抗震性能的研究較少，考慮整橋性能分析加固措施影響程度的研究更少，本研究基于一座典型鐵路簡支箱梁橋，對其整體抗震性能進行多種減隔震加固措施的效果評價.

1 橋梁模型

1.1 橋梁概況

在某條鐵路線上18座多跨鐵路梁橋設(shè)計圖紙綜合分析的基礎(chǔ)上，構(gòu)建了1座5跨簡支鐵路箱梁橋.其中，跨徑取標準跨徑；為減小參數(shù)取值的不確定性導致中間跨與兩側(cè)橋臺的地震響應(yīng)相互影響，跨數(shù)的選取參考文獻[6-7]關(guān)于建立全橋模型時考慮鄰聯(lián)結(jié)構(gòu)和邊界條件影響的要求；橋墩高度在取樣橋梁的橋墩高度和水平剛度統(tǒng)計均值的基礎(chǔ)上適當調(diào)整，使相鄰橋跨的自振周期比接近2.0，以增加相鄰跨的碰撞效應(yīng). 模型橋梁的跨徑為32 m，梁重7 200 kN，二期荷載為200 kN/m，橋梁立面布置如圖1. 伸縮縫寬度為3.0 cm. 橋墩采用2.5 m×6.4 m的圓端型截面，墩身縱向鋼筋為176Φ25 mm，配筋率小于1%，箍筋配筋率約為0.16%. 橋墩基礎(chǔ)采用10根直徑為1.0 m的鉆孔灌注樁. 每孔橋墩頂分別采用固定、縱向活動、橫向活動以及多向活動等4類支座，梁體在縱橋向一端固定、一端活動. 場地類型為2類，設(shè)防烈度為8度.

圖1 橋梁立面圖(單位：cm)Fig.1 Elevation of bridge (unit in cm)

1.2 橋梁非線性單元

1.2.1 橋墩非線性模型

圖2 橋墩Clough滯回模型Fig.2 Clough hysteresis model for piers

在劇烈地震作用下，橋墩可能進入塑性變形階段，通過塑性變形耗散輸入結(jié)構(gòu)的地震能量，延長結(jié)構(gòu)的自振周期，改變其地震反應(yīng)特性. 在橋梁動力分析時，橋墩通常采用剛度退化的Clough模型，剛度退化系數(shù)β為0.2～0.6，如圖2.其中，P1(+)和P1(-)分別為正負向的屈服強度；D1(+)和D1(-)分別為對應(yīng)于正負向屈服強度的屈服變形. 蔣麗忠等[8]通過對鐵路橋墩模型的低周反復荷載試驗發(fā)現(xiàn)，低配筋率空心墩的滯回曲線的捏縮現(xiàn)象明顯，耗能效果較差. 本算例橋墩的退化指數(shù)取0.4.

橋墩在縱橫橋向的強度和延性參數(shù)見表1.約束混凝土和非約束混凝土的本構(gòu)關(guān)系服從Mander模型[9]，鋼筋服從雙線性模型.

表1 橋墩截面強度與延性參數(shù)

1.2.2 軌道與梁體間相互作用

軌道對簡支梁橋的縱橋向振動有較大約束.對于有碴橋梁，軌道與橋梁間的相互作用可由道床縱向位移-阻力(每延米縱向阻力)關(guān)系描述，以兩者的相對位移u=2 mm為道床彈塑性轉(zhuǎn)折點,一般可采用如圖3的理想彈-塑性力學模型.道床最大縱向阻力與道床種類、斷面尺寸及軌枕類型等因素有關(guān),無載時道床最大縱向阻力在10～20 kN/m之間變化[5]，本研究取其縱向阻力為15 kN/m.

圖3 道床縱向位移阻力關(guān)系Fig.3 Relationship between longitudinal deformation and resistance for track bed

1.2.3 梁間碰撞

梁間碰撞采用碰撞單元模擬. 文獻[10]認為采用具有過大碰撞剛度的彈性單元會產(chǎn)生不切實際的碰撞力和加速度，可采用如圖4的三折線彈性碰撞單元模擬梁間碰撞.其中，D0、D1和D2分別為梁間碰撞的初始間隙、2次間隙和3次間隙，K1、K2和K3分別為梁間碰撞的初始剛度、2次剛度和3次剛度，K2=K3/2，K1=K3/3.K3取梁體壓縮剛度，以確保梁體在強烈地震作用下不開裂.計算得碰撞剛度K3=1.45×106kN/m.

圖4 梁間碰撞模型[10]Fig.4 Pounding model between beems[10]

1.2.4 橋臺剛度

橋臺剛度是橋梁抗震計算的另一重要參數(shù)，但由于橋臺在地震中破壞的實例較少見到，研究人員通常忽略其對結(jié)構(gòu)抗震性能的影響.Eunsoo[11]通過對各國抗震規(guī)范的總結(jié)分析提出了橋臺的非對稱滑移三折線滯回模型，如圖5.其中，F(xiàn)1a和F1p分別為橋臺抗拉、抗壓的第1屈服強度；F2a和F2p分別為橋臺抗拉、抗壓的第2屈服強度；Δ1a和Δ1p分別為橋臺抗拉、抗壓的第1屈服變形；Δ2a和Δ2p分別為橋臺抗拉、抗壓的第2屈服變形；K1a和K1p分別為橋臺初始抗拉、抗壓剛度；K2a和K2p分別為橋臺抗拉、抗壓的2次剛度；K3p為橋臺抗壓3次剛度.

圖5 被動與主動作用下橋臺的分析模型[11]Fig.5 Analytical model of abutment in passive and active action[11]

Shamsabadi等[12]給出了臺后不同填土情況下橋臺的被動剛度和極限強度. 本研究選取粗砂作為橋臺后填土，橋臺的性能參數(shù)見表2.

表2 橋臺性能參數(shù)表

1.2.5 地基剛度

樁-土-結(jié)構(gòu)相互作用也會使結(jié)構(gòu)的自振周期延長，改變其振動特性，因而在地震分析時需考慮地基剛度的影響[13]. 現(xiàn)行公路和鐵路橋梁抗震設(shè)計規(guī)范規(guī)定樁基的剛度由“m”法計算，并且給出各種土質(zhì)相應(yīng)的“m”取值范圍. 樁基水平剛度與樁的有效嵌固深度有關(guān)，有效嵌固深度約為樁徑的5～10倍[8]. 為不失一般性，根據(jù)現(xiàn)行建筑抗震設(shè)計規(guī)范，取場地覆蓋層為稍密的礫、粗和中砂[14]，“m”值為30～80MN/m4. 文獻[15]認為“m”的取值在一定范圍內(nèi)變化對橋梁水平地震響應(yīng)無顯著影響，對于二類場地，“m”值可取50MN/m4. 計算得到樁基礎(chǔ)剛度為：K1(豎向)=7.60×1010kN/m，K2(縱橋向)=1.62×109kN/m，K3(縱橋向轉(zhuǎn)動)=9.86×109kN/m，K4(縱橋向)=1.94×109kN/m，K5(橫橋向轉(zhuǎn)動)=4.55×1010kN/m，K6(扭轉(zhuǎn))=1.46×1010kN/m.由于樁基破壞難以發(fā)現(xiàn)和修復，在橋梁抗震設(shè)計時不允許樁基中出現(xiàn)塑性鉸，即基樁在地震作用下保持線彈性.

1.2.6 支座剛度

支座是連接橋梁上下部結(jié)構(gòu)的傳力構(gòu)件，其水平剛度對橋梁結(jié)構(gòu)的地震響應(yīng)影響較大. 該橋采用豎向承載力為4 000kN的固定和活動支座. 文獻[11]建議采用理想彈塑性桿單元和非線性彈簧單元模擬固定支座，采用理想彈塑性桿單元模擬活動支座，如圖6. 其中，彈簧單元部分的Δ為初始間隙，k1、k2和k3分別為彈簧的初始剛度、1次剛度和卸載剛度；桿單元部分的K1、Kp分別為桿件屈服前后剛度，F(xiàn)y為桿件屈服強度，桿單元部分的參數(shù)見表3.

圖6 固定支座和活動支座的單元模型Fig.6 Elements for fixed and expansion bearings

表3 桿單元部分的支座參數(shù)

Table 3 Performance parameters of truss element for bearings

支座類型10-5K1/(kN·m-1)Kp/(kN·m-1)摩擦系數(shù)固定支座3．5600．37活動支座1．2300．20

2 抗震加固措施

橋梁抗震加固通?？梢圆捎迷黾踊炷炼仗?、限位拉索及普通橡膠支座，或以鉛芯橡膠支座取代固定支座等措施改善橋梁的地震響應(yīng)，提高主要構(gòu)件的抗震性能.

2.1 混凝土墩套

在劇烈地震中，橋墩塑性鉸的轉(zhuǎn)動能力對橋梁的安全具有非常重要的意義. 對于配筋率較低的橋墩，其抗彎和延性性能較差，在進行抗震加固時，可采用增加混凝土墩套的方法，即在墩柱周圍附上一層鋼筋混凝土以提高其抗彎、抗剪及延性變形能力. 一般情況下，圓柱或橢圓形柱可采用密排箍筋增加約束，其他形狀的墩則可采用完整的外圍箍筋，在混凝土墩身鉆孔，并用連系鋼筋連接. 混凝土墩套可以增加橋墩剛度約20%，增大允許轉(zhuǎn)角50%以上. 動力分析結(jié)果表明，混凝土墩套對橋梁整體地震響應(yīng)的影響不明顯[16]，因而本研究在分析計算時未考慮增加混凝土墩套對橋墩參數(shù)的改變.

2.2 限位拉索

限位拉索可以安裝在梁體與橋墩或橋臺之間，限制梁體的移動，以防止在地震中落梁，彌補梁體擱置長度的不足. 在設(shè)計時限位拉索的強度可以大于或等于相應(yīng)位置支座的支反力[17]. 通常采用鋼絞線作為限位拉索，拉索長度為2.0 m，初始間隙s為20mm. 在地震反應(yīng)分析時，采用如圖7所示的雙線性抗拉模型模擬拉索的力學性能，每根拉索的截面積約為25cm2.

圖7 限位拉索的力學模型Fig.7 Mechanical model for restrainer cables

2.3 普通橡膠支座

普通橡膠支座可以延長橋梁的水平自振周期，避開地震卓越周期，從而有效提高橋梁的抗震性能. 一般而言，普通橡膠支座在延長結(jié)構(gòu)自振周期的同時，也加大了地震中梁體的位移，增加了落梁的危險. 另外，豎向地震輸入會減小梁體對支座的約束，降低摩擦力，導致梁體滑移，甚至落梁. 因而在采用普通橡膠支座時，可以使用限位拉索限制墩梁相對位移，防止落梁，特別是位于8度及以上場地的高墩大跨橋梁[14]. 選用的普通橡膠支座豎向承載力為4 000kN，橡膠厚度為60mm，取摩擦系數(shù)為0.25. 支座采用線性彈簧單元模型，剛度計算參考現(xiàn)行橋梁抗震規(guī)范[7].

2.4 鉛芯橡膠支座

鉛芯橡膠支座在房建和橋梁中已經(jīng)使用了40多年，減震效果良好. 其基本原理是把結(jié)構(gòu)的自振周期轉(zhuǎn)移到地震卓越周期的范圍之外，并增加結(jié)構(gòu)阻尼，以減小上部結(jié)構(gòu)的位移. 很多學者對其設(shè)計理論和計算方法進行了深入的研究.Turkington等[18]通過對鉛芯尺寸、形狀系數(shù)、支座厚度和屈服強度，以及橋墩、橋臺和上部結(jié)構(gòu)剛度等參數(shù)的研究，認為鉛芯橡膠支座的減震作用隨著結(jié)構(gòu)特征周期或橋墩高度的增加而減小，可以用來調(diào)整橋梁墩臺的地震力. 朱東生等[19]研究了隔震橋梁的初始周期、延性率和支座屈服前后剛度比等參數(shù)的隔震效果. 朱文正等[20]基于反應(yīng)譜分析方法，通過等效線性化迭代計算對鉛芯橡膠支座的初始剛度進行了優(yōu)化. 楊風利等[4]進行了鐵路簡支梁橋減隔震支座設(shè)計參數(shù)的優(yōu)化研究，提出采用改變支座屈服前后剛度比以滿足減震需求. 周亞棟等[21]通過對影響橋梁隔震效果的2個顯著因素(鉛芯面積和橋墩高度)進行分析計算，提出評定橋梁減震效果的界限常數(shù). 鉛芯橡膠支座通常可以減少對橋墩和基礎(chǔ)的抗震加固需求，其分析模型如圖8.其中，K1和K2分別為鉛芯支座屈服前后的剛度；Qy為支座的屈服強度. 在橋梁隔震設(shè)計中，應(yīng)確保鉛芯橡膠支座在多遇地震或者正常使用條件下不屈服. 取列車制動力為341.8kN，橫向搖擺力為179.9kN，均小于多遇地震時橋梁的水平地震荷載，則每個支座的設(shè)計屈服力按多遇地震取為480kN，支座屈服后剛度一般取初始剛度的1/6.5，最大剪切變形取支座橡膠厚度的250%，計算得到隔震支座的初始剛度為3.23×104kN/m.

圖8 隔震支座的計算特征值Fig.8 Characteristic value for LRB

3 加固橋梁地震性能評價

建立算例橋梁的非線性動力分析模型，如圖9. 梁體采用空間彈性梁單元模型，梁體兩端在縱橋向分別采用前文所述的固定、活動支座模型與橋墩連接，其他構(gòu)件分別采用前文介紹的相關(guān)單元模型進行模擬. 通過10組地震波的動力時程分析，評價橋梁加固前后地震性能的改善程度. 結(jié)構(gòu)阻尼采用Rayleigh阻尼，阻尼比ξ=0.05.

圖9 橋梁的計算模型Fig.9 Calculation model of the bridge

3.1 地震波選取

動力計算選取的10組地震加速度見表4. 其中，前3組為相關(guān)文獻在大量地震加速度記錄綜合評價的基礎(chǔ)上建議的Ⅱ類場地的最不利地震波[22]；后7組為國內(nèi)外結(jié)構(gòu)抗震設(shè)計常用的Ⅱ類場地強震記錄. 地震波幅值按8度罕遇地震調(diào)整，最大加速度峰值為400cm/s2.

表4 地震加速度時程

3.2 主要構(gòu)件的地震響應(yīng)

本研究主要考察橋梁縱橋向的地震響應(yīng)，因而選擇縱橋向為地震波主輸入方向. 為比較各加固措施對橋梁不同構(gòu)件的影響，本研究列舉了El Centro波(以Array#10，N21E地震波為主輸入地震波)作用下橋梁的非線性地震響應(yīng)結(jié)果.

3.2.1 橋墩

圖10和圖11分別展示了幾種工況下1#和3#橋墩的彎曲滯回曲線. 可以看出，設(shè)置鉛芯橡膠支座時，1#橋墩的延性系數(shù)從2.75減少到0.93，普通橡膠支座可減少到1.25，而限位拉索只減少到2.44； 3#橋墩的延性系數(shù)從2.27減少到1.10，普通橡膠支座減少到1.50，限位拉索減少到1.83. 鉛芯橡膠支座和普通橡膠支座都可以有效隔離橋梁上下部結(jié)構(gòu)，大幅降低橋墩的延性需求；與其相比，限制墩梁相對位移的限位拉索對橋墩的延性需求較大.

圖10 1#橋墩延性滯回曲線Fig.10 Ductile deformation response for pier 1#

圖11 3#橋墩延性滯回曲線Fig.11 Ductile deformation response for pier 3#

3.2.2 活動支座

活動支座處的墩梁相對位移時程曲線如圖12.其中，AB、RC、EB、ER和LB分別表示原橋、限位拉索、普通橡膠支座、普通橡膠支座+限位拉索及鉛芯橡膠支座加固，他們的最大相對位移分別為(以2#橋墩為例)63.0、38.2、81.3、34.6和45.9 mm. 由圖12可知，限位拉索和鉛芯橡膠支座對改善墩梁相對位移的效果明顯，把墩梁間最大相對位移從63.0 mm分別降低到38.2 mm和49.6 mm；而普通橡膠支座會導致墩梁相對位移顯著增大，增加落梁的危險，可以同時采用限位拉索改善墩梁的相對位移. 圖13為普通橡膠支座橋梁加入限位拉索后1#和3#橋墩的滯回曲線. 對比圖10至圖13可知，限位拉索對采用普通橡膠支座橋墩的延性需求增加不大(小于10%)，但有效改善了墩梁間相對位移，從81.3 mm減少到34.6 mm.

圖12 2#墩活動支座的剪切變形時程Fig.12 Relative deformation response between piers 2# and girders with various retrofitting methods

圖13 橡膠支座+限位拉索的橋墩延性滯回曲線Fig.13 Ductile deformation response for piers with EB and RC

3.2.3 固定支座

固定支座的縱橋向變形為22.8 mm，限位拉索對其影響不大，如圖14.

圖14 固定支座的水平變形時程Fig.14 Longitudinal deformation for fixed bearing

3.2.4 橋臺

橋臺的變形比較小，未進入屈服階段. 但普通橡膠支座的使用增加了梁體與橋臺碰撞的頻率與力度，導致橋臺的壓縮變形從9.5 mm達到17.9 mm.

3.3 加固措施效果比較

10組地震波計算得到的主要構(gòu)件的地震響應(yīng)峰值(支座變形、橋臺變形和橋墩延性需求等)可以更進一步說明各種措施的加固效果. 圖15提供了橋梁主要構(gòu)件在原橋和各種加固情況下地震響應(yīng)峰值的對比，并通過構(gòu)件響應(yīng)的幾個關(guān)鍵統(tǒng)計量表示計算結(jié)果的分布情況. 箱上下邊緣分別表示構(gòu)件地震反應(yīng)峰值的第25和75分位值，箱狀圖上下方的粗線分別代表第5和95分位值，箱中間的粗黑線為中位值，白線則表示反應(yīng)峰值的均值.

圖15 橋梁主要構(gòu)件計算結(jié)果對比Fig.15 Box plot of component for the retrofitted bridge

由圖15可以看出，與原結(jié)構(gòu)相比，限位拉索可以減少橋墩變形的平均峰值約16.5%，可以在簡支橋梁中加入限位拉索以改善其抗震性能. 盡管在AB和RC兩種工況下橋墩進入塑性變形階段，但大部分計算結(jié)果處于允許延性變形范圍內(nèi)(模型試驗得到軸壓比為0.1的類似橋墩的平均允許延性系數(shù)約為4.2[8])，必要時可采用增加混凝土墩套的方法提高較矮橋墩的塑性變形能力. 另外，限位拉索可以限制墩梁相對位移，減小支座的剪切變形.

普通橡膠支座和鉛芯橡膠支座均可以有效隔離橋梁的上下部結(jié)構(gòu)，顯著減小對橋墩的延性變形需求，取代易破壞的固定支座，是較好的加固措施. 鉛芯橡膠支座對橋墩平均延性需求的降低較多，平均延性系數(shù)達到1.0左右，且計算結(jié)果分布的離散性較小，雖然其中位值已經(jīng)達到屈服點，橋墩開裂，但這種破壞程度通常是可以接受的. 普通橡膠支座對橋墩的延性需求略大于鉛芯橡膠支座，但會產(chǎn)生較大的支座變形，變形分布的離散性明顯，且大部分已超過100%的支座剪切變形，文獻[23]認為剪切變形r≤100%是可接受的普通橡膠支座剪切變形范圍. 限位拉索可以降低普通橡膠支座的剪切變形50%以上，同時對橋墩的延性需求增加不大，可以用來控制橡膠支座的剪切變形.

固定支座的縱橋向變形基本處于30mm的水平，且受限位拉索的影響較小.該變形雖然不大，但是固定支座的原型試驗[11]證明，變形超過20mm可能會導致支座斷裂、傾覆和錨栓拔出等破壞.建議采用鉛芯橡膠支座和普通橡膠支座進行更換，或采用限位拉索及防止梁體落座等措施確保支座破壞時橋面平順和不落梁.

各工況下，橋臺均未進入屈服階段，和橋臺在歷次大地震中的表現(xiàn)一致. 但普通橡膠支座的使用增加了橋臺的壓縮變形和變形分布的離散性.

圖16 改變拉索初始間隙的橋墩變形均值Fig.16 Longitudinal deformation for piers with EB and RC with different initial gaps

圖17 改變拉索初始間隙的墩梁相對位移均值Fig.17 Relative deformation between girders and piers with EB and RC with different initial gaps

另外，為考察拉索初始間隙的影響，取初始間隙為10～60mm，計算得1#、3#橋墩的彎曲變形和墩梁相對位移均值分別如圖16和圖17.由圖16和圖17可知，拉索初始間隙從20mm變化到60mm時，1#橋墩的彎曲變形和墩梁相對位移均值分別改變了7.8mm和1.4mm，3#橋墩分別改變了5.9mm和1.6mm.初始間隙對較矮的1#橋墩的延性需求影響較大(降低約18%)，其他參數(shù)的影響均較小(小于7%)，故初始間隙可考慮支座的允許變形能力適當取較大值.

4 結(jié) 論

針對非抗震設(shè)計的多跨簡支橋梁，通過非線性時程反應(yīng)分析，評價限位拉索、普通橡膠支座、鉛芯橡膠支座以及混凝土墩套對橋梁整體抗震性能的影響.研究表明，鉛芯橡膠支座和普通橡膠支座均顯著減少了橋墩的延性需求，是較好的抗震加固方法.但普通橡膠支座加大了墩梁間的相對位移和梁體對橋臺碰撞的頻率與力度，建議在抗震設(shè)計時采用限位拉索限制墩梁相對位移以減小落梁的危險.

限位拉索是一種簡單易行的加固措施，可以有效消減使用活動支座或普通橡膠支座時墩梁的相對位移.除較矮橋墩的延性需求外，限位拉索初始間隙的變化對其他參數(shù)的影響不大，設(shè)置時可根據(jù)支座的允許變形能力適當取較大值.

除鉛芯橡膠支座加固時橋墩的開裂程度較輕外，其他措施均會使橋墩產(chǎn)生較大的塑性變形，但大部分變形處于橋墩允許延性變形范圍內(nèi)，必要時可采用增加混凝土墩套的方法提高較矮橋墩的塑性變形能力.

固定支座在大震中存在破壞的危險，建議采用鉛芯橡膠支座和普通橡膠支座進行更換或采用限位拉索和防止梁體落座等措施確保支座破壞時橋面平順和不落梁.

本研究增加了對各種加固措施影響橋梁抗震性能程度的認識和了解.由于橋梁響應(yīng)的系統(tǒng)特性，對構(gòu)件抗震能力的改變可能危及橋梁整體的抗震性能，本研究在評價橋梁抗震性能時考慮了多種構(gòu)件的抗震能力，為基于整橋易損性的系統(tǒng)化評價提供了量化標準.

/ References：

[1] Dicleli M, Bruneau M. Seismic performance of multispan simply supported slab-on-girder steel highway bridges[J]. Engineering Structures, 1995, 17(1):4-14.

[2] Luo Rudeng, Ye Meixin, Mo Chaoqing. The comparison study on valuing method of the stiffness on the direction of horizontal static constraint of support in seismic finite element analysis on bridges[J]. Journal of Railway Science and Engineering, 2008, 5(2):23-28.(in Chinese) 羅如登, 葉梅新, 莫朝慶. 橋梁支座水平靜力約束方向抗震中的彈簧剛度取值方法對比研究[J]. 鐵道科學與工程學報，2008, 5(2):23-28.

[3] Saiidi M, Randall M, Maragakis E A, et al. Seismic restrainer design methods for simply supported bridges[J]. Journal of Bridge Engineering, 2001, 6(5):307-315.

[4] Yang Fengli, Zhong Tieyi, Xia He. Study on optimization of the design parameter of seismic absorption and isolation bearing for railway simple supported beam bridges[J]. Journal of the China Railway Society, 2006, 28(3): 128-132.(in Chinese) 楊風利, 鐘鐵毅, 夏 禾. 鐵路簡支梁橋減隔震支座設(shè)計參數(shù)的優(yōu)化研究[J].鐵道學報,2006, 28(3): 128-32.

[5] Huang Yan, Yan Guiping, Liu Lin. Effects of rail restraints on longitudinal seismic response of railway bridges[J]. Journal of the China Railway Society, 2002, 24(5):124-128.(in Chinese) 黃 艷, 閻貴平, 劉 林. 軌道約束對鐵路橋梁縱向地震反應(yīng)特性的影響[J]. 鐵道學報，2002, 24(5):124-128.

[6] James C, Phillip Y, John D O. Seismic retrofitting manual for highway structure[R]. FHWA-HRT-06-032. New York(USA): State University of New York, 2006.

[7] JTG/TB02—01—2008 Guidelines for seismic design of highway bridges[S].(in Chinese) JTG/TB02—01—2008公路橋梁抗震設(shè)計細則[S].

[8] Jiang Lizhong, Shao Guangqiang, Jiang Jingjing, et al. Experimental study on seismic performance of solid piers with rounded ended cross section in high-speed railway[J]. China Civil Engineering Journal, 2013,46(3): 86-95.(in Chinese) 蔣麗忠, 邵光強, 姜靜靜，等. 高速鐵路圓端形實體橋墩抗震性能試驗研究[J]. 土木工程學報, 2013,46(3): 86-95.

[9] Priestley M J N, Seible F. Seismic design and retrofit of bridges[M]. New York (USA): John Wiley & Sons Inc,1996.

[10] Zhu Wenzheng, Xu Zhonggen. Design method for seismic blocks of an isolation bridge[J]. Journal of Civil Engineering and Management, 2011, 28(3):407-411.(in Chinese) 朱文正, 徐忠根. 隔震橋梁橫橋向擋塊設(shè)計研究[J]. 土木工程與管理學報，2011, 28(3):407-411.

[11] Eunsoo C. Seismic analysis and retrofit of mid-America bridges[D]. Georgia (USA): Georgia Institute of Technology，2002.

[12] Shamsabadi A, Rollins K M, Kapuskar M. Nonlinear soil-abutment-bridge structure interaction for seismic performance-based design[J]. Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering, 2007,133(6):707-720.

[13] Ye Meixin, Tao Lu, Luo Rudeng, et al. Influence of pile- soil strueture interaction on anti-seismic performance of continuous bridge[J]. Science and Technology of West China, 2007(12):1-4.(in Chinese) 葉梅新，陶 路，羅如登. 樁-土結(jié)構(gòu)相互作用對連續(xù)梁橋抗震性能的影響[J]. 中國西部科技,2007(12):1-4.

[14] GB 50011—2010 Code for seismic design of buildings[S].(in Chinese) GB 50011—2010 建筑抗震設(shè)計規(guī)范[S].

[15] Yang Fengli, Zhong Tieyi, Xia He. Study on variation effect of foundation elastic stiffness to seismic responses of railway simply supported beam bridge[J]. China Safety Science Journal, 2004, 14(11): 100-103.(in Chinese) 楊風利，鐘鐵毅，夏 禾. 基礎(chǔ)彈性剛度對鐵路簡支梁橋地震響應(yīng)的影響研究[J]. 中國安全科學學報，2004, 14(11): 100-103.

[16] Padgett J E, Reginald D. Three-dimensional nonlinear seismic performance evaluation of retrofit measures for typical steel girder bridges[J]. Engineering Structures, 2008, 30(10):1869-1878.

[17] Zhu Wenzheng, Liu Jianxin. Research on unseating prevention device for highway bridges[J]. Journal of Highway and Transportation Research and Development, 2009, 26(4):68-72.(in Chinese) 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(4):68-72.

[18] Turkington D H, Carr A J, Cooke N, et al. Seismic design of bridges on lead-rubber bearings[J]. Journal of Structural Engineering, 1989,115(12): 3000-3016.

[19] Zhu Dongsheng, Lao Yuanchang. Research on some design parameters of seismically isolated bridges[J]. China Civil Engineering Journal, 2000,33(5):53-56.(in Chinese) 朱東生,勞遠昌. 隔震橋梁設(shè)計參數(shù)研究[J].土木工程學報,2000,33(5):53-56.

[20] Zhu Wenzheng, Liu Jianxin. Influence of lead rubber bearing on earthquake resisting behavior of bridges[J]. Journal of Chang’an University Natural Science Edition, 2004, 24(1):48-51.(in Chinese) 朱文正,劉健新. 鉛銷橡膠支座對橋梁抗震性能的影響[J]. 長安大學學報自然科學版,2004, 24(1): 48-51.

[21] Zhou Yadong, Zhu Wenzheng, Hu Zhaotong, et al. Evaluation method of aseismic effect of lead rubber bearing used in continuous beam bridge[J]. Journal of the China Railway Society, 2008, 30(8):59-64.(in Chinese) 周亞棟, 朱文正, 胡兆同，等. 連續(xù)梁橋鉛銷橡膠支座減震效果的評定方法[J]. 鐵道學報，2008, 30(8):59-64.

[22] Liu Lin, Zhang Peng. Seismic evaluation of an existing rein- forced concrete bridge with tall piers[J]. Municipal Engineering Technology, 2005,23(s):108-116.(in Chinese) 劉 林, 張 鵬.一座既有混凝土高墩橋梁的抗震評估[J].市政技術(shù), 2005,23(s):108-116.

[23] Mori A, Moss P J, Cooke N, et al. The behavior of bearings used for seismic isolation under shear and axial load[J]. Earthquake Spectra, 1999, 15(2):199-244.

【中文責編：坪 梓；英文責編：之 聿】

Seismic performance evaluation of retrofit measures for multi-span simple-supported bridges

Zhu Wenzheng?

School of Civil Engineering, Guangzhou University, Guangzhou 510006, P.R.China

This paper conducts a nonlinear time-history analysis of a typical 5-span simply supported bridge by using three-dimensional models to evaluate the effectiveness of various retrofit measures. Restrainer cables, concrete jackets, elastomeric bearings, and lead rubber bearings are assessed for their influence on the variability of critical components in the bridge. The results indicate that each retrofit measure may be effective for components of the bridge in different degrees. The restrainer cables and lead-rubber bearings (LRBs) are effective in controlling the relative deformation between girders and piers; LRBs and elastomeric bearings improve the response of the vulnerable columns, elastomeric bearings lead to increased abutment demands, and a larger value can be chosen for the initial gap of the restrainer cable based on the permitted deformations of the bearings. Additionally, it is recommended to replace these fixed bearings with elastomeric bearings or LRBs, and to enhance ductility capacity of the columns with concrete jackets when necessary. The results can be used for vulnerability assessments that consider the impact of retrofit on system vulnerability reflecting the contribution of multiple components.

bridge engineering; seismic retrofit; multi-span simple-supported bridge; restrainer cables; elastomeric bearing; lead rubber bearing

：Zhu Wenzheng. Seismic performance evaluation of retrofit measures for multi-span simple-supported bridges[J]. Journal of Shenzhen University Science and Engineering, 2015, 32(2): 152-161.(in Chinese)

TU 392.303

A

10.3724/SP.J.1249.2015.02152

廣東省科技計劃資助項目(2011A030200019)

朱文正(1971—)，男(漢族)，河南省上蔡縣人，廣州大學副教授、博士.E-mail:zhu7101@163.com

Received：2014-07-03；Revised：2014-12-29；Accepted：2015-01-31

Foundation：Science and Technology Project of Guangdong Province(2011A030200019)

? Corresponding author：Associate professor Zhu Wenzheng. E-mail: zhu7101@163.com

引 文：朱文正. 多跨簡支梁橋加固措施的抗震性能評估[J]. 深圳大學學報理工版，2015，32(2)：152-161.