肖 旭 红

(中交公路规划设计院有限公司，北京 100088)

0 引 言

桥梁震害机理研究是联系震害调查和抗震对策的纽带，是将震害调查结果转化为实用技术的重要技术环节，是推动桥梁抗震技术进步的理论动力。开展震害机理研究不仅在理论上揭示了桥梁震害本质，也为桥梁抗震对策提供了理论基础。

简支梁桥是公路桥梁的重要桥型，其跨度虽然不大，但量大面广。汶川地震后不少学者对汶川地震中的简支梁桥震害进行了研究。刘健新，等[1]介绍了映秀顺河桥等简支梁桥的震害情况，并对原因进行了初步分析，认为强梁弱柱效应、箍筋配筋率低也是导致桥梁损毁的重要因素；李曙平，等[2]结合S105线的震害调查结果分析了简支梁桥震害原因，认为桥梁的断层距较近、支座破坏是导致桥梁震害的重要原因；庄卫林，范立础，等[3-4]对汶川地震中的桥梁震害进行归纳和总结，对简支梁桥震害原因进行了定性分析，指出支座破坏是导致主梁移位的主要原因。李鸿晶，等[5]依据数10座桥梁的震害，归纳了汶川地震中的桥梁震害特点，但未对原因进行分析。

从上述研究可以看出，目前对简支梁桥震害机理的研究多局限在定性研究和“简析”的层面，缺乏必要计算和试验验证，使得研究结果有较大的经验性，不够深入、系统，而且由于所依据的震害调查资料不同，对震害原因的认识也存在较大分歧。这些研究成果虽然有一定参考价值，但对桥梁抗震技术的推动作用是有限的，笔者依据文献[6]归纳的简支梁桥震害特点，采用振动台试验和数值模拟分析的方法，揭示了桥墩震害和主梁移位机理，在此基础上提出了基于主梁-支座相对滑移的抗震构造。

1 汶川地震中简支梁桥的构造及震害特点

汶川地震后交通部对公路桥梁震害进行了系统调查，共调查桥梁2 057座，其中在地震实际烈度为Ⅶ～Ⅺ度的地区的简支梁桥共958座。调查表明，汶川地震中的简支梁桥主梁的截面形式一般有T型梁、I型梁、空心板、实心板、小箱梁等，跨度在10～50 m间，3～5跨主梁通过桥面连续连接成一联。支座形式主要有板式橡胶支座、垫层支座两种，垫层支座一般用于跨度不超过10 m的小桥。

桥墩形式主要有钢筋混凝土圆形截面排架墩、钢筋混凝土矩形空心墩、钢筋混凝土实心矩形墩和圬工墩4种，其中以圆形截面排架墩最为普遍，矩形截面空心墩主要用于高度超过25 m的情况，圬工墩主要用于修建年代较早的桥梁。

板式橡胶支座和桥面连续的普遍使用,是汶川地震中简支梁桥构造上的显著特点。

陈乐生[6]依据地震实际烈度Ⅶ～Ⅺ区内958座简支梁桥震害统计结果，归纳出汶川地震简支梁桥的主要震害特征为：支座震害多、桥墩震害少；主梁移位多、落梁少。统计表明，在实际烈度Ⅶ度及以上区域，支座的破坏率为16.6%，而桥墩破坏率仅为0.76%；主梁移位率达19.5%，但处于运营状态的桥梁仅7跨落梁，占桥跨总数(3 298跨)的0.2%。上述特点与国内外其他地震中简支梁桥的表现明显不同[6]。

2 板式橡胶支座的作用

支座是连接桥梁上部结构和下部结构的构件，上部结构的地震作用通过支座传递至桥墩，汶川地震中的简支梁桥普遍使用板式橡胶支座，在支座构造上与国内外其他地震中的简支梁桥有明显区别[6]。要解释主梁移位率高、桥墩破坏少的原因，需从板式橡胶支座在地震中的作用入手。

2.1 数值模拟分析

数值模拟分析选取了都汶高速公路上的6座桥梁进行动力增量分析(IDA分析)，计算中考虑了桥面连续的影响。主梁、桥墩均采用弹性梁单元模拟，板式橡胶支座采用状态非线性弹簧单元模拟，以库仑摩擦模型建立力-变形关系，滑动端接触点上的临界水平力Fcr与竖向力之间的关系可用式(1)表达，滞回模型如图1。

Fcr=μN

(1)

式中：μ为摩擦面的摩擦系数；N为支座竖向力。

图1 支座滞回模型Fig.1 Hysteresis loop of bearing

在进行地震非线性地震反应分析时，任意时刻支座受到的水平力为F。当F

计算模型在伸缩缝处考虑了主梁与桥台、主梁与主梁间的碰撞，碰撞采用Kelvin模型模拟。Kelvin模型由一个间隙单元串联一组并联的弹簧单元和阻尼单元而成，弹簧刚度模拟桥梁碰撞时实际的法向接触刚度，阻尼模拟碰撞过程中能量的损失。碰撞刚度及碰撞阻尼按文献[7]的方法计算，这里不再赘述。碰撞间隙为伸缩缝宽度为6 cm。

地震输入采用汶川地震绵竹清平台三分量地震波[8]，同时考虑了水平向和竖向地震动的作用，地震动峰值加速度分别以0.1g为步长从0.1g增大至0.8g。

限于篇幅，这里仅给出了某3×(5×20 m)+6 ×20 m(模型1)和某3×(3 ×40 m)(模型2)简支梁桥的模型如图2。典型桥墩墩底顺桥向弯矩及对应的支座水平剪力随地震动峰值加速度的变化情况如图3。

图2 计算模型示意(单位：m)

图3 简支梁桥墩弯矩和支座水平剪力随加速度的变化Fig.3 Pier bend moment and bearing shear varying with PGA

由于计算模型中主梁、桥墩采用的是弹性梁单元，由线弹性理论可知，随着地震加速度的增加，桥墩的内力响应应成正比增大。但从图3(a)、图3(b)来看，墩底的弯矩响应并不满足这一规律。

桥墩的内力响应包括上部结构的作用和桥墩(含盖梁)振动两个部分，仅就桥墩自身振动而言，理论上应随地震动加速度成正比增大。但主梁与桥墩是通过板式橡胶支座的摩擦力连接的，主梁振动传递至桥墩的水平力小于或等于支座与主梁间的摩擦力，一旦摩擦力破坏，主梁水平地震力即不再增加；从图3(d)中给出的20、40 m跨度桥梁支座水平剪力随地震动加速度的变化情况可以看出，在0.5～0.6g时支座摩擦力即遭到破坏，此后支座的水平剪力增加很小；从图3(c)也可看出，在地震动加速度峰值为0.6g时，在进入强地震动段不久，支座即已屈服。由于支座的屈服，使得上部结构的地震作用不能全部传递至桥墩，减小了桥墩的地震响应，从而保护了桥墩。

2.2 振动台试验及结果分析

为进一步揭示板式橡胶支座简支梁桥的震害机理，选取了纵向移位严重，桥墩震害较轻的寿江大桥为原型进行振动台试验。该桥结构的震害主要集中在主梁移位，支座破坏等方面，是汶川地震中典型的橡胶支座简支梁桥的震害。

试验模型与原型按照相似比原则进行缩尺，各量纲采用的相似比例如表1。根据模型比例设计了模拟上部结构质量的质量块、板式橡胶支座、下部结构支承。测试的内容包括上部结构位移、支座位移、传递至下部结构的三向力，考察的因素包括主要为下部结构刚度的影响。为此设计了两个试验模型，模型A〔图4(a)〕为下部结构刚度较大的情况(无钢立柱)、模型B〔图4(b)〕为下部结构刚度较小的情况(以钢立柱模拟)。

表1 试验模型相似比

图4 振动台试验模型Fig.4 Test model of earthquake table test

模型A、B均进行了6个工况的试验，输入的机理为汶川地震绵竹清平台N/S分量，采用水平输入，加速度峰值分7级由0.3g逐步增大至1.2g，限于篇幅，在图5、图6仅分别给出了模型A、B在加速度峰值为1.2g时的上部质量块加速度时程、支座位移时程、支座剪力与位移曲线。

由图5、图6可以看出，地震波水平向输入时，模型A质量块的最大加速度反应仅为台面地震波PGA的30%左右，模型B质量块的加速度时程也仅为台面地震波PGA的25%左右，证实了采用橡胶支座起到了有效的隔振作用，减小了上部结构的地震作用，从而保护了桥墩。

从图5、图6中还可以看出，一旦梁体与橡胶支座间产生滑动，梁体位移迅速增加，因此板式橡胶支座的隔震作用是以支座的破坏和主梁位移失去限制为代价的，这一点从上文中主梁移位率与支座破坏率基本相同也可得到证实。由此可以解释为什么汶川地震中出现了大量的主梁移位现象。

图5 模型A台面加速度1.22 g时主要结果Fig.5 Main test result of model A when PGA is 1.22g

图6 模型B台面加速度1.20 g时的主要结果Fig.6 Main test result of model B when PGA is 1.20g

数值模拟和振动台试验的结果均表明，由于主梁与支座间产生了滑动，释放了上部结构的地震作用，减小了桥墩的地震内力响应，保护了桥墩，因此在汶川地震中没有出现其他地震中大量桥墩破坏的现象。

3 主梁位移分析

主梁与支座的相对滑移虽然减小了桥墩的地震响应，但增大墩梁相对位移，增加了落梁风险。震害调查表明，汶川地震中并没有出现大量的落梁。这一现象仍需从简支梁桥的构造进行分析。

3.1 桥面连续的影响

汶川地震前桥面连续一般仅作为减少伸缩缝、提高行车舒适性的构造，其抗震作用并未被认识。为考察桥面连续的影响，在模型1的基础上进一步构造了各跨均设置伸缩缝的模型(模型3)，这也是国外简支梁桥的常用形式。图7、图8分别给出了模型1和模型3的最大纵向墩梁相对位移。

图7 0.7～0.8 g 时模型1墩梁相对位移Fig.7 Relative displacement between girder and pier when PGA is 0.7g to 0.8g

图8 模型3纵向墩梁相对位移Fig.8 Longitudinal relative displacement between girder and pier of model 3

从图7可以看出，采用桥面连续时，在伸缩缝处各联主梁的纵向位移均有一定差异，但在一联内主梁的位移却是基本相同的，这表明桥面连续将一联内的各跨主梁联接为整体，在水平地震荷载作用下，各联是整体受力的。从图8还可看出，各跨间均设伸缩缝时，墩梁相对位移的规律与有桥面连续时明显不同。不仅随加速度的增加，墩梁相对位移增加很快，而且相对位移大、规律性不强，局部存在墩梁相对位移很大的桥跨。其原因在于：①伸缩缝的存在给主梁位移提供了空间，每经过一道伸缩缝，墩梁相对位移即有较为明显的增大；②由于伸缩缝数量多，主梁间存在复杂的碰撞过程，主梁间的碰撞也会增大墩梁相对位移。

由上述分析可以看出，桥面连续是重要的抗震措施，其作用有二：①减少了伸缩缝的数量，减小了主梁位移的空间，也减少了主梁碰撞的出现；②桥面连续起到了连梁装置的作用，协调了各跨的位移，从而有效减小主梁的最大位移。连梁装置的作用在唐山地震等其他地震中均已得到验证[9]，也是规范中推荐采用防落梁装置。汶川地震中简支梁虽未主动设置连梁装置，但客观上，桥面连续起到了连梁装置的作用。

3.2 桥台的影响

从图7、图8还可以看出，右端主梁的纵向位移均在6 cm左右，这与伸缩缝的宽度基本相等，这表明，桥台对主梁的纵向位移有较好的约束作用。图9给出的模型1主梁与桥台的碰撞力时程，由图9可见在18～27 s间，主梁与桥台发生了多次碰撞，并在26.54 s时产生最大碰撞力，达-554.3 kN，桥台对主梁的纵向位移施加了约束，正是这一约束，有效控制了主梁的纵向位移，减小了落梁风险。

图9 模型1主梁与桥台墩碰撞力时程(0.8 g)Fig.9 Time history of collision force between girder and abutment (PGA=0.8 g)

反之，若桥台背墙破坏，将使桥台对主梁位移的约束大为减弱，从而导致落梁，汶川地震中出现纵向落梁的桥梁多伴有桥台破坏的情况，如虹口高原桥(图10)、湔江河大桥[6]等。可以看出，桥台是约束主梁纵向位移的重要部件。

图10 虹口高原桥落梁Fig.10 Gaoyuan Bridge’s girder fell in Hongkou town

正是由于桥面连续协调了各跨主梁的位移，桥台限制了主梁位移，汶川地震中虽然主梁移位的桥梁数量较多，但落梁的情况并不多见。

4 讨 论

板式橡胶支座早在1970年就已在我国得到应用，是目前我国简支梁桥的主要支座形式。汶川地震中，简支梁桥表现良好，统计表明，在Ⅶ～Ⅺ度地震烈度区内，出现严重震害和失效的简支梁桥共34座，占总数的3.4%。在实际烈度为Ⅶ度的区域内，最严重的破坏程度为中等破坏，失效的桥梁均出现在Ⅹ，Ⅺ度地震烈度区，总数为5座[6]。可以说，板式橡胶简支梁的良好表现超出了预期。

板式橡胶支座有一定隔震作用在唐山地震时已有一定认识，但当时认为主梁与支座间易发生滑动、过大的剪切变形易导致支座翻滚，增大了落梁风险[9]。从汶川地震中简支梁桥的表现和上文的分析可以看出，这一认识有一定的合理性，但却仅注意到了支座力学特性自身的缺点，没有认识到在地震中，简支梁桥的主梁、桥墩、支座、桥台、桥面连续已构成了一个完整的抗震系统。支座释放了主梁的地震作用，桥面连续协调了一联内的主梁位移，起到了联梁装置的作用，桥台有效的约束了主梁的纵向位移；整个抗震系统的共同作用既减小了桥墩的地震内力响应又有效控制了主梁位移，减小了落梁风险。可以看出，只要构造合理，板式橡胶支座简支梁桥具有良好的抗震性能。

基于支座滑移的抗震系统不同于传统的延性抗震系统，前者允许支座破坏以释放上部结构的地震作用，从而减少桥墩破坏风险；后者不允许支座破坏，上部结构地震作用通过支座传递至桥墩，允许桥墩出现有限破坏。只要支座破坏后主梁的位移不失去控制，不引发落梁风险，前者在震后修复的代价显然小于后者，而且从震害调查的结果来看，就我国常用的简支梁构造来说，支座的破坏条件更容易满足。当然基于支座滑移抗震系统的研究目前仅处于起步阶段，仅提出了其物理模型，力学模型的建立，尤其是支座状态非线性的模拟、梁-桥台碰撞的模拟、主梁间碰撞的模拟是这一系统得以实现的基础，支座破坏后的容许位移及限位措施、主梁防落梁措施及其计算方法也是关键环节，这些均有待于进一步研究。

5 结 语

通过计算分析和振动台试验，揭示了主梁与支座间的相对滑动释放了主梁的地震作用是汶川地震中简支梁桥桥墩震害少的主要原因；桥面连续协调了一联内主梁位移，起到了联梁装置的作用，桥台约束了主梁的纵向位移，是汶川地震中落梁少的主要原因。简支梁桥的主梁、桥墩、支座、桥台、桥面连续构成了一个完整的抗震系统，弥补了板式橡胶支座对主梁位移约束过弱的缺点，在释放主梁地震作用的同时，减小了落梁风险，事实上形成了一种新型简支梁桥抗震体系。

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