杜 桁，徐略勤,2，鄧海容，夏 雪，孫榕徽

(1.重慶交通大學(xué) 土木工程學(xué)院，重慶 400074； 2.重慶交通大學(xué)，省部共建山區(qū)橋梁及隧道工程國家重點實驗室，重慶 400074)

近年來，我國橋梁建設(shè)事業(yè)飛速發(fā)展，橋梁數(shù)量日益增多。這其中，斜交梁橋因能更好地適應(yīng)地形環(huán)境的差異性、改善道路的線形而得到廣泛采用，尤其在地表崎嶇的西部山區(qū)。然而，西部山區(qū)恰好與我國地震最活躍的斷裂帶相毗連，斜交梁橋由于其不規(guī)則的結(jié)構(gòu)布置，地震響應(yīng)遠(yuǎn)比正交橋復(fù)雜，損壞程度也更為嚴(yán)重?？梢?，高烈度地震給西部山區(qū)的斜交梁橋帶來巨大的安全隱患。2008年汶川地震中的震害統(tǒng)計結(jié)果表明，斜交橋破壞比正交橋更為嚴(yán)重，有3/4的斜交橋都出現(xiàn)了中等以上震害[1]。斜交簡支梁橋是汶川震區(qū)最為常見的斜交橋型，其典型震害特征表現(xiàn)為梁體水平移位和平面轉(zhuǎn)動，部分橋梁甚至發(fā)生落座和落梁，伴隨著主梁位移震害的還包括：板式橡膠支座滑移、撕裂、脫空、卷邊；限位擋塊擠裂、剪斷、飛出以及伸縮縫錯位、擠壓變形、破壞等現(xiàn)象；而橋墩等下部結(jié)構(gòu)出現(xiàn)結(jié)構(gòu)性損傷的比例很低[2-3]。按照我國橋梁抗震設(shè)計規(guī)范[4]，斜交簡支梁橋?qū)儆诜且?guī)則橋梁，其抗震設(shè)計方法和抗震措施仍有待進(jìn)一步完善。因此，研究這類橋梁在地震中的位移響應(yīng)特征并進(jìn)行落座分析具有重要的理論和工程參考意義。

近年來，國內(nèi)外學(xué)者對斜交梁橋的地震響應(yīng)和抗震性能已開展了不少研究，如Kun、Chen、陶源等[5-7]對斜交梁橋在伸縮縫和限位擋塊處的碰撞效應(yīng)或雙向碰撞效應(yīng)開展了數(shù)值模擬和試驗研究；Kwon、閆聚考、陳彥江等[8-10]對簡支斜交梁橋及正交橋主梁在地震作用下的平面旋轉(zhuǎn)機理及碰撞效應(yīng)進(jìn)行了探討；Noori、Jeon等[11-12]研究了地震輸入方向和角度對斜交梁橋地震響應(yīng)和抗震性能的影響，得到了很多富有啟發(fā)的結(jié)論和成果。這些研究有力推動了斜交梁橋抗震理論和技術(shù)的進(jìn)步，但不論是研究對象還是研究目的都各有側(cè)重，在針對斜交簡支梁橋地震位移響應(yīng)特征與落座方面仍十分欠缺，尤其是對斜交橋主梁落座特點的研究亟待開展。震害調(diào)查經(jīng)驗表明，落座是橋梁最嚴(yán)重的震害表現(xiàn)之一，會中斷橋梁上、下部結(jié)構(gòu)的傳力途徑，使得橋梁在地震中成為不穩(wěn)定的機構(gòu)，防止橋梁落座是抗震措施設(shè)計的重要方面，我國橋梁抗震規(guī)范[4]對這方面的條文規(guī)定仍非常薄弱。有鑒于此，本文以我國公路橋梁中最為常見的30m跨斜交簡支梁橋為研究對象，考慮橋梁結(jié)構(gòu)中各種材料和接觸非線性因素，基于參數(shù)分析探討這類橋梁的地震位移響應(yīng)特征，并結(jié)合斜交簡支梁橋的結(jié)構(gòu)特點，研究其主梁落座的特點和機理問題，以期為這類橋梁的抗震設(shè)計和加固提供參考。

1 典型橋例與分析模型

1.1 橋例概況

結(jié)合汶川震害資料[1]，以我國高速公路上最為常見的30 m斜交簡支T梁橋作為研究對象。如圖1(a)所示，為了考慮邊界跨的影響，分析橋例的跨徑布置為5×30 m，主梁由5片C50預(yù)應(yīng)力混凝土T梁組成，橋?qū)?2.5 m，基本工況下主梁斜交角為30°。每片T梁的兩端各設(shè)置1個GYZ D300×96板式橡膠支座。雙柱圓墩高15 m，直徑為1.8 m，墩柱頂設(shè)蓋梁，蓋梁兩端設(shè)鋼筋混凝土限位擋塊，墩柱和蓋梁均采用C35混凝土，墩柱縱筋為30根HRB40028熱軋鋼筋，箍筋采用HRB40010光圓鋼筋。橋墩基礎(chǔ)采用樁柱式基礎(chǔ)，樁徑為2.0m，橋例平面和斷面布置詳見圖1(b)和(c)。

圖1 橋例布置(單位：cm)Fig.1 Bridge layout(Unit：cm)

1.2 分析模型

采用SAP2000程序建立有限元模型，斜交主梁按照梁格法模擬，其中，T梁采用線彈性梁單元模擬，T梁間的橫向聯(lián)系采用虛擬梁單元模擬，縱梁與虛擬橫梁形成斜交網(wǎng)格，如圖2(a)所示。蓋梁采用線彈性梁單元模擬，與墩柱間采用剛接。橋墩為延性構(gòu)件，可能進(jìn)入塑性狀態(tài)，對于框架墩來說墩頂和墩底均為潛在塑性鉸區(qū)，因此采用PMM纖維鉸來定義塑性鉸的特性，并按照現(xiàn)行規(guī)范[4]確定塑性鉸長度及其位置，如圖2(b)所示。本文研究對象為西部山區(qū)斜交簡支梁橋，所處地質(zhì)條件一般較好，而且根據(jù)規(guī)范，中小跨徑梁橋的樁-土相互作用可忽略。因此，為了不給分析工作引入過多的不確定性，本文不考慮樁柱基礎(chǔ)的非線性行為，直接將墩底固結(jié)。

圖2 分析模型Fig.2 Analytical model

汶川震害顯示，限位擋塊對主梁地震位移響應(yīng)的影響很大，因此模型中必須加以考慮。根據(jù)文獻(xiàn)[13]的研究，采用Multi-linear Plastic單元模擬其簡化滯回模型，并與Gap單元串聯(lián)來模擬擋塊與主梁間的碰撞現(xiàn)象，初始間隙為0.02m，如圖2(c)所示。

為了考慮梁體可能的平面旋轉(zhuǎn)，在梁端伸縮縫處設(shè)置5個碰撞單元，碰撞單元采用Gap單元的合并/張開來激活/鈍化鄰梁之間的碰撞作用，如圖2(d)所示。碰撞剛度參考Muthukumar等[14]的研究取主梁的軸向剛度，本文橋例為Kp=1.074×106kN/m，伸縮縫的初始間隙為0.1 m。

水平向剛度：

Kh=nGbAr/∑t

(1)

豎向剛度：

Kv=nEbAr/∑t

(2)

轉(zhuǎn)動剛度：

Kr=0.5nEbIb/∑t

(3)

式中：n為支座個數(shù)；Gb為支座剪切模量，根據(jù)規(guī)范[4]取1 200 kN/m2；Ar為支座橡膠板面積；∑t為橡膠層總厚度；Eb為支座豎向抗壓模量；Ib為支座沿彎曲方向的慣性矩。

1.3 分析工況

根據(jù)汶川震害調(diào)查統(tǒng)計情況[1]，選擇斜交簡支梁橋上部結(jié)構(gòu)地震位移響應(yīng)的關(guān)鍵影響因素：斜交角、擋塊強度和伸縮縫大小作為研究參數(shù)。其中，斜交角是主梁平面旋轉(zhuǎn)的重要影響因素[8-9]；擋塊強度是擋塊約束板式橡膠支座滑動行為的關(guān)鍵因素[13]；而伸縮縫大小則影響著相鄰梁體碰撞效應(yīng)的程度[6-7]。表1列舉了本文參數(shù)分析的工況設(shè)置情況，其中，基準(zhǔn)模型的斜交角為30°、擋塊強度取各墩恒載支反力的10%、支座摩擦系數(shù)取0.15、伸縮縫大小取0.1 m，其余各工況均在此基礎(chǔ)上改變其中一個參數(shù)的取值。

表1 分析工況設(shè)置Table 1 Details of analytical cases

1.4 地震動輸入

選取7組實際近場地震波，每組地震波包含2條水平向和1條豎向地震加速度記錄，如表2所示。為了方便對數(shù)據(jù)進(jìn)行對比分析，將7組地震波中水平向最大峰值加速度PGA統(tǒng)一調(diào)整至0.4 g，其余2個方向的地震波按照相同的調(diào)幅系數(shù)進(jìn)行調(diào)整。在進(jìn)行非線性時程分析時，地震加速度時程波沿著橋梁的縱+橫+豎三向輸入，其中沿橋梁縱向輸入每組地震波中水平向PGA較大一條的加速度時程。

表2 地震波基本信息Table 2 Basic information of seismic records

2 地震位移響應(yīng)特征分析

2.1 考慮斜交角的位移響應(yīng)分析

圖3以No.2地震波為例給出了3#橋墩上右跨中支座縱、橫向力-位移響應(yīng)曲線隨斜交角的變化情況。由圖3(a)～(b)可知，支座沿著縱、橫向都發(fā)生明顯的滑動行為，這種行為可以限制主梁地震慣性力向下部墩柱的傳遞，從而保護(hù)墩柱免遭結(jié)構(gòu)性破壞，但同時也會導(dǎo)致主梁位移顯著增大；在縱橋向，當(dāng)斜交角為30°時，支座滑動位移最大，而在橫橋向，當(dāng)斜交角為60°時，支座滑動位移最大。由圖3(c)可見，以7條波的平均值來看，隨著斜交角的增大，支座縱向最大滑動位移先增后減，在斜交角為30°時出現(xiàn)最大值20.5 cm，在斜交角為60°時出現(xiàn)最小值5.8 cm，兩者相差71.7%；支座橫向最大滑動位移則先減后增，在斜交角為30°時出現(xiàn)最小值5.1 cm，在斜交角為60°時出現(xiàn)最大值24.4 cm，兩者相差79.1%；兩個方向的位移響應(yīng)表現(xiàn)出明顯的耦合特征。

圖3 斜交角對支座位移的影響Fig.3 Effects of skew angles on bearing displacement

圖4以No.3地震波為例給出了第3跨(如圖1所示)左側(cè)梁端縱、橫向位移響應(yīng)時程隨斜交角的變化情況。由圖可知，斜交角對梁端最大位移和殘余位移影響很大，隨著斜交角的增大，梁端最大縱向位移出現(xiàn)波動變化，當(dāng)斜交角由15°增至30°時，梁端最大縱向位移由19.3 cm減為6.9 cm，減幅達(dá)到12.4 cm；梁端最大橫向位移則先增后減，當(dāng)斜交角由15°增至30°時，梁端最大橫向位移由3.6 cm增至19.7 cm，增大了16.1 cm，之后再減?。豢梢钥吹搅憾丝v向位移的減少量與橫向位移的增加量較為接近。梁端最大縱向殘余位移先增后減，最大橫向殘余位移則先減后增。與支座位移響應(yīng)相對應(yīng)，主梁梁端位移在縱、橫向也表現(xiàn)出明顯的耦合特征。

圖4 斜交角對梁端位移的影響Fig.4 Effects of skew angles on girder end displacement

圖5為第3跨主梁平面轉(zhuǎn)角包絡(luò)值隨斜交角的變化情況?？梢钥吹剑髁浩矫孓D(zhuǎn)角在不同地震波作用下的變化規(guī)律有所不同。但以平均值來看，隨著斜交角的增大，主梁平面轉(zhuǎn)角先增后減，在斜交角為30°時達(dá)到最大值。在斜交角為15°～60°范圍內(nèi)，主梁平面轉(zhuǎn)角平均值的變化范圍為1.318×10-4rad～31.6×10-4rad，最大值是最小值的23.9倍。

圖5 斜交角對主梁平面轉(zhuǎn)角的影響Fig.5 Effects of skew angles on girder rotations

綜合圖3～圖5的規(guī)律可以發(fā)現(xiàn)，斜交角大小是橋梁上部結(jié)構(gòu)位移響應(yīng)特征的重要影響因素。當(dāng)斜交角小于30°時，支座縱向力-位移曲線出現(xiàn)了明顯的滯回環(huán)，滯回曲線相較于斜交角為45°和60°時更飽滿，且此時主梁梁端縱向殘余位移也明顯大于45°和60°時的殘余位移，表明在斜交角為30°時支座的縱橋向滑動行為最顯著，即：當(dāng)斜交角小于30°時，上部結(jié)構(gòu)的位移響應(yīng)主要以縱橋向為主，且在30°時位移達(dá)到最大值。當(dāng)斜交角大于30°后，支座縱向力-位移曲線幾乎呈線性，但在橫向卻發(fā)生了明顯的滑動行為，且梁端殘余位移在橫向上明顯更大，由此說明當(dāng)斜交角大于30°后，上部結(jié)構(gòu)的位移響應(yīng)主要以橫橋向為主，且在60°時達(dá)到最大值。這一特征可為斜交簡支梁橋地震位移控制措施提供方向。

2.2 考慮擋塊強度的位移響應(yīng)分析

圖6以No.2地震波為例給出了3#橋墩上右跨中支座縱、橫向力-位移響應(yīng)曲線隨擋塊強度的變化情況。由圖6(a)～(b)可見，支座在縱向仍然發(fā)生了滑動行為，但隨著擋塊強度的增大，其滑動位移逐漸減??；而支座在橫向則幾乎沒有產(chǎn)生滑動行為，表明合理設(shè)計擋塊的強度具有良好的位移控制效果。而且與正交橋不同的是，在斜交簡支橋中，擋塊的限位效果不僅對支座的橫向位移響應(yīng)有限制作用，對支座縱向響應(yīng)也有較好的約束效果，其原因在于前文提及的斜交橋縱、橫向地震位移的耦合效應(yīng)，以及擋塊對主梁平面轉(zhuǎn)動的約束作用，這點后文會有進(jìn)一步分析。由圖6(c)可見，以7條波的平均值來看，隨著擋塊強度的增大，支座縱、橫向位移均逐漸減小，其中縱向位移的最大降幅為15.53%，橫向為9.33%，且橫向位移平均值顯著小于縱向。值得一提的是，當(dāng)擋塊強度達(dá)30%恒載支反力時，支座縱、橫向位移曲線趨于平緩，表明當(dāng)擋塊強度達(dá)到某一數(shù)值時，其對支座滑移位移的約束作用已趨于最大效果，此時不宜使用強度更大的擋塊，而應(yīng)結(jié)合下部墩柱的損傷程度來確定擋塊合理的強度，因為擋塊也會將主梁的部分慣性力傳遞給下部墩柱。

圖6 擋塊強度對支座位移的影響Fig.6 Effects of retainer capacities on bearing displacement

圖7以No.2地震波為例給出了第3跨左側(cè)梁端縱、橫向位移響應(yīng)隨擋塊強度的變化情況。由圖可知，梁端最大位移隨擋塊強度的增大略有下降，但總體上降幅較小，其原因在于梁端位移由支座位移和墩頂位移組成，擋塊可以降低支座的位移，但同時因向墩柱傳遞主梁慣性力而導(dǎo)致墩頂位移有所增大，兩者相互抵消，使得擋塊的限位效果在梁端位移響應(yīng)上無法體現(xiàn)。梁端縱向殘余位移隨擋塊強度的增大而減小，橫向殘余位移隨強度增大而先增后略減，但總體上呈減小的規(guī)律。

圖7 擋塊強度對梁端位移的影響Fig.7 Effects of retainer capacities on girder end displacement

圖8為第3跨主梁平面轉(zhuǎn)角包絡(luò)值隨擋塊強度的變化情況。以平均值來看，擋塊強度的增大可以有效地降低主梁的平面轉(zhuǎn)動，如當(dāng)擋塊強度為10%恒載支反力時，主梁平面轉(zhuǎn)角平均值為23.27rad，當(dāng)擋塊強度為50%恒載支反力時，主梁平面轉(zhuǎn)角平均值為16.73rad，下降28.12%。同樣可以看到，在本文橋例中，當(dāng)擋塊強度達(dá)到30%時，主梁平面轉(zhuǎn)角的下降趨勢已明顯減緩，即擋塊的限制作用已經(jīng)達(dá)到最高效果，表明擋塊強度并非越大越好。

圖8 擋塊強度對主梁平面轉(zhuǎn)角的影響Fig.8 Effects of retainer capacities on girder rotations

2.3 考慮伸縮縫大小的位移響應(yīng)分析

圖9以No.2地震波為例給出了3#橋墩上右跨中支座縱、橫向力-位移響應(yīng)曲線隨伸縮縫大小的變化情況。相比斜交角和擋塊強度，伸縮縫大小對支座地震響應(yīng)的影響要小得多，其原因可能與碰撞效應(yīng)有關(guān)。伸縮縫大小會影響鄰梁碰撞程度，但由于主梁會同時受到左右兩側(cè)相鄰主梁的碰撞，在兩側(cè)碰撞效應(yīng)接近的情況下，碰撞程度(伸縮縫大小)對支座地震響應(yīng)的影響可能會被抵消。由圖9(a)～(b)可知，支座在縱橋向雖也發(fā)生了明顯的滑動行為，但隨伸縮縫大小的增大，其滑動位移幾乎沒有變化；而支座在橫橋向沒有產(chǎn)生滑動行為，位移響應(yīng)略有下降。由圖9(c)可見，以平均值來看，隨著伸縮縫大小的增大，支座縱、橫向最大滑動位移略有減小，縱向最大位移由7.72cm降至7.40cm，橫向最大位移由8.55cm降為6.20cm。支座位移隨著伸縮縫增大反而下降的趨勢可能與所選支座位置和碰撞效應(yīng)有關(guān)。由于同一橋墩處橫向各支座的位移響應(yīng)有明顯區(qū)別，限于篇幅且便于后文落座分析，本文選取了橫橋向的中間支座(即主梁重心線處的支座)來說明各研究參數(shù)對支座地震響應(yīng)的影響。為了進(jìn)一步探討伸縮縫大小的影響，后文將專門分析碰撞效應(yīng)的變化情況。

圖9 伸縮縫大小對支座位移的影響Fig.9 Effects of expansion joint size on bearing displacement

圖10以No.2地震波為例給出了第3跨左側(cè)梁端縱、橫向位移響應(yīng)隨伸縮縫大小的變化情況。由圖可知，隨著伸縮縫間距的增大，梁端縱、橫向最大位移均增大，其中橫向最大位移先減而后增，但總體呈增大趨勢；梁端縱、橫向殘余位移也隨伸縮縫大小的增大而增大。這是由于伸縮縫大小的增大在縱橋向上為主梁提供了更大的位移空間，而斜交主梁的位移耦合效應(yīng)使得梁端橫向位移也同時有所增大。

圖10 伸縮縫大小對梁端位移的影響Fig.10 Effects of expansion joint size on girder end displacement

在7組地震波下，各伸縮縫處的碰撞效應(yīng)呈相似的變化規(guī)律，為便于討論，以No.1地震波的分析結(jié)果為例進(jìn)行討論。圖11為4#墩上伸縮縫處的碰撞力分布的變化情況，由圖11(a)可見，同一伸縮縫處的碰撞力在橫橋向分布是不均勻的，越靠近橋面中心線越小，甚至為零，伸縮縫橫向兩側(cè)角點處的碰撞力則明顯更大，其原因在于斜交主梁在地震中產(chǎn)生了平面轉(zhuǎn)動，兩個角點處最容易與鄰梁發(fā)生接觸，因此最容易產(chǎn)生碰撞力，且兩個角點處的碰撞力本身也不相同。圖11(b)、(c)分別給出了1#和5#碰撞單元的碰撞力時程，可以看到，1#單元的最大碰撞力為1 668.86kN，而5#單元的最大碰撞力達(dá)4 457.74kN，是1#單元的2.67倍，且兩者出現(xiàn)的時間不同步。由于碰撞力是與位移正相關(guān)的，因此斜交主梁在地震中更容易沿著自身銳角端向橋面內(nèi)發(fā)生轉(zhuǎn)動，而這種轉(zhuǎn)動又反過來增大了伸縮縫處不均勻的碰撞力分布，使主梁在伸縮縫處表現(xiàn)出“碰撞→增大轉(zhuǎn)動→不均勻碰撞力增大→轉(zhuǎn)動加劇”的循環(huán)過程。從伸縮縫大小的影響來看，同一伸縮縫處的碰撞單元表現(xiàn)出不同的規(guī)律，1#單元碰撞力隨著伸縮縫的增大而逐漸增大，增幅為39.7%；5#單元碰撞力隨著伸縮縫的增大而先減后增，最大值和最小值相差20.3%。從各單元碰撞力峰值來看，由于斜交橋存在不均勻碰撞現(xiàn)象，在本文的研究范圍內(nèi)，伸縮縫為8cm時，碰撞力峰值是最小的。

圖11 伸縮縫大小對碰撞力的影響Fig.11 Effects of expansion joint size on pounding forces

3 落座分析

前文分析表明，支座在地震中會發(fā)生滑動行為，若滑動位移過大則會導(dǎo)致主梁落座。實際工程中若主梁發(fā)生落座，則支座的傳力途徑將會被中斷，支座的滑動摩擦本構(gòu)模型不再成立，但這個過程在數(shù)值模擬中很難精確實現(xiàn)。在主梁落座之前，一般可認(rèn)為支座的本構(gòu)模型是合理的[15]，因此從數(shù)值模擬的角度分析落座是可能的，但分析落梁則存在一定的困難，因為落梁往往發(fā)生在落座之后。圖12和表3給出了支座滑動狀態(tài)的判斷依據(jù)[16]，其中，D為支座與上部結(jié)構(gòu)之間的相對位移；D0為支座的滑動臨界位移，D0=μ·N/Kh，符號意義同前文；D1為初始時刻梁底鋼板內(nèi)邊緣至支座內(nèi)邊緣的距離；D2為梁底鋼板內(nèi)邊緣至支座中心線的距離；D3為梁底鋼板內(nèi)邊緣至支座外邊緣的距離。

圖12 支座滑動狀態(tài)示意圖Fig.12 Diagram of the slide states of bearing

根據(jù)表3的指標(biāo)，對前文各工況下的支座縱、橫向位移狀態(tài)進(jìn)行分析，表4列舉了在No.2、No.5和No.7三組典型地震波作用下，3#墩上右跨中支座的滑動狀態(tài)，表中僅列出滑動更嚴(yán)重的那個方向的結(jié)果，并將“縱向輕微滑動”簡稱為 “輕滑-縱”，其他表述類似。

表3 支座滑動狀態(tài)指標(biāo)Table 3 Indexes of the slide states of bearing

表4 支座滑動狀態(tài)結(jié)果Table 4 Results of the slide states of bearing

由表可知，當(dāng)斜交角為15°～30°時，支座在縱向上產(chǎn)生更明顯的滑動行為；當(dāng)斜交角為45°～60°時，支座的滑動方向逐漸轉(zhuǎn)為橫向。這與前文所述規(guī)律相符，即：當(dāng)斜交角小于30°時，上部結(jié)構(gòu)位移響應(yīng)以縱向為主，當(dāng)斜交角大于30°時則相反。地震作用下，斜交主梁的一端會與鄰跨抵緊，另一端則更易擺動，結(jié)構(gòu)地震響應(yīng)類似于循環(huán)荷載作用下的“棘輪效應(yīng)”[17]，斜交角的增大加劇了擺動程度，使得支座在斜交角大于30°時橫向滑動更明顯。當(dāng)擋塊強度由10%恒載支反力升至50%時，大多數(shù)地震波下的支座滑移程度由嚴(yán)重/中等降低為輕微滑動；且在擋塊強度大于30%之后滑動程度不再改變。幾乎所有地震波作用下的支座都發(fā)生縱向滑動，橫向幾乎不發(fā)生滑動或滑動程度很低，表明了擋塊的限位作用十分顯著，適當(dāng)增大擋塊的強度可有效減輕支座的滑動狀態(tài)。伸縮縫大小對支座滑動狀態(tài)的影響并不顯著，在大多數(shù)地震波作用下伸縮縫大小并沒有改變支座的滑動狀態(tài)，但在個別地震波(如No.7)下，增大伸縮縫大小可在一定程度上減輕支座的滑移程度。值得一提的是，在本文的研究范圍內(nèi)，中間支座并沒有出現(xiàn)落座情況(由于中支座位于主梁重心線上，主梁因此一般也不會出現(xiàn)落梁情況)。

圖13選取3個典型工況分析了斜交簡支梁橋第3跨主梁的位移響應(yīng)特點，圖中支座的顏色與表4表示相同的滑動狀態(tài)。由圖可知，由于主梁發(fā)生平面轉(zhuǎn)動，各支座的滑動狀態(tài)有所不同，且在不同的斜交角和擋塊強度下，支座縱、橫向滑動的嚴(yán)重程度會發(fā)生轉(zhuǎn)換，但基本都存在如下趨勢：即斜交主梁在地震中更容易沿著自身銳角端向橋面內(nèi)發(fā)生轉(zhuǎn)動，按照圖中的示意方向即逆時針轉(zhuǎn)動。因此，在實際工程中可以適當(dāng)加強銳角端的擋塊強度，減輕主梁的平面轉(zhuǎn)動幅度，降低落座風(fēng)險。

圖13 斜交簡支梁位移響應(yīng)特征Fig.13 Displacement features of simply-supported skewed girder

4 結(jié)論

本文主要結(jié)論如下：

(1)斜交簡支梁橋的地震位移響應(yīng)具有明顯的縱、橫向耦合特征，當(dāng)斜交角小于30°時，位移響應(yīng)以縱向為主，且在30°時達(dá)到最大值；當(dāng)斜交角大于30°后，位移響應(yīng)以橫向為主，且在60°時達(dá)到最大值。主梁平面轉(zhuǎn)角隨著斜交角的增大而先增后減，在斜交角為30°時達(dá)到最大值。

(2)擋塊不僅可有效制約支座的橫向位移，對支座縱向位移也有較好的約束效果，隨著擋塊強度的增大，支座縱、橫向位移以及主梁平面轉(zhuǎn)角均逐漸減小，但當(dāng)擋塊強度達(dá)到某一數(shù)值時，其限位效果會逐漸趨于平緩，因此擋塊強度并非越大越好。本文橋例中，當(dāng)擋塊強度達(dá)到30%恒載支反力時，其限位效果可達(dá)最優(yōu)。

(3)斜交簡支梁橋在伸縮縫處存在不均勻碰撞現(xiàn)象，兩側(cè)角點處的碰撞力明顯更大，靠近橋面中心線處碰撞力最小甚至為0，不均勻碰撞使得斜交主梁容易沿著自身銳角端向橋面內(nèi)發(fā)生轉(zhuǎn)動。

(4)本文橋例未出現(xiàn)落座情況，但出現(xiàn)大量嚴(yán)重滑動(即主梁與支座半脫空狀態(tài))的工況，且隨著斜交角的增大，支座的滑動方向逐漸由縱向轉(zhuǎn)為橫向。伸縮縫大小對支座滑動影響很小，但適當(dāng)增大擋塊的強度(尤其是適當(dāng)加強斜交主梁銳角端的擋塊強度)可有效減輕支座的滑動狀態(tài)。