中图分类号：X734文献标识码：A 文章编号：

通常来说，上部结构的失效和伸缩缝中支承面纵桥向长度不足，以及梁抗弯强度不足尤其是抗正弯矩的强度的不足以致不能于柱中形成塑形较有关。

一、伸缩缝的加固

伸缩缝位移较大时，有两种加固方法：设置拉杆限制相对位移或者提高伸缩缝的位移量，通常两种方法同时采用。

1拉杆（限位器）：

设置的拉杆在限制结构位移的同时，也可在相邻框架间传递纵向地震力。针对采用拉杆连接非弹性框架间的相互作用所作的分析与设置都是复杂的，而且不能由简单的弹性分析获得结果。基于伸缩缝相对复杂的模型进行的非弹性动力分析表明最大的纵向位移可由有关式估算出来，同时，除非拉杆刚度至少达到他所接

受的两徘钢架中更柔的那徘那样，否则拉杆不可能对越过伸缩缝的地震相对位移有什么明显的影响。

如果不采取非弹性动力分析，要确定拉杆适当的强度以及算出由刚性

拉杆引起的位移折减值均为困难的事情。然而，在很多桥梁中对伸缩缝恰当的处理还是采用拉杆来锁固伸缩缝，这样从根本上说就没有相对位移發生了。旧桥通常比起新桥具有更紧密的伸缩缝，然而一般可合理地认为桥梁所有的收缩、徐变到考虑加固的时候已经完成。所以就只剩下热膨胀需要考虑了。许多现有的桥梁伸缩缝可以锁固而不会产生柱的损伤，尤其是采用基于开裂截面分析所得的实际刚度来计算热应力引起的柱弯矩的设计时更是如此。

如果跨内伸缩缝被锁住，通过伸缩缝传递的最大地震力相对来说就可直接计算出来。参照图8.33，最大的纵向惯性力F0 就是抗力单元超强抗力的总和：

F0=πP1+V0coli+μP7 (8.33)

式中P1和P2为桥台上的轴向荷载，μ是适当的摩擦系数，于是，单位长度上的地震惯性力大概为：

υ= (8.34)

对所示的地震反应方向，穿过柱3和柱4间伸缩缝产生的最大拉力即为

TJ1=μP1+V-V-υ (8.35a)

并且对于柱4和柱5间的伸缩缝则为：

TJ2=μP+Vcoli-υ(lj1+lj2)=υ氀樀3-V挀漀氀5-V挀漀氀6-μP7 (8.35b)

附加力由于侧向反应而产生。其可由上部结构在最大位移下所引起的弯矩估算出来。另外，上述分析除非是基于替代结构法进行的，即如4.4.3节所概述的按照延性需要而成比例减小柱的刚度，否则这些力是不可能从弹性分析中得到。因为弹性分析趋向于对上部结构的曲率作出过高的估计。纵向和横向反应应合并起来共同作用。

能锁固起来的桥面板长度将依赖于温度变化的幅度、混凝土的热膨胀系数，以及柱的延性。其中混凝土的热膨胀系数可在（6~14）×10-6/oC之间取值。伸缩缝的锁固包括往缝中灌浆以及施加预应力等，均需在桥梁处于平均温度状态下进行。通常来说，为了减小地震及温度力不应对桥台的伸缩缝进行锁固。而加宽桥台台帽则是一项有力的和经济的措施。也许读者会想到跨内伸缩缝的锁固可能在穿过伸缩缝传递力的同时也会引起刚性较高的墩柱过大的位移。然而应当指出，在地震力的反方向作用下，伸缩缝处于受压状态，这种现象是不可能避免的，这时应进行柱的适当加固。

上部结构伸缩缝将要锁固的地方通常受穿过伸缩缝连接相邻框架的预应力的影响。另外的可能就是改用油粘滞阻尼来穿过伸缩缝连结两边的结构。在温度产生的缓慢滑移中阻尼是不起什么约束作用的。但在典型的地震反应中，阻尼系统会变得刚硬起来，从而有效地限制了位移并提供了有益的制动。

美国加州常用的柔性拉杆是把高强钢绳锚固到混凝土梁的隔板或腹板上（图8.34），或是钢梁的底部梁缘上去（图8.35）。具体也就是把钢绳盘绕到墩冒上把相邻的两跨与墩帽一起锚固起来，但这样做对排架墩不利。比起采用直钢绳锚固的做法，墩帽在较低应变下就开始失效了。日本已经采用过各种拉杆类型，包括锁链、刚性联结、弯联结。这些拉杆在把结构锁固以前均能提供一定位移。

2、拓宽支承面：

当锁固伸缩缝的方法不利或实践上油困难时，除非在评估设计的精确性时应用了非线性时程分析，否则更多的只有依赖扩大伸缩缝的有效支承面，而不是采用柔性拉杆限制位移来进行处理。拓宽墩、台帽的做法相对来说是简单的和经济的。桥台上或简支梁下的支承宽度可通过桥台或墩排架边上增设牛腿托架来实现，如图8.36（a）所示。对于跨内伸缩缝，

支承面落在上部结构深度范围内，直接拓宽支承面是不可能的。图8.36（b）表示了两种替代的方法。这两种方法由加州交通部提出并已用于加州的桥梁上。第一种方法是使用厚壁管作为延伸的支承面，厚壁管一端固接在伸缩缝一侧的梁隔板上，而另一端则可穿过伸缩缝另一侧的梁隔板自由滑动，此管被设计为有足够的强度支承上部结构；第二种方法是把一系列的悬挂梁用螺杆固定到伸缩缝支承部分的隔板上去，使之在两梁脱开时通过悬臂作用支承起桥跨[见图8.36(b)]。尽管这种方法比起第一种方法要少花钱，但处理起来不美观，并且在悬挂梁支承起桥跨时桥面已发生相当大的竖向位移。在设计悬挂梁时必需考虑动力冲击的影响，其瞬时最大效应至少是不考虑竖向地震反应附加影响的恒载效应的两倍。

在伸缩缝的加固评估中，应注意到伸缩缝有可能张开到导致落梁的程度。如果桥台的伸缩缝被认为在设计的地震反应下有效，则意味着通过桥台的物理约束，伸缩缝的张开绝不可能产生落梁。对于很长的桥梁，考虑全桥长度内承受同相位的地面运动是不可想象的。故动力反应可以忽略或适当消减。在这样的情况下，地面相对于上部结构运动时，桥面板在纵桥向可保持静止。于是伸缩缝的最大张开量可通过考虑行波前不同步位移成分计算出来。

上部结构的抗弯能力

在作出加固决定以前，所有其它公路桥均需进行调查。因为对上部结构进行纵向加固将是昂贵的。同时应确定出上部结构强度发挥出来时所需的变位程度是否落在桥台，及不同步地震输入所限制的纵向反应范围之内；如果情况是这样，上部结构是否有足够的延性承受可期的位移而没有发生过分的反应。我们建议这种评估应符合使用极限状态。当决定进行加固时，应采用对盖梁作过的类似工作，注意提高上部结构的强度和减小作用力。

1提高强度：

对上部结构施加外部预应力也许是提高其有效强度可行的选择。通常来说上部结构在支承附近只有相对较小的局部强度不足，尤其是对正弯矩的抵抗能力而言。这可以通过在盖梁中穿孔，在底板上方设置钢筋并与盖梁两边的底板相连结来提高强度（如图8.37所示）。具体可使用低碳钢筋，通过底板顶面凿毛用暗销与原来的底板连结起来一道提供整体的作用；或者把高强钢一端连接到端部托架上，一端用螺栓栓到底板上去（图上没有表示）。另外的既能够提高抗正弯矩能力又能提高抗负弯矩能力的方法就是对上部结构全部施加预应力，也如图8.37所示。底板强度提高所取的长

度将主要依赖于底板刚健截断的位置。一般说来，随着远离盖梁，钢筋断点的位置是迅速增多的，这就导致了一个相当小的值。同时也需认识到上部结构抵抗由柱传入的地震作用的有效宽度是随着远离柱按45角扩大的，即使考虑到底板钢筋的中断仍然存在，上部结构的抗弯矩能力也会迅速提高。

2减小作用力

使用低摩擦系数或者低阻尼支座来限制纵向反应是不明智的选择，因为高数值的上部结构弯矩仅发生在整体的上部结构-柱设计中。对于这种整体式的结构地震力的削减只能通过设置纵向连系梁来获得，这种做法类似于盖梁加固时所讨论过的方法，参见图8.19。纵向的连系梁既可与桥面板平行设置，也可置于其下。这两种选择见图8.38。

对于如图8.38（a）所示上部结构由带悬臂的盖梁支承的情况，把连系梁置于与上部结构同一水平面是实用的，这样连系梁可增加原有上部结构的纵向抵抗能力，然而由于它们处于与柱同一平面内，比起上部结构来它们要吸引更大部分的地震力。连系梁和上部结构所承受的纵向地震力需由三维分析得出。

在图8.38（a）中我们看到这种方法存在着一个问题，除非把上部结构去掉一大块，否则在中柱上设置连系梁是行不通的。上部结构的损坏仍将发生在这个地方，通过减小上部结构底板下柱子的强度来避免这种形式的损坏是令人满意的。只要截断柱顶部分的纵筋并钻穿桥面板设置附加的抗剪筋既可做到这一点。

另一可选用的方法既如图8.38（d）所示的悬挂连系梁。这种方法十分类似于图8.19的盖梁加固方式。图8.38（c）表示了这些加固桥不同的视图。

在接受边连系梁加固方法之前，人们在大尺度模型上进行了广泛的实验研究。图8.40是一个在加州-圣地阿哥大学进行的采用分离式边连系梁加固试验的1/2模型。这个实验利用对称性减小了模型结构的尺度。并使用了一个由13台计算机控制的促动器组成的精致复杂的系统。试件模拟了典型排架每个边上跨中到跨中（纵桥向）以及两跨排架横向柱子到跨中的结构体系。上部桥面板没有模拟的原因是：它与柱子以销栓连接的形式使它完全可以通过施加力与位移来模拟其对结构的影响。

在模拟的横向、纵向以及斜向（横向+纵向）反应的试验表明包括盖梁预应力在内的加固概念可完全有效地把地震下结构的损伤减小到震后无需阻碍交通既可修复的程度。然而，修复的费用和完全更替的费用是差不多的。然而在很多情况下，可以考虑安全地取消这项包括连系梁在内的纵向加固。

作者简介：王恩奎 男（1974年生） 工程师 1997年毕业于太原理工大学土木工程专业本科，地址：山西省晋中市汇通路110号

参考文献

1、袁万城胡勃等译《桥梁抗震设计与加固》人民交通出版社1999年4月第一版第二次印刷；

2、《公路橋梁抗震设计细则》（JTG/T B02-01—2008）重庆交通科研设计院等著人民交通出版社2009年6月第一版；

3、《公路工程抗震设计规范》交通部公路规划设计院编 人民交通出版社1989年1月第一版；

4、中华人民共和国行业标准JTG D60----2004《公路桥涵设计通用规范》北京：人民交通出版社2004；

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