陈嘉佳, 马玉宏*, 黄 金, 赵桂峰

(1.广州大学工程抗震研究中心，广州 510405；2.广东省地震工程与应用技术重点实验室，工程抗震减震与结构安全教育部重点实验室，广州 510405；3.广州大学土木工程学院，广州 510006)

随着经济的快速发展，跨海大桥的建设越来越受到国家的重视，跨海大桥逐渐成为连接不同经济区域的重要通道，对中国社会和经济的发展具有重大意义。但是，中国大部分的沿海地区位于环太平洋地震带，地震活动较为频繁，故隔震技术的应用成为近海桥梁的发展趋势；近海桥梁服役的海洋环境也较为复杂恶劣，长期受到氯离子侵蚀、海浪冲击及往复干湿循环还有日照、紫外线等腐蚀作用，这些腐蚀环境亦会引起其抗震性能在全寿命周期内发生较大的退化。

传统的桥梁结构抗震设计理念没有考虑其在全寿命周期内由于服役环境的侵蚀作用而引起的抗震性能下降问题，因此，往往大部分桥梁结构还没达到设计使用年限，便需要大量维护及加固措施来维持其抗震性能以满足其功能的正常使用[1]。基于全寿命周期的桥梁结构抗震设计方法要求在设计阶段就要考虑桥梁结构在全寿命周期内受环境作用而造成的抗震性能退化问题，进而对其进行时变抗震性能评价与地震损失评估，最后对桥梁结构进行抗震优化设计。

目前，对海蚀环境下钢筋混凝土构件的抗震性能退化问题已有较多的研究，Kobayashi等[2]对腐蚀后的混凝土梁进行循环荷载试验，得出梁的强度和耗能能力会随着腐蚀的增大而下降；贡金鑫等[3]通过对腐蚀试件进行低周反复荷载试验，发现钢筋锈蚀会导致钢筋混凝土构件的抗震性能下降；牛荻涛等[4]通过试验分析压弯构件抗震性能的影响因素，得出钢筋的锈蚀量是影响其抗震性能的主要因素；蒋连接等[5-6]通过人工加速试验方法得到不同锈蚀率的钢筋混凝土构件并施加重复荷载，得出随着锈蚀率的增加,构件耗能能力减小,屈服荷载、极限荷载以及延性均会降低;李超等[7]通过对腐蚀后的近海桥梁进行易损性分析，得出随着氯离子侵蚀作用的进行，桥梁结构全寿命周期的抗震能力逐渐下降，各种地震动作用下结构抗震需求逐渐上升，到达极限破坏状态的概率逐渐增大。从以上研究可见，目前对海蚀环境下的橡胶隔震支座的性能劣化研究较少，隔震支座作为连接隔震桥梁上部结构和下部结构的关键构件，其性能的好坏对桥梁结构的抗震性能的好坏具有决定性作用，因此本文在总结海洋环境下钢筋混凝土材料的劣化模型以及课题组橡胶隔震支座性能劣化试验成果的基础上，通过对近海隔震桥梁进行非线性有限元分析，分析对比墩柱单独劣化、橡胶隔震支座单独劣化和两者共同劣化条件下，隔震桥梁在全寿命周期内的地震响应，力图为近海隔震桥梁全寿命周期的抗震性能评价与地震损失评估提供参考。

1 海蚀条件下钢筋混凝土结构的性能退化

1.1 钢筋锈蚀开始时间

因为钢筋锈蚀对钢筋混凝土性能产生不利影响，故对其进行全寿命周期性能劣化分析时，需确定钢筋锈蚀的开始时间。钢筋混凝土结构在海洋环境下随着氯离子不断扩散，当氯离子浓度达到阈值Ccr时，钢筋开始腐蚀，钢筋锈蚀开始时间采用式(1)所示概率方法计算，参数取值见文献[8]。

(1)

式(1)中：Tcorr为腐蚀起始时间；X1为不确定参数；ke为环境影响系数；kt为扩散系数试验方法影响系数；kc为养护时间影响系数；t0为养护时间，一般取28 d(0.076 7a)；D0为扩散系数；dc为保护层厚度；Cs为混凝土表面氯离子浓度；n为老化衰减系数取n=0.37；Ccr为氯离子临界浓度。

利用MATLAB建立50 000组样本进行Monte Carlo抽样计算，得到钢筋初始腐蚀时间的概率分布如图1所示，并采用换算后的中位数来表征纵筋和箍筋的起始腐蚀时间，即30 a和15 a。

图1 钢筋锈蚀初始时间概率分布

1.2 钢筋性能退化

随着氯离子侵蚀作用不断进行，钢筋直径不断减小，力学性能不断降低。Du[9]通过大量的试验，提出了在氯离子侵蚀作用下钢筋屈服应力和钢筋直径的退化公式:

fy=(1.0-βyQcorr)fy0

(2)

(3)

式中：fy0为钢筋初始屈服应力；βy为系数，光圆钢筋取0.49，螺纹钢筋取0.12；ds0为钢筋初始直径；Qcorr为腐蚀作用下钢筋的质量损失率。

2 橡胶隔震支座的性能劣化

2.1 橡胶材料常数的确定

隔震支座位于海洋大气区，受到海蚀和老化双重作用的影响，马玉宏等[10-11]研究发现老化对支座性能起到了控制作用，因此，本文针对橡胶隔震支座和橡胶片开展老化时变规律的研究。老化时间分别为20 d和90 d，换算成实际环境时间分别为40 a和180 a，对隔震支座在老化前后分别进行基本性能测试；对于橡胶片，老化前24 d每隔2 d对橡胶片取样，从24 d起则每隔6 d对橡胶片取样测试各项性能，拉伸强度和扯断伸长率随老化时间的变化规律如图2、图3所示。橡胶的本构采用Mooney-Rivlin本构模型[12-13]，由试验所测得的橡胶材料的定伸应力和应变数据并结合最小二乘拟合法求出橡胶材料常数C10和C01的时变规律[14]如图4所示，其拟合结果如式4、式5。

C10=0.001 5n+0.405 4,R2=0.933 1

(4)

|C01|=0.000 4n+0.216 5,R2=0.948 9

(5)

式中：n为实际环境老化时间,a。

图2 橡胶拉伸强度随时间变化规律

图3 橡胶扯断伸长率随时间变化规律

图4 材料常数C01和C10随老化时间变化

图5 橡胶隔震支座有限元建模示意图

2.2 橡胶支座刚度的劣化规律

根据老化作用下橡胶材料的时变规律，利用ABAQUS软件对橡胶支座进行有限元分析，支座建模如图5所示，并与隔震支座在老化前和老化40 a性能测试后的参数进行对比，以验证上述橡胶材料常数时变规律的合理性。由对比结果可知：隔震支座有限元模拟和试验测试的性能参数吻合度较高，老化前、后水平刚度的模拟值与试验值误差分别为5%和11%，竖向刚度误差分别为3%和8%，说明基于Mooney-Rivlin本构模型材料参数的时变规律利用有限元模拟隔震支座的性能具有可行性。根据式(4)和式(5)，对隔震支座进行有限元模拟，得到橡胶隔震支座刚度随时间的劣化规律如图6所示，拟合式结果如式(6)、式(7)。

Kh(n)/Kh(0)=0.005 2t+0.996

(6)

Kv(n)/Kv(0)=0.002 7t+1.002 1

(7)

图6 隔震支座刚度随老化时间变化图

3 有限元模型的建立

以中国近海地区某近海隔震桥梁为例，采用SAP2000软件进行非线性有限元分析，根据前文描述的材料退化模型，对桥梁在全寿命周期内的地震响应进行分析。

3.1 工程概况

桥梁总体布置如图7所示，其中1号和7号墩为过渡墩，每个墩柱上并列布置四个隔震支座[15]。隔震支座采用铅芯橡胶隔震支座，相关参数见表1。隔震桥梁抗震设防烈度为8度，设计使用年限为 120 a，长期处于氯离子侵蚀的海洋环境中，场地类别为Ⅲ类。

图7 桥梁结构总体布置图

表1 铅芯橡胶隔震参数表

3.2 有限元分析模型

采用SAP2000有限元软件建立桥梁非线性模型见图8，局部示意图如图9。

图8 桥梁有限元模型图

图9 桥梁模型局部示意图

在地震作用下上部结构发生破坏的概率很小，因此，采用弹性梁柱单元来模拟上部结构的特性。桥墩在地震作用下会进入塑性状态以达到消耗地震能量的作用采用塑性铰单元来模拟桥墩的塑性转动能力，在每个墩柱的底部布置一个纤维亚克力铰单元。

4 结构的动力特性及动力响应分析

为了验证有限元模型的准确性，采用Midas Civil软件对SAP2000桥梁模型进行验证。前6阶周期对比如表2所示。两种软件模态分析的前六阶周期相差不大，证明采用SAP2000建立有限元模型的准确性。

4.1 桥墩截面抗震能力分析

为了研究氯离子侵蚀导致钢筋锈蚀后，桥梁截面抗震能力的变化规律，采用XTRACT软件对桥墩截面在全寿命周期内进行弯矩曲率分析，限于篇幅仅给出2号墩的分析结果，如图10所示。可知：

图10 全寿命期内2号墩柱截面抗震能力分析

(1)随着使用年限的增加，纵筋锈蚀后桥墩的抗弯能力大幅下降，原因是屈服强度和直径会变小。同时，曲率随劣化时间增长变化不大，说明纵筋锈蚀对截面的延性影响很小。

(2)随着使用年限的增加，箍筋锈蚀后，墩柱截面的抗弯能力略有降低，但曲率却大大减小，原因是随着箍筋的锈蚀，核心混凝土所受约束作用下降，极限压应变降低，延性大大降低。

(3)箍筋和纵筋共同锈蚀时，墩柱的抗弯能力和延性均随使用年限的增加而明显下降。

(4)当使用相同年限时，纵筋劣化和共同劣化使得墩柱的抗弯能力急剧下降；箍筋劣化和共同劣化使得墩柱的曲率急剧减小，说明箍筋和纵筋共同劣化会导致抗弯能力和延性性能的显著下降。

另外，在全寿命期内，钢筋锈蚀初期，性能的劣化速率最大；随着服役时间增大，钢筋性能的劣化速率慢慢降低，即表现为墩柱截面的抗弯能力和延性在钢筋劣化初期的下降幅度最大，随着时间的增长，抗弯能力和延性退化的幅度慢慢降低。

表2 不同软件计算的周期对比

图11 墩顶位移时程曲线对比

4.2 桥梁地震响应分析

为了研究近海隔震桥梁在其服役期间由于墩柱材料和支座性能劣化造成的抗震性能变化情况，定义三种劣化工况：只考虑墩柱劣化(工况一)、只考虑隔震支座劣化(工况二)和同时考虑二者共同劣化(工况三)，分别对全寿命周期内的近海隔震桥梁进行非线性时程分析。根据文献[16]从太平洋地震工程研究中心(PEER)数据库中选取3条符合场地条件的地震波：Loma Prieta波、Imperial Valley-06波、Hector Mine波进行非线性时程分析。Loma Prieta波作用下，3号中墩在三种劣化工况下，地震响应结果如图11～图14所示，随劣化时间的变化趋势见图15，其余墩柱及地震波作用结果类似。由图11～图15分析结果可知：

图12 墩底弯矩时程曲线对比

图13 中墩支座滞回曲线对比

图14 中墩墩柱弯矩-转角曲线对比

图15 桥梁在全寿命周期内的地震峰值响应

(1)在三种劣化工况下，墩顶最大位移随桥梁服役时间的增大而增大，说明桥梁服役时间越长，在地震作用下，劣化会导致墩柱产生更大的位移反应。当桥梁服役120 a时，从工况一至工况三，墩顶最大位移的增幅分别为36.5%、20.08%、91.18%。当服役至同一时间时，工况三的位移反应大于工况一，工况一的反应大于工况二，说明支座和墩柱共同劣化作用下，结构地震反应急剧增大，但不是二者的简单叠加；墩柱单独劣化产生的反应总体上大于支座单独劣化的作用效果。

(2)工况一作用下，支座对墩柱的隔震减震作用保持不变，墩柱弯矩主要取决于自身的材料特性：服役前30 a，墩底最大弯矩略有上升，这是因为该时间段内只有箍筋发生锈蚀，墩柱抗弯能力基本不变；当桥梁服役30 a后，纵筋开始锈蚀，墩柱抗弯能力显著下降，墩底最大弯矩随着服役时间的增长而减小。工况二作用下，桥梁服役时间越长，墩底最大弯矩越大，原因是隔震支座对墩柱的隔震减震作用降低。工况三作用下，墩底最大弯矩的变化趋势总体与工况一类似，但其数值介于工况一和工况二之间，说明此时墩柱自身的性能劣化对墩底最大弯矩的影响大。

(3)在三种劣化工况下，服役时间越长，支座的最大剪切位移越小。当桥梁服役120 a时，从工况一至工况三，支座最大剪切位移的降幅分别为4.62%、24.35%、39.21%。说明隔震支座的最大剪切位移随着服役时间的增长而减小，其在地震作用下耗散地震的能力降低，使墩柱等桥梁主体结构在地震作用发生破坏的概率增大。

(4)对于同一工况，劣化时间越长，墩柱弯矩-转角滞回面积越大，墩柱塑性变形越大；对于同一服役时间，三个劣化工况中弯矩-转角滞回面积增幅大小顺序为：工况三>工况一>工况二，但均比初始值增大。

(5)对于同一工况，随着劣化时间的增长，支座滞回曲线的面积逐渐减小，屈服后刚度逐渐增大，最大剪切位移逐渐减小，说明支座耗散地震的能力逐渐下降；对于同一服役时间，三个劣化工况中支座滞回面积降幅大小顺序为：工况三>工况二>工况一，且工况二、三时出现屈服后刚度增大、剪切位移减小的现象，说明支座劣化产生的影响比较显著。

5 结论

对近海隔震桥梁开展了墩柱单独劣化、支座单独劣化、墩柱和支座共同劣化下的非线性时程分析，主要结论如下：

(1)氯离子侵蚀会导致钢筋产生锈蚀，进而导致其屈服强度和直径发生较大退化。保护层混凝土因钢筋锈蚀涨裂，核心混凝土因箍筋锈蚀导致约束作用下降，进而峰值抗压强度及对应的应变、极限应变发生降低，进而引起墩柱抗震能力的下降。

(2)纵筋锈蚀显著降低了墩柱截面的抗弯能力，而延性仅略有降低；箍筋锈蚀对墩柱的抗弯能力降低不大，而对其延性却显著降低；纵筋和箍筋共同锈蚀时，墩柱截面的抗震能力退化显著，其抗弯能力和延性的降低程度均比单独考虑一种因素更高，但并不是两种因素的简单叠加。

钢筋在全寿命期内的锈蚀速率并不是定值，而是在初期锈蚀速率最大，随着服役时间增大，锈蚀速率慢慢降低。因而，墩柱截面的抗弯能力和延性在钢筋锈蚀初期的下降幅度最大，随着时间的增长，抗弯能力和延性退化的幅度慢慢降低。

(3)墩柱材料和支座性能单独劣化均会显著影响桥梁的地震响应，而二者共同劣化的响应结果取决于单一因素的作用效应。总体来看，三种工况下，随着劣化时间的增大，墩顶最大位移增大，支座水平最大剪切位移减小，墩柱塑性耗能增大，支座滞回耗能面积减小。