連續(xù)梁橋防落梁裝置結(jié)構(gòu)模式對(duì)比研究

連續(xù)梁橋防落梁裝置結(jié)構(gòu)模式對(duì)比研究

在地震的作用下，當(dāng)膨脹血管的相對(duì)離開梁超過(guò)支撐結(jié)構(gòu)的長(zhǎng)度時(shí)，梁體會(huì)掉落并損壞。設(shè)計(jì)時(shí)，應(yīng)預(yù)留足夠的支架長(zhǎng)度，以避免脫落。然而，舊橋通常沒有足夠的支架長(zhǎng)度。為了減少落梁的風(fēng)險(xiǎn)，通常使用收縮縫加固裝置?，F(xiàn)在，中國(guó)的抗彎梁裝置通常被用作結(jié)構(gòu)措施，沒有進(jìn)行計(jì)算和設(shè)計(jì)，因此很難在地震的作用下實(shí)際場(chǎng)地效應(yīng)。對(duì)于防傾斜梁裝置的結(jié)構(gòu)模式，一種方法是日本常用的直接連接梁體的連梁裝置（如圖1a所述的連梁裝置），另一種方法是美國(guó)經(jīng)常使用的框架連接限制裝置（如圖1b，以下簡(jiǎn)稱限制裝置）。在地震的作用下，當(dāng)主梁被傾斜單元隔開時(shí)，它不會(huì)掉落，因?yàn)榉纼A斜裝置支撐的橋的重量應(yīng)該增加。在有限的情況下，梁板的設(shè)計(jì)主要采用w-z法，并通過(guò)增加系數(shù)來(lái)考慮梁板的動(dòng)力影響。對(duì)于兩種拉梁裝置的設(shè)計(jì)方法，設(shè)計(jì)方法也不同。連梁裝置的設(shè)計(jì)主要采用w-z法，通過(guò)增加系數(shù)來(lái)考慮梁板的動(dòng)態(tài)影響。側(cè)梁裝置的設(shè)計(jì)方法很多，主要考慮的因素有相鄰結(jié)構(gòu)單元的周期、開口空間和開口裝置的緩慢運(yùn)行。Caltrans規(guī)范建議,在通常情況下,墩梁相連的限位裝置是較好的防落梁方式,而連梁裝置是不合適的,因?yàn)槿袅后w不和橋墩直接連接,在地震作用下橋墩可能產(chǎn)生較大變形,這可能導(dǎo)致落梁;對(duì)于墩梁相連的限位裝置,由于限位裝置被設(shè)計(jì)在彈性范圍,墩梁之間最大可能允許位移就是限位裝置的屈服位移,可利用的支座寬度必須大于限位裝置的屈服位移,故不能用在比較窄的支座寬度情況下,由于要求纜索屈服位移比較小,也不能采用長(zhǎng)纜索.但是,當(dāng)使用限位裝置時(shí),通過(guò)限位裝置傳遞到橋墩的附加力可能使橋墩失效,此時(shí)采用連梁裝置的防落梁模式是較合適的.另外,當(dāng)橋梁跨數(shù)較少和支座寬度較大的情況下,也可采用連梁裝置.Caltrans規(guī)范針對(duì)防落梁裝置主要是對(duì)預(yù)期強(qiáng)度地震作用下的抗震加固和設(shè)計(jì),沒有提及超出預(yù)期強(qiáng)度的地震發(fā)生時(shí)的防落梁措施.日本《道路橋示方書.同解說(shuō)V耐震設(shè)計(jì)》把防落梁系統(tǒng)分為三部分:梁擱置長(zhǎng)度、限位裝置、連梁裝置.限位裝置用于限制在預(yù)期地震作用下橋梁伸縮縫或支座處產(chǎn)生過(guò)大的變位,是防落梁系統(tǒng)的第一線保護(hù)裝置,較常見的限位裝置有錨固鋼棒式、擋塊式和纜索限位裝置,其構(gòu)造如圖2及圖1b所示.在可能發(fā)生更大烈度地震的地區(qū),還需在橋梁上安裝連梁裝置,連梁裝置是防止落梁的最終安全裝置,屬于第二線保護(hù)裝置,構(gòu)造如圖1a所示.國(guó)內(nèi)對(duì)連續(xù)梁橋橋墩處伸縮縫的防落梁系統(tǒng)研究很少.本文對(duì)連續(xù)梁橋伸縮縫處采用不同防落梁模式進(jìn)行對(duì)比研究,并提出連續(xù)梁橋縱橋向防落梁的合理模式及設(shè)計(jì).1防落梁裝置的剛度和剛度為分析左右聯(lián)不同周期比下防落梁各模式的特點(diǎn),選取等墩高連續(xù)梁(左右聯(lián)周期相差較小,T1/T2≥0.70)和變墩高連續(xù)梁(左右聯(lián)周期相差較大,T1/T2<0.70)兩種類型的連續(xù)梁橋來(lái)分析,不考慮兩聯(lián)連續(xù)梁之外的結(jié)構(gòu)對(duì)連續(xù)梁的約束.從圖1b可看出,限位裝置模式為兩個(gè)限位裝置通過(guò)過(guò)渡墩串聯(lián),為使兩種防落梁模式具有對(duì)比性,連梁裝置模式的剛度取限位裝置模式的較小剛度,而限位裝置模式中左、右聯(lián)的限位裝置松弛量均為連梁裝置模式的松弛量的一半.對(duì)防落梁裝置的剛度,采用Desroches和Fenves提出的疊代方法來(lái)設(shè)計(jì),采用的地震波為1940ElCentro2700對(duì)應(yīng)的加速度譜.1.1裝置結(jié)構(gòu)參數(shù)等墩高兩聯(lián)連續(xù)梁(3×30m+4×30m)如圖3和圖4所示,橋墩采用C30混凝土,主梁采用C50混凝土,墩高H均為20m,樁基礎(chǔ)采用6?1.2m鉆孔灌注樁.2#墩和6#墩墩頂縱向設(shè)固定支座,其余各墩縱向?yàn)榛顒?dòng)支座.橋墩采用纖維梁?jiǎn)卧M(jìn)行模擬,主梁采用一般梁?jiǎn)卧M,通過(guò)在承臺(tái)底采用6個(gè)彈簧模擬樁基礎(chǔ)的作用.伸縮縫間隙ΔG取為8cm.梁和墩的參數(shù)見表1.限位裝置松弛量Ds1,Ds2均為25mm,左聯(lián)的縱向周期為4.330s,右聯(lián)的縱向周期為4.983s,過(guò)渡墩的縱向周期為0.713s,左右聯(lián)的周期比為0.87.經(jīng)過(guò)設(shè)計(jì),限位裝置模式中,左聯(lián)梁體與過(guò)渡墩的限位裝置剛度Kr1和右聯(lián)梁體與過(guò)渡墩的限位裝置剛度Kr2均為2893kN·m-1.1.2面布置的縱向求解變墩高連續(xù)梁橋的兩聯(lián)連續(xù)梁(3×30m+4×30m)立面布置圖如圖5所示.各橋墩墩高見表2,其他參數(shù)同前.左聯(lián)的縱向周期為1.470s,右聯(lián)的縱向周期為4.983s,中間連接墩的縱向周期為0.713s,左右聯(lián)的周期比為0.30.1.3碰撞與活躍中斷模擬1.3.1接觸剛度的計(jì)算目前,對(duì)于接觸碰撞問(wèn)題的分析方法主要有三種:恢復(fù)系數(shù)法、接觸單元法和拉格朗日乘子法.恢復(fù)系數(shù)法不適合有限元分析;拉格朗日乘子法增加方程自由度,求解煩瑣.本文采用Kelvin碰撞模型進(jìn)行相鄰梁體的碰撞模擬.Kelvin碰撞模型采用一個(gè)剛度為kk的線性彈簧與阻尼器ck并聯(lián)來(lái)模擬剛體的碰撞(如圖6所示).其中接觸力Fc如下:?????Fc=kk(u1?u2?ΔG)+ck(u˙1?u˙2)Fc=0u1?u2?ΔG≥0u1?u2?ΔG<0(1){Fc=kk(u1-u2-ΔG)+ck(u˙1-u˙2)u1-u2-ΔG≥0Fc=0u1-u2-ΔG<0(1)式中:kk為接觸剛度,取梁體的軸向剛度;ΔG為伸縮縫間隙;ck為阻尼系數(shù),且ck=2ξ?kkM1M2M1+M2????????√ck=2ξ?kkΜ1Μ2Μ1+Μ2,其中,ξ=?lneπ2+(lne)2√,eξ=-lneπ2+(lne)2,e為恢復(fù)系數(shù),對(duì)于混凝土材料,e取0.65;u1,u2分別為伸縮縫處相鄰主梁的位移;u˙1,u˙2u˙1,u˙2分別為伸縮縫處相鄰主梁的速度.1.3.2單元內(nèi)部響應(yīng)力活動(dòng)支座的力—位移關(guān)系如圖7所示,Ff為支座滑動(dòng)的臨界摩擦力,可計(jì)算如下:Ff=μN(yùn)(2)Ff=μΝ(2)式中:N為支座單元在某一時(shí)刻所受到的豎向動(dòng)反力和恒載反力之和;μ為支座接觸面的動(dòng)摩阻系數(shù),對(duì)于聚四氟乙烯滑板支座,μ=0.02.1.4連梁裝置的松弛和限位裝置的剛度連續(xù)梁伸縮縫處的防落梁裝置(如圖1)的分析模型如圖8.分析模型中力與位移的關(guān)系見圖9所示.圖8和圖9中,Ds為連梁裝置的松弛量,Kr為連梁裝置的剛度,Ds1,Ds2分別為左聯(lián)連續(xù)梁和右聯(lián)連續(xù)梁的限位裝置松弛量,Kr1,Kr2分別為左聯(lián)連續(xù)梁和右聯(lián)連續(xù)梁的限位裝置剛度,其他符號(hào)同前.2結(jié)構(gòu)危險(xiǎn)性評(píng)估在多條地震波(見表3)縱向輸入下,對(duì)等墩高連續(xù)梁橋進(jìn)行非線性時(shí)程分析,地震波加速度峰值調(diào)整至0.7g,代表結(jié)構(gòu)危險(xiǎn)性評(píng)估的地震波峰值.本文的計(jì)算結(jié)果均取表3中4條地震波輸入計(jì)算結(jié)果的平均值(特別說(shuō)明除外).PGA為地震波加速度峰值,Tg為地震波的特征周期.3模型績(jī)效評(píng)估3.1裝置模式對(duì)連梁體碰撞的影響采用非線性時(shí)程對(duì)不考慮伸縮縫處左右聯(lián)碰撞和考慮碰撞效應(yīng)等墩高連續(xù)梁橋進(jìn)行分析.不考慮碰撞時(shí)等墩高連續(xù)梁橋在縱向多條地震(如表3)作用下各部分反應(yīng)最大值的平均值見表4和表5.從表4和表5可以看出,對(duì)于不考慮碰撞時(shí)等墩高連續(xù)梁橋,連梁裝置模式對(duì)于防落梁沒有效果,限位裝置模式能夠限制墩梁的相對(duì)位移,對(duì)連續(xù)梁各橋墩的內(nèi)力影響很小,對(duì)左右聯(lián)主梁的位移影響也較小.考慮碰撞時(shí)等墩高連續(xù)梁橋在No.1地震波縱向輸入時(shí),無(wú)防落梁裝置、連梁裝置模式時(shí)、限位裝置模式連續(xù)梁橋左右聯(lián)梁體的碰撞力時(shí)程對(duì)比見圖10;在多條地震波(如表3)縱向輸入時(shí),連續(xù)梁橋各部分反應(yīng)最大值的平均值見表6和表7.從表6中可知,限位裝置模式能減少墩梁間的相對(duì)位移,有效防止落梁,也能減少左右聯(lián)梁體的相對(duì)位移,但增大了左右聯(lián)主梁的位移,即增大對(duì)固定墩的位移需求,同時(shí)增大了過(guò)渡墩的內(nèi)力;連梁裝置模式不能減少墩梁之間的相對(duì)位移.對(duì)于等墩高連續(xù)梁橋,連梁裝置模式對(duì)左右聯(lián)梁體的碰撞力影響較小,主要是因?yàn)閷?duì)于等墩高連續(xù)梁橋,由于左右聯(lián)基本上為同向運(yùn)動(dòng),碰撞主要是追尾碰撞(相向碰撞);限位裝置模式增大碰撞力,這是因?yàn)楫?dāng)一聯(lián)的限位裝置發(fā)生作用時(shí),此聯(lián)的運(yùn)動(dòng)速度v1減少,而相鄰的另一聯(lián)(速度v2)此時(shí)發(fā)生追尾碰撞,碰撞前左右聯(lián)的相對(duì)速度(v2-v1)增大,故碰撞力增大.從表7可知,防落梁裝置對(duì)等墩高連續(xù)梁非固接墩的內(nèi)力影響較小.對(duì)比不考慮碰撞與考慮碰撞時(shí)等墩高連續(xù)梁橋的計(jì)算結(jié)果,可得出,對(duì)無(wú)防落梁裝置時(shí),考慮碰撞時(shí)左右聯(lián)梁體的相對(duì)位移減少,這是因?yàn)閷?duì)于等墩高連續(xù)梁橋的碰撞主要是追尾碰撞,碰撞耗散左右聯(lián)的能量,使得左右聯(lián)梁體的相對(duì)位移減少;對(duì)連梁裝置模式,考慮碰撞同樣能減少左右聯(lián)梁體的相對(duì)位移;對(duì)于限位裝置模式,由于限位裝置作用,使得碰撞力增幅較大,左右聯(lián)梁體的相對(duì)位移也大幅減少.對(duì)于無(wú)防落梁裝置和連梁裝置,碰撞對(duì)墩梁的相對(duì)位移、左右聯(lián)主梁位移及過(guò)渡墩內(nèi)力影響較小,這主要因?yàn)樽肺才鲎驳呐鲎擦^小;對(duì)于限位裝置模式,由于限位裝置的作用造成追尾碰撞的碰撞力較大,使得左右聯(lián)梁體位移及過(guò)渡墩的內(nèi)力增大,對(duì)于非固接墩(不包括過(guò)渡墩)的內(nèi)力影響較小.從表4～表7的計(jì)算結(jié)果可看出,對(duì)左右聯(lián)周期比接近的連續(xù)梁采用墩梁連接的限位裝置模式來(lái)防止落梁是合理的,連梁裝置模式基本上無(wú)效果.由于左右聯(lián)周期比較大(T1/T2≥0.70),左右聯(lián)運(yùn)動(dòng)基本上同向,限位裝置模式時(shí)左聯(lián)與過(guò)渡墩的限位裝置和右聯(lián)與過(guò)渡墩的限位裝置交替起作用(如圖11b).3.2碰撞時(shí)變墩高連續(xù)梁橋各部分反應(yīng)間距比較采用非線性時(shí)程對(duì)不考慮伸縮縫處左右聯(lián)碰撞和考慮碰撞效應(yīng)的變墩高連續(xù)梁橋進(jìn)行分析.不考慮碰撞時(shí)變墩高連續(xù)梁橋在縱向多條地震(見表3)作用下各部分反應(yīng)最大值的平均值見表8和表9.從表8和表9可知,對(duì)不考慮碰撞時(shí)變墩高連續(xù)梁橋,連梁裝置模式對(duì)防落梁基本上無(wú)效果,限位裝置模式能限制墩梁的相對(duì)位移,對(duì)過(guò)渡墩內(nèi)力影響較小.考慮碰撞時(shí)變墩高連續(xù)梁橋在No.1地震波縱向輸入時(shí),無(wú)防落梁裝置、連梁裝置模式時(shí)、限位裝置模式連續(xù)梁橋左右聯(lián)梁體的碰撞力時(shí)程對(duì)比見圖12;在多條地震波(如表3)縱向輸入時(shí),連續(xù)梁橋各部分反應(yīng)最大值的平均值見表10和表11.從表10中可以看出,限位裝置模式能減少墩梁之間的相對(duì)位移,從而有效地防止落梁,同時(shí)能降低左右聯(lián)主梁的位移,即減少對(duì)固定墩的位移需求,同時(shí)能減少左右聯(lián)主梁的位移;連梁裝置模式不能防止等墩高連續(xù)梁橋落梁.對(duì)于變墩高連續(xù)梁橋,連梁裝置模式和限位裝置模式都增大碰撞力,主要是因?yàn)閷?duì)于連梁裝置模式和限位裝置模式的變墩高連續(xù)梁橋,碰撞主要是不同向碰撞,當(dāng)連梁裝置或限位裝置發(fā)生作用時(shí),左右聯(lián)梁體受到連梁裝置或限位裝置的約束而發(fā)生反向運(yùn)動(dòng),因此碰撞力增大.對(duì)比不考慮碰撞與考慮碰撞時(shí)變墩高連續(xù)梁橋的計(jì)算結(jié)果,可以得出,無(wú)防落梁裝置時(shí),考慮碰撞時(shí)左右聯(lián)梁體的位移及相對(duì)位移增大,這是因?yàn)閷?duì)于變墩高連續(xù)梁橋的碰撞主要是不同向碰撞,左右聯(lián)梁體的不同向碰撞后,加劇左右聯(lián)梁體的不同向運(yùn)動(dòng);對(duì)連梁裝置模式,考慮碰撞增大較柔聯(lián)梁體的位移,主要是因?yàn)椴煌蚺鲎埠筮B梁裝置的作用,較柔聯(lián)將產(chǎn)生較大的位移;對(duì)限位裝置模式,由于限位裝置的作用,碰撞力較大,碰撞對(duì)左右聯(lián)梁體的位移影響較小.對(duì)無(wú)防落梁裝置和連梁裝置,碰撞增大了墩梁的相對(duì)位移,這主要是因?yàn)樽笥衣?lián)梁體的不同向碰撞后,不但加劇左右聯(lián)梁體的不同向運(yùn)動(dòng),而且加劇左右聯(lián)梁體與過(guò)渡墩的不同向運(yùn)動(dòng);對(duì)限位裝置模式,由于限位裝置的作用限制了左右聯(lián)梁體與過(guò)渡墩的相對(duì)位移,使得墩梁的相對(duì)位移減少.從表8～表11的計(jì)算結(jié)果可以看出,對(duì)于左右聯(lián)周期比比較小的連續(xù)梁橋采用墩梁連接的限位裝置模式來(lái)防止落梁是合理的,連梁裝置模式基本上沒有效果.由于左右聯(lián)周期比較小(T1/T2<0.70),左右聯(lián)運(yùn)動(dòng)不同向,限位裝置模式時(shí)左右聯(lián)與過(guò)渡墩的限位裝置通過(guò)過(guò)渡墩同時(shí)發(fā)生作用(如圖13b).4合合式大跨裝置裝置在半大狀態(tài)下,其目前嚴(yán)重影響到左右聯(lián)梁體碰