王 旭，黃 超，李華強(qiáng)，李世亞，劉懷林，劉海明

(1. 重慶交通大學(xué) 土木工程學(xué)院，重慶 400074； 2. 招商局重慶交通科研設(shè)計(jì)院，重慶 400067)

限位墩墩頂伸縮縫間距對(duì)長(zhǎng)聯(lián)梁橋縱向抗震性能的影響*

王 旭1，2，黃 超1，李華強(qiáng)1，李世亞1，劉懷林2，劉海明2

(1. 重慶交通大學(xué) 土木工程學(xué)院，重慶 400074； 2. 招商局重慶交通科研設(shè)計(jì)院，重慶 400067)

工程實(shí)踐表明，限位墩可以大大降低長(zhǎng)聯(lián)梁橋落梁倒塌事故的發(fā)生，而限位墩墩頂伸縮縫尺寸對(duì)于長(zhǎng)聯(lián)梁橋縱向抗震性能具有較大的影響。為此，以有限元分析為手段，通過非線性分析方法研究伸縮縫間距對(duì)縱向地震作用下長(zhǎng)聯(lián)梁橋動(dòng)力響應(yīng)的影響。研究表明:隨著間距的增加，主梁未出現(xiàn)碰撞或碰撞力呈現(xiàn)出下降的趨勢(shì)，普通墩最大墩底彎矩沒有呈現(xiàn)出特別明顯的規(guī)律，而限位墩最大墩底彎矩主要受碰撞力的影響，其最大墩底彎矩的變化和墩頂最大碰撞力類似。普通墩墩梁的最大相對(duì)位移，最大碰撞力的大小以及最大墩底彎矩隨伸縮縫間距的增大基本變化不大。

橋梁工程；限位墩；伸縮縫；碰撞；最大墩梁相對(duì)位移；最大墩底彎矩

0 引 言

我國(guó)是一個(gè)地震頻繁發(fā)生的國(guó)家，目前正處于地震活躍期間，面臨著嚴(yán)重的地震威脅[1]。而橋梁作為重要的生命線工程，在震后救援中發(fā)揮著舉足輕重的作用[2-3]。2008年汶川地震發(fā)生的一系列橋梁震害表明[4]，大多數(shù)橋梁結(jié)構(gòu)的破壞并不是因?yàn)闃蛄鹤陨淼亩罩A(chǔ)無法承受上部結(jié)構(gòu)荷載，而是因?yàn)橹髁何灰七^大或者相互碰撞導(dǎo)致落梁震害而引起整體性垮塌，如圖1。對(duì)于眾多橋梁工程師來說，墩梁相對(duì)位移的減少應(yīng)適合采用能量耗散和便于結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)施工的方法，以此來確保結(jié)構(gòu)的整體性[5]。

圖1 百花大橋主梁落梁垮塌Fig.1 Collapse of the main girder of Baihua Bridge

有相關(guān)研究表明[6-7]，通過在橋梁的關(guān)鍵部位設(shè)置限位墩，即增強(qiáng)關(guān)鍵橋墩的剛度和強(qiáng)度的研究，增強(qiáng)橋梁的整體抗震性能，從而避免橋墩在地震中由于剛度和強(qiáng)度不足而產(chǎn)生過大位移。為限制橋梁結(jié)構(gòu)因地震作用而產(chǎn)生的過大位移，目前國(guó)內(nèi)外主要依靠一些耗能裝置和物理措施來減小影響，如抗震擋塊、抗震銷、限位器等，這些措施不僅可以起到防止橫向位移過大引起落梁的作用，還能作為耗能構(gòu)件，保護(hù)支座的安全。但關(guān)于抗震擋塊、抗震銷等方面的研究比較多，它們限制橫向位移過大引起落梁災(zāi)害方面的作用在實(shí)際工程中已經(jīng)得到了比較好的驗(yàn)證，但限制橋梁在地震中的縱向位移的研究則較為匱乏，普遍認(rèn)為限位墩可以起到一定的效果。目前在我國(guó)通過設(shè)置限位墩，提高橋墩和橋梁整體剛度和強(qiáng)度方面的研究比較少，并且不夠系統(tǒng)，對(duì)于減輕橋梁結(jié)構(gòu)在地震中的縱向位移的認(rèn)識(shí)還遠(yuǎn)遠(yuǎn)不夠，因此急需加強(qiáng)該領(lǐng)域的研究。

由于影響限位墩的縱向抗震性能的參數(shù)比較多，而限位墩又是通過其墩頂以及主梁之間碰撞的方式來限制主梁的位移，故把伸縮縫間距的大小作為是否會(huì)發(fā)生會(huì)碰撞的參數(shù)來考慮。因此，筆者基于有限元模型，引入限位墩的概念。通過選取合適的地震波，主要研究地震作用引起主梁的碰撞作用，確定限位墩墩頂伸縮縫間距的大小對(duì)全橋抗震性能的影響。

1 限位墩概念及作用機(jī)理

1.1 限位墩概念的提出

根據(jù)汶川地震震害分析可知：對(duì)于那些跨度較大且聯(lián)數(shù)較多的橋梁來說，其發(fā)生震害的頻率明顯高于中小型跨度橋梁，主要災(zāi)害表現(xiàn)為主梁和橋墩臺(tái)柱的嚴(yán)重?fù)p壞以及可能發(fā)生的落梁狀況。造成這些災(zāi)害主要原因是由于多聯(lián)長(zhǎng)橋的伸縮縫較多，從而導(dǎo)致主梁產(chǎn)生較大的運(yùn)動(dòng)空間，使得在強(qiáng)震作用下的墩梁產(chǎn)生一定的相對(duì)位移，從而導(dǎo)致碰撞概率的提升。

在地震的作用下，橋臺(tái)作為梁式橋的五大基本構(gòu)件之一，易與主梁部位發(fā)生相撞，具有較大抗推剛度的橋臺(tái)能有效地約束主梁在縱向產(chǎn)生的位移，同時(shí)能更加有效地減弱主梁之間的位移傳遞，進(jìn)而降低由于位移過大而發(fā)生落梁的風(fēng)險(xiǎn)。

由于橋臺(tái)能有效的限制主梁的縱向位移，鑒于此，筆者提出了一種就有較大剛度的“抗震制動(dòng)墩”，即限位墩，設(shè)置在多聯(lián)長(zhǎng)橋中的合適位置上，大體上起著和橋臺(tái)相同的作用。在地震荷載的作用下，限位墩可以限制主梁的縱向位移，從而減小墩梁之間的相對(duì)位移，類似于將多聯(lián)長(zhǎng)橋分成短橋，以此大幅地降低主梁間由于地震發(fā)生劇烈碰撞所帶來的災(zāi)害。

1.2 限位墩作用機(jī)理

限位墩可視為“放小”版橋臺(tái)，構(gòu)造特點(diǎn)同常見橋墩來看比較相似，但其剛度相對(duì)較大。在地震荷載的作用下，限位墩墩頂處的伸縮縫不僅能夠承受所帶來彎矩和剪力，而且能夠?yàn)槎嗦?lián)長(zhǎng)橋的每個(gè)聯(lián)段提供充足的移動(dòng)空間。如圖2。

圖2 限位墩作用機(jī)理Fig.2 Mechanism of restrainer pier

其中，圖1中①～③為無限位墩情況，地震時(shí)，各個(gè)主梁之間互相碰撞,如圖1(b)，容易導(dǎo)致主梁發(fā)生過大的相對(duì)位移，由此必然造成落梁的現(xiàn)象，如圖1(c)。若將普通墩換成限位墩，如圖1(d)，不但能限制主梁產(chǎn)生過大的位移，而且還能降低各聯(lián)段之間設(shè)置的橋墩數(shù)量，更有效地減少累積在限位墩處的相對(duì)位移，大大降低地震時(shí)落梁發(fā)生的機(jī)率。

圖3 落梁方向最小間距Fig.3 Minimum spacing between girder and falling girder

2 限位墩相關(guān)模型計(jì)算參數(shù)的選取

2.1 有限元模型基本概況

為了便于橋模相關(guān)計(jì)算參數(shù)的選取，文中參照了國(guó)家中西部地區(qū)經(jīng)典橋型—中小跨的長(zhǎng)聯(lián)橋；主梁采用T型截面形式，取30 m的標(biāo)準(zhǔn)跨徑；各斷面的翼緣板，腹板以及馬蹄部位采取的相關(guān)計(jì)算參數(shù)基本一致。主梁和橋墩采用的混凝土分別為C30和C50，橋墩選取一般的雙柱圓形截面墩[8]。限位墩的計(jì)算模型如圖4。

圖4 限位墩計(jì)算模型Fig.4 Restrainer pier calculation model

通過結(jié)構(gòu)地震響應(yīng)分析，文中選取一般的梁式橋型作為文中的計(jì)算模型，此外還不能忽略支座結(jié)構(gòu)的非線性因素對(duì)整個(gè)模型的影響[9]。由于筆者重點(diǎn)是考慮主梁碰撞等對(duì)落梁的影響，因此，橋墩模型只考慮線性性質(zhì)。

2.2 地震動(dòng)輸入

對(duì)于地震波的選取而言，地震動(dòng)的場(chǎng)地條件對(duì)其影響至關(guān)重要。在進(jìn)行模型分析時(shí)，加速度時(shí)程的頻譜參數(shù)性能將直接受到它的影響。因此，地震波周期的選擇必須優(yōu)先考慮場(chǎng)地的卓越周期，理論上應(yīng)盡量與之接近來減小影響。鑒于此，加上對(duì)我國(guó)高烈度地震地區(qū)場(chǎng)地性質(zhì)的勘測(cè)，筆者采用最富典型的El-cetro波和Northridge波進(jìn)行了模擬試驗(yàn)。另外，地震波的加速度峰值可依照高烈震強(qiáng)度等級(jí)的大小修改至0.4、0.7、1.0 g。筆者采用的地震加速度時(shí)程如圖5。

圖5 地震波時(shí)程Fig.5 Time history of earthquake wave

為了簡(jiǎn)化，筆者僅考慮橋梁結(jié)構(gòu)在縱向上地震荷載所產(chǎn)生的作用力，不考慮其他方向作用力的影響?？傮w上來看，橋梁的整體長(zhǎng)度較長(zhǎng)，但從跨度方面而言仍偏小。因此，在傳播的過程中仍可運(yùn)用一致激勵(lì)的方式，可忽略地震波在時(shí)間上和空間上的傳播差異性。

2.3 支座模擬

伸縮縫處支座采用四氟滑板橡膠支座，其他處支座采用板式橡膠支座[10]。當(dāng)支座與混凝土接觸時(shí)，可根據(jù)支座類型的不同，選取不同的摩擦系數(shù)；板式橡膠支座采用的摩擦系數(shù)是0.2，四氟滑板橡膠支座選取的摩擦系數(shù)為0.02。在有限元分析中，用非線性連接彈簧單元模擬支座作用。支座的滑動(dòng)水平臨界力Fcr與豎向最大支撐力N之間的聯(lián)系可用式(1)進(jìn)行表達(dá)：

Fcr=μN(yùn)

(1)

式中：μ為接觸面摩擦力；N為支座豎向最大支撐力。

在進(jìn)行結(jié)構(gòu)分析時(shí)，由于受到水平力F的作用，支座易發(fā)生同向的彈性變形X=F/k(k為支座單元的水平剪切剛度)；若橋梁支座產(chǎn)生的變形大于規(guī)范限制的某個(gè)數(shù)值時(shí)，將逐漸進(jìn)入一種滑動(dòng)狀態(tài)。當(dāng)支座在受到水平向兩個(gè)方向作用力，通過合力定理可判別其是否轉(zhuǎn)入滑動(dòng)狀態(tài)。支座滯回曲線模型圖如6：

圖6 支座滯回模型Fig.6 Bearing hysteretic model

2.4 伸縮縫碰撞單元的模擬

橋梁伸縮縫除能夠滿足一般功能的變形外[11]，還能夠減少地震中主梁之間的碰撞，同時(shí)也是橋梁抗震的薄弱環(huán)節(jié)。在有限元模擬的過程中，選取合適的碰撞單元來進(jìn)行模擬，結(jié)構(gòu)剛度取主梁的壓縮剛度，如圖7，碰撞單元模擬如圖8。

圖7 伸縮縫(單位：cm)Fig.7 Expansion joint

圖8 伸縮縫碰撞單元有限元模型Fig.8 Finite element model of the collision cell of expansion joint

3 伸縮縫間距對(duì)結(jié)構(gòu)動(dòng)力響應(yīng)的影響

伸縮縫是用于滿足橋面變形的特殊結(jié)構(gòu)之一，當(dāng)兩側(cè)主梁在縱向上運(yùn)動(dòng)的相對(duì)距離比伸縮間距大時(shí)，結(jié)構(gòu)容易在墩頂伸縮縫的位置發(fā)生碰撞。根據(jù)上述分析可知，限位墩的作用主要是利用上述結(jié)構(gòu)之間發(fā)生的碰撞來約束主梁的位移，因此限位墩墩頂伸縮縫間距的設(shè)置是影響梁式橋結(jié)構(gòu)動(dòng)力響應(yīng)重要因素。筆者采用六聯(lián)的簡(jiǎn)支梁橋，通過在梁式橋結(jié)構(gòu)的居中部位布設(shè)一個(gè)4 m×5 m的矩形限位墩，可更便捷地改變伸縮縫間距，其間距以1 cm為步長(zhǎng)，從1 cm逐漸增至10 cm。

有限元分析計(jì)算時(shí)，橋梁所在的西部高烈度區(qū)場(chǎng)地卓越周期與 El-cetro波的周期比較接近，同時(shí)為了方便比較，選用 El-cetro波和 Northridge波，并將地震波的峰值進(jìn)行調(diào)整(0.4、0.7、1.0 g)。分析其結(jié)構(gòu)動(dòng)力響應(yīng)。

圖9 最大墩梁相對(duì)位移Fig.9 The maximum relative displacement between girder and pier

由圖9可知，在 El-centro波的影響下，當(dāng)最大加速度為0.7 g與1.0 g時(shí)，墩梁的最大相對(duì)位移隨著伸縮縫間距的逐漸加寬整體上展現(xiàn)出先減后增的形式；當(dāng)最大加速度為0.4 g時(shí)，隨著伸縮縫間距的增加保持逐漸下降。隨著Northridge波作用，當(dāng)限位墩伸縮縫的間距達(dá)到1cm時(shí)，此時(shí)主梁和墩臺(tái)之間產(chǎn)生的相對(duì)位移最大；但是墩梁最大的相對(duì)位移會(huì)隨著墩頂伸縮縫間距的增大而不斷減小，當(dāng)減少到一定程度后，最大墩梁相對(duì)位移基本上保持不變。

從圖10可知，在El-centro作用下，左側(cè)伸縮縫為7 cm時(shí)，梁端的最大碰撞力達(dá)到最??；當(dāng)最大加速度分別為0.4、0.7 g時(shí)，限位墩處左側(cè)伸縮縫保持3 cm時(shí)，梁端碰撞力達(dá)最大，普通墩伸縮縫處最大碰撞力基本保持不變，而限位墩左右兩側(cè)的碰撞力大體隨伸縮縫間距的增大而減小。

圖10 El-centro作用下伸縮z縫處最大碰撞力Fig.10 The maximum impact force of the expansion jointunder the action of the El-centro

圖11可知，在Northridge地震波作用下，限位墩右側(cè)伸縮縫達(dá)到4 cm時(shí)，此時(shí)梁端最大碰撞力達(dá)到最?。划?dāng)最大加速度分別達(dá)到0.4 g和0.7 g，伸縮縫間距達(dá)到8 cm及以上時(shí)，限位墩左右兩側(cè)的伸縮縫處無碰撞。隨著間距的逐漸增大，限位墩左側(cè)伸縮縫處產(chǎn)生的碰撞力逐漸減小，而普通墩伸縮縫處產(chǎn)生的碰撞力基本保持不變。

圖11 Northridge作用下伸縮縫處最大碰撞力Fig.11 The maximum impact force of the expansion jointunder the action of the Northridge

圖12 EL-centro波作用下最大墩底彎矩Fig.12 The maximum bending moment at the bottomof the pier under the action of the EL-centro

圖13 Northridge波作用下最大墩底彎矩Fig.13 The maximum bending moment at the bottomof the pier under the action of the Northridge

由圖12和圖13可知，當(dāng)伸縮縫間距不斷增大，對(duì) EL-centro波和 Northridge波而言，限位墩最大墩底彎矩大體上看先減小后基本維持在一個(gè)穩(wěn)定水平，而普通墩總體沒有改變。由此可以看出，限位墩和普通墩所展現(xiàn)最大墩底彎矩的變化趨勢(shì)和梁端最大碰撞力的變化趨勢(shì)基本上一致，說明限位墩和普通墩的最大墩底彎矩產(chǎn)生均是受到地震作用下產(chǎn)生巨大碰撞力的影響。

4 結(jié) 論

基于有限元模型的研究，對(duì)設(shè)有限位墩的六聯(lián)梁橋進(jìn)行了分析，得到了烈震作用下梁端最大碰撞力和最大墩底彎矩以及梁墩最大相對(duì)位移隨限位墩處伸縮縫間隙大小變化的結(jié)構(gòu)動(dòng)力響應(yīng)。主要結(jié)論如下：

1) 在 EL-centro地震波的作用下，當(dāng)限位墩處伸縮縫采用10 cm大小的間距，最大加速度分別為0.4、0.7、1.0 g時(shí)，此時(shí)墩梁發(fā)生的最大相對(duì)位移卻是最小。而在Northridge地震波作用下，伸縮縫間距保持在6 cm及6 cm以上時(shí)，墩梁發(fā)生的最大相對(duì)位移整體上維持不變。

2) 限位墩墩頂伸縮縫為4 cm時(shí)，梁端最大碰撞力以及最大墩底彎矩基本達(dá)到最小，此時(shí)，主梁之間的碰撞所帶來的震害最低。

3) 由于限位墩的設(shè)置，即使墩頂伸縮縫的間距增加，墩底處的最大彎矩仍然呈現(xiàn)先減小后基本不變的趨勢(shì)，與發(fā)生在梁端處的最大碰撞力變化規(guī)律大體相同。

4) 普通墩墩梁的最大相對(duì)位移，最大碰撞力的大小以及最大墩底彎矩隨伸縮縫間距的增大基本變化不大。

5) 墩梁的最大相對(duì)位移在設(shè)置了限位墩的情況下能大幅減少，且隨著伸縮縫間隙的增大先增大后減小。因此，對(duì)于符合要求的伸縮縫間隙的選擇至關(guān)重要。

6) 在強(qiáng)烈震作用下，長(zhǎng)橋主梁通常因碰撞作用而發(fā)生較大的縱向位移，合理地掌握好伸縮縫的間隙設(shè)置的問題能顯著減小此類作用的影響。在此基礎(chǔ)上通過進(jìn)一步的研究發(fā)現(xiàn)，在伸縮縫做一定的減震和隔震的處理，例如在重要結(jié)構(gòu)部位設(shè)置數(shù)量合適的橡膠緩沖墊能夠更有效減少墩梁之間的相對(duì)位移。

針對(duì)我國(guó)山區(qū)橋梁在高強(qiáng)烈震條件下的特點(diǎn)進(jìn)行了大體上的研究，筆者通過設(shè)置一定數(shù)量的限位墩以降低橋梁的主梁結(jié)構(gòu)落梁的概率。通過對(duì)有限元模型的研究，可知主梁發(fā)生落梁現(xiàn)象的根本原因并且展示限位墩的工作機(jī)理，為今后建立與當(dāng)?shù)氐刭|(zhì)情況相符合的限位墩的設(shè)計(jì)方法提供了一定參考和意見。

[1] 胡聿賢.地震工程學(xué)[M].北京：地震出版社，1988：1-3，92-94.

HU Yuxian.EarthquakeEngineering[M]. Beijing：Earthquake Press，1988：1-3，92-94.

[2] 孫廣俊，李鴻晶，趙鵬飛. 簡(jiǎn)支梁橋地震落梁失效控制模式研究[J]. 南京工業(yè)大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版)，2014，36(2)：40-47.

SUN Guangjun，LI Hongjing，ZHAO Pengfei. Unseating failure control mode for simply supported girder bridge during earthquakes[J].JournalofNanjingTechUniversity(NaturalScienceEdition)，2014，36(2)：40-47.

[3] 馮亞成. 從設(shè)計(jì)角度談橋梁的震害現(xiàn)象及應(yīng)對(duì)策略[J]. 高速鐵路技術(shù)，2014(3)：85-89.

FENG Yacheng. Discussion on bridge earthquake damage phenomena and coping strategy from a design perspective[J].HighSpeedRailwayTechnology，2014(3)：85-89.

[4] 王東升，郭迅，孫治國(guó)，等. 汶川大地震公路橋梁震害初步調(diào)查[J]. 地震工程與工程振動(dòng)， 2009，29(3)：84-94.

WANG Dongsheng，GUO Xun，SUN Zhiguo，et al. Damage to highway bridges during Wenchuan Earthquake[J].JournalofEarthquakeEngineeringandEngineeringVibration，2009，29(3)：84-94.

[5] 唐國(guó)喜，傅香如，鄭小燕. 公路橋梁震害分析及對(duì)策[J]. 路基工程，2010(6)：2-3.

TANG Guoxi，F(xiàn)U Xiangru，ZHENG Xiaoyan. Earthquake damage analysis and countermeasures for highway and bridge[J].SubgradeEngineering，2010(6)： 2-3.

[6] 郭克寧.墩高對(duì)連續(xù)梁橋抗震性能的影響[J].華北水利水電學(xué)院學(xué)報(bào)，2012，33(5)：53-59.

GUO Kening. Influence of pier height on the seismic behaviors of continuous-beam bridge[J].JournalofNorthChinaInstituteofWaterConservancyandHydroelectricPower，2012，33(5)：53-59.

[7] 徐永利.長(zhǎng)聯(lián)連續(xù)梁橋制動(dòng)力分配的非線性有限元分析[J].蘭州交通大學(xué)學(xué)報(bào)，2008，35(2)：14-18.

XU Yongli. Nonlinear FEA of breaking force distribution of long connected continuous bridge[J].JournalofLanzhouJiaotongUniversity，2008，35(2)：14-18.

[8] 沈星，葉愛君，王曉偉. 柔性橫系梁雙柱墩的抗震行為分析[J]. 同濟(jì)大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版)，2013，41(3)：342-347.

SHEN Xing，YE Aijun，WANG Xiaowei. Seismic behavior analysis for link beam of double-column bent[J].JournalofTongjiUniversity(NaturalScience)，2013，41(3)：342-347.

[9] 李沖，王克海，李悅，等. 板式橡膠支座摩擦滑移抗震性能試驗(yàn)研究[J]. 東南大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版)，2014(1)：162-167.

LI Chong，WANG Kehai，LI Yue，et al. Experimental study on seismic performance of laminated rubber bearings with friction slipping[J].JournalofSoutheastUniversity(NaturalScienceEdition)，2014(1)：162-167.

[10] 燕斌， 杜修力，韓強(qiáng)，等. 防落梁板式橡膠支座抗震性能分析[J]. 北京工業(yè)大學(xué)學(xué)報(bào)，2014，40(6)：857-864.

YAN Bin，DU Xiuli，HAN Qiang，et al. Analysis of seismic performance of a unseating-prevention laminated rubber bearing[J].JournalofBeijingUniversityofTechnology，2014，40(6)：857-864.

[11] 鄧揚(yáng)，李愛群，丁幼亮，等. 基于長(zhǎng)期監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)的大跨橋梁結(jié)構(gòu)伸縮縫損傷識(shí)別[J].東南大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版)，2011，41(2)：336-341.

DENG Yang，LI Aiqun，DING Youliang，et al. Damage identification of expansion joints in long span bridge using long-term monitoring data[J].JournalofSoutheastUniversity(NaturalScienceEdition)，2011，41(2)：336-341.

Effect of the Restrainer Pier Expansion Joint Spacing on theLongitudinal Seismic Performance of Long Bridges

WANG Xu1，2，HUANG Chao1，LI Huaqiang1，LI Shiya1，LIU Huailin2，LIU Haiming2

(1. School of Civil Engineering，Chongqing Jiaotong University，Chongqing 400074，P. R. China;2. China Merchants Chongqing Communication Research and Design Institute，Chongqing 400067，P. R. China)

Practice and experience in engineering shows that restrainer piers can greatly reduce the occurrence of collapse of long bridge，while the size of expansion joints at the restrainer piers top can affect the longitudinal seismic performance of long bridge tremendously. Consequently，the effect of expansion joint spacing on the dynamic response of long bridge under the action of the longitudinal seismic was analyzed by means of finite element analysis. Researches show that with the increase of the spacing，the main beam does not appear collision and the impact force does not show a downward trend. The maximum bending moment of the ordinary pier bottom does not show a particularly obvious law; however，the maximum pier bottom bending moment of the restrainer pier is mainly affected by the impact force，and the change of the maximum pier bottom bending moment is similar to the maximum impact force at the pier top. As a matter of fact，the maximum relative displacement between girder and pier，the maximum impact force as well as the maximum pier bottom bending moment of the ordinary pier do not make difference with the increase of the expansion joint spacing.

bridge engineering; restrainer pier; expansion joint; pounding; the maximum relative displacement between girder and pier; the maximum bending moment of the pier bottom

10.3969/j.issn.1674-0696.2017.12.02

2016-09-10；

2016-12-01

重慶市博士后基金項(xiàng)目(Xm2015066)；交通運(yùn)輸部建設(shè)科技項(xiàng)目(2013318800020)；中央高?；究蒲袠I(yè)務(wù)費(fèi)資助項(xiàng)目(310821161120)；山東省優(yōu)秀中青年科學(xué)家科研獎(jiǎng)勵(lì)基金項(xiàng)目(2014BSE28027)

王 旭(1982—)，男，天津人，副教授，博士，主要研究方向：橋梁抗震、結(jié)構(gòu)抗風(fēng)。E-mail: wx00012224@163.com。

U443.22

A

1674-0696(2017)12-006-07

朱漢容)