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预应力混凝土连续梁桥的损伤分析与抗震加固
Nicola Caterino，, Giuseppe Maddaloni, Antonio Occhiuzzi，Department of Engineering, University of Naples Parthenope, Centro Direzionale, Isola C4, 80143 Naples, Italy.
关键词：桥 轴承装置 隔离 阻尼器 抗震加固
概要：考虑到仍在使用高架桥的真实案例，对预应力钢筋混凝土桥梁的抗震分析和改造进行了讨论。这座桥的独特之处在于此，桥的类型特别有趣，无论是在结构上还是结构上。 本文首先分析高架桥运营期间出现的某些特定结构缺陷。。 分析结果表明，只需修改支撑装置即可提高结构性能。主要结构部件不需要参与改造过程。 使用现代抗震规范，通过更换桥墩上旧的轴承装置和现有的粘滞阻尼器连接桥面与新的现代化桥台，取得了高架桥性能的升级。
简介：
由于桥梁和高架桥的特殊类型，寿命负荷和环境条件，提高现有桥梁和高架桥的结构性能涉及特殊问题。在某些情况下，强化的要求不仅源于主要因素的缺陷，而且还源于结构细节的不足。实际上，本文提出的高架桥面临着这些挑战。长度超过1公里的预应力钢筋混凝土桥面的设计在桥墩和桥台支撑结构上是连续的，在计划中需要三种不同曲率的顺序来解决和解决有关的特殊问题。
（一）结构的全球行为;
（二）这种长整体甲板上的热效应;
（三）由于复杂的几何形状，高架桥的地震响应。
以下，详细描述参考结构后，桥梁检测到的故障。然后，根据设计文件以及进行的结构分析讨论可能的原因。
桥梁结构的描述：
高架桥由32个连续跨度组成。预应力钢筋混凝土桥面总长度为1127m。根据设计规范，该结构在后续的悬臂段施工。第一个和最后一个跨度约为27米长，而中间跨度约为36米。横截面沿着长度是可变的，从给定的中跨形状逐渐通过对应于支撑的更高的形状（图1）。由于连续梁的方案，甲板非常纤细，其横截面的高度从106厘米（在每个跨度的中间长度）到156厘米（在支撑件处）变化。
在计划中，该结构基本上以弯曲形状为特征。第一部分曲率适中，半径约1632米。接下来，曲率半径减小到大约743米。末端部分具有几乎直的形状。从高度角来看，除了一小部分的初始部分外，高架桥由上游基台（SP1）到下游基台（SP2）构成一个斜坡。中间部分有31个桥墩（圆形横截面，直径2.60米，高度4米至9米）和两个端部桥墩代表桥面支撑。两个支承装置放置在每个桥墩和每个桥台上，使连接部件的相对纵向位移自由。
轴承
与热效应相关的高架桥运动特征是相对于甲板轴线的相似变形。由于每个桥墩都有两个单向滑动轴承，因此允许这种位移，每个桥墩都具有plusmn;300 mm的行程特征。
关于地震作用下的响应，对于设计，甲板被认为是一个刚体，在水平方向上摆动，不受约束，但仅限于两个基台。通过四个粘滞阻尼器（每个基台两个）实现了甲板两端和基台之间的连接。根据原始设计，甲板的地震水平位移主要由围绕由包含甲板的两个端部横截面的平面的交叉点限定的垂直轴线的刚性旋转表示（图2）。但是，由于特定的几何形状，单向滑动轴承的轴线不在一个独特的点上重合。因此，围绕垂直轴的刚性甲板转动是不允许的。为了允许这样的旋转，设计者确定单向约束装置被组装在弹性体加强垫上。此外，由于采用金属木工，只允许横跨高架桥轴线的位移，从而防止这些纵向位移的激活。
阻尼器：
两个粘弹性阻尼器最初设计并放置在桥的两端。 每个装置相当于一个粘滞阻尼器和一个串联的弹簧。 这些设备的目的是消除部分来自地震作用的输入能量，并以非刚性方式将高架桥连接到两个桥台。 考虑到建筑的年代，这种设计的创新性得到了认可。 尽管如此，这种联系并没有关于甲板的重新定位能力。
图1.高架桥的图片
损害和原因：
高架桥展品的受损状态如下所述，主要涉及桥墩基础和支撑。
在基台SP1（上游）：
（i）伸缩接头超出其容量并且其模块化元件被破坏;
（ii）阻尼器大致处于延伸冲程的末端（图3）;
（iii）支撑装置几乎在下游方向的行程末端。
在SP2基台（下游）：
（i）由于过度的压缩，膨胀节完全关闭;
（ii）阻尼器收缩时处于末端位置;
（iii）支撑装置在下游方向上位于行程末端。
在码头上的轴承：
（i）所有轴承在下游方向明显移位，尽管每个桥墩的位移幅度（从1到29厘米）不等（图4）。
（ii）在许多情况下，由于围绕这些板的横向水平轴线的过度旋转，将支撑装置板连接到甲板的螺钉被拉出。
图3.上游基台：阻尼器在延伸。
图4.轴承装置的滑动位移。
从损伤观察中可以看出，高架桥的整个桥面在下游方向上移动，接着是一个水平下的刚性运动，这与先前确定的中心周围的旋转相对应。 这种位移完全符合为高架桥设计和制造的约束系统，该系统曾经实际上是实体的。 激活这种位移程度的行为是与高架桥重量相关的重力的倾斜分量。 该部件是由于支撑装置的非完美水平状态以及甲板和基台之间缺乏重新定心装置。 请注意，预应力钢筋混凝土桥面和码头状况良好。
重力荷载的结构分析：
高架桥根据该期间的有效规范设计[1]。目前的代码[2]提供了不同的对结构性需求（移动载荷）的定义和对容量的评估（对容器的限制）的方法张力和变形。比较由这两个代码导出的内力包络图，考虑到动作的特征值结果表明，移动荷载的最不利位置，在这两种情况下弯矩都呈现几乎相同的负值。正弯曲的最大值用当前标准评估的时间更长（增加25 divide;30％）。剪切力也会导致更大的时候用新代码评估（增加30 divide;35％）。
尽管如此，当不变和可变负荷（在下面的Gk和Qk中，分别）被考虑。事实上，正弯矩的增加和最近所给出的剪切力代码假定值小于10％。差异虽然不是很大，但也需要对结构进行评估。根据意大利法规[2]对桥梁进行所需验证的能力。所有的验证工作，都是在可服务性和最终限制状态下都执行，取得积极成果。具有圆形横截面的桥墩满足新标准的所有验证而没有任何问题[3]。然而，支撑设备放在码头上的压力有时会超过容量。
在原始设计中声明的轴向载荷（9000 kN），即使值为10％。因此，设备必须略微矮小。
地震作用的结构分析：
为了分析设计的地震作用下结构的动力特性和响应，使用软件SAP2000 [4]实现了高架桥的有限元模型（FEM）。如上所述，在建造码头 - 甲板连接的复杂系统时已经给予了特别的关注。对高架桥的原始状态进行模态分析。前四个振动周期分别为153 s，1.99 s，1.83 s和1.79 s。大部分大众（88％）参与这些第一模式。尽管如此，所有用于评估地震效应的分析都是在包含前五十种模式的情况下进行的。与第一个振动周期相关的高值再一次突出了由于基本无约束的旋转自由度而导致的结构低位性的情况。更确切地说，从动态的角度来看，参照用于高架桥和支撑装置（参见轴承）的抗震设计的标准，该结构可以表示为具有旋转自由度的刚体。这种类型的运动仅部分受到弹性轴承的弹性横向刚度的约束。由于这种刚度显然不足以抵抗与结构和非结构总质量相关的惯性力，因此整个甲板在其第一种振动模式下的整体动态特性相当于一种实际上是实体的结构，其特征是大的第一弹性周期的振动。因此，高架桥不能承受抗震设计的力量在相关的代码中规定。特别是，不存在具有甲板重新定心能力的弹性元件会导致结构不能在平衡结构周围振动。因此，这种缺陷阻止了阻尼装置正常工作，以降低高架桥的地震响应。总之，调查结果和数值分析都证实，所研究高架桥的结构在所需要求方面没有适当的横向能力;结果，该结构面临风险并被归类为易受攻击的结构。
桥梁的抗震升级：
最初为高架桥设计和实现的抗震技术是一种混合式解决方案，考虑到施工年代，这种解决方案具有创新性。它可以描述如下：
1、 沿着与甲板轴线对应的曲线方向，安装了类似于现代隔震方案的系统。该系统基于每个桥墩顶部采用滑动支撑和辅助阻尼装置，以及两个桥台上的四个粘弹性阻尼器。
2、 在横向方向上的地震作用反而受到基于桥墩的剪切和弯曲响应的传统地震系统的抵制。
在设计文件中，没有分析抗震系统，但其主要特征可以通过与支撑，接头和阻尼器相关的图形来推导出来。对这些文件的检查证明，任何针对高架桥在纵向位移方面的重新定位的系统和/或装置都没有适当设计。结果是一个不适合抗地震作用的结构体系。
总之，设计和建造的复杂的地震保护系统被发现是不适当的，因此必须纠正。
结构改造设计：
一旦对各种改造设计方案进行了严格审查，就可以得出以下结论。由于结构最初构思的方式，由于边界条件不可改变，桥梁抗震加固的最佳策略是重新使用当前的保护系统，对缺陷部分进行适当的修改和校正，甚至旨在实现所有意大利法规[2]对结构安全的要求。
改造采用简化的弹性阻尼单自由度动力学模型，其主要目标是固定设计，使基本振动周期尽可能接近4秒。考虑到重新对中装置的大小和成本，现有基台内部安装它们时实际可用的空间，以及研究这种类型的动力学的分析可能性，这个值被认为是最好的折中方案地震作用下的结构。事实上，通常用于地震结构的设计和验证的反应谱和加速度图在被采用时都受到重要限制
分析周期超过4s的动态系统。
甲板质量约为31,200吨，包括结构和非结构部件。因此，达到等于4s的周期T所需的弹性刚度K为K = 4p2M / T2 = 77kN / mm。考虑到市场上可用的弹性再定心装置的伽玛，并且高架桥及其桥台设计为可容纳4个阻尼元件，选择k = 20kN / mm的值，使得整体再定心刚度为K = 4k = 80kN / mm。对于这个刚度值，振动的无振动振动周期是T = 2p（M / K）0.5 = 3.92s，非常接近作为目标设定的值（4s）。
再次，为了找到介入的成本和有效性之间的折中，通过四个阻尼器实现的目标阻尼比n被设定为20％。最近关于这个问题的科学研究报告说，阻尼比高于20％对应于位移的边际减小，但是加速度显着增加[5]。因此，首先假定阻尼器的线性粘性行为，总阻尼常数C是计算如下：
对应于四个设备中的每一个的恒定c = 4.996kN s / m。
根据本研究结构和场地目标在崩塌极限状态下假设的加速度Sa（T，n），速度Sv（T，n）和位移Sd（T，n）的弹性反应谱，对于T = 3.92s，分别导出了0.029g，0.179m / s和111mm。请注意，这种设计方法是基于隐含的假设，即在地震作用期间能量耗散仅集中在上述特殊设备上，考虑到线性甲板和码头的非耗散行为。出于这个原因，行为因子被设置为等于1。
111毫米的光谱位移与阻尼器，接头和轴承的可用容量相匹配，即使由热变化引起的那些也是如此。每个阻尼器的最大弹性力Fe由公式（2）对加速度的要求非常低，正如对目前情况所预期的那样，而伪光谱速度为0.179 m / s导致每个阻尼器的最大粘滞力等于Fv = 894 kN / m（方程1. （2））。
图5.特意设计的支持设备。 纵向（左）和横向视图。 尺寸以mm为单位。
市场上可买到的粘性装置通常以非线性行为为特征，例如描述为Fv = c·va的非线性行为，其中c是耗散系数（具有力的尺寸除以速度与a的幂的关系）用于测量装置的反作用力的大小，a是远小于1的无量纲参数，在大多数情况下等于0.15。这种类型的装置具有能够衰减振动（与最大值与实际激励速度的相关性较小的力作用的反作用力）的优点，并且即使在小速度场中也表现出大的耗散能力（例如，由地震较低的强度）。
为了确定阻尼常数c的最佳值，给定等于0.15，遵循以下程序：
（1）在振幅的谐波位移法下，相对于上述线性粘性装置的力 - 位移周期绘制111毫米和3.92秒周期的图;
（2）评估该环路内的面积（耗散能量）（306kJ）;
（3）阻尼系数c的最佳值被计算为允许与线性装置的散逸能力相等的散热能力（a = 0.15时为936kN /（m / s）0.15）。 （4）c的最终值选自那些与意大利市场上可用设备相对应的最接近于上述期望值（1000kN /（m / s）0.15）的设备。
因此，改造设计的目标可以通过消散和重新对中装置来实现，每个装置的反作用力F通过以下定律与相对位移x和相对速度v相关：
其中弹性刚度k和阻尼常数c的值已经被预先定义，k0是弹性预载荷，其值取决于特定生产公司采用的执行技术。
如上所述，即使在干预后配置中，桥梁的全局运动也要求在每个桥墩处允许桥面的横向位移。这种位移必须是弹性对比的，其大小
可以通过纵向地震位移和最大角度的正弦值之间的乘积来估计，在水平面上，在高架桥轴线的切线和垂直于穿过桥墩轴线和旋转中心的直线之间的直线（图2）。对轴承装置进行了仔细的选择，以满足允许显着的纵向位移进行滑动以及对于变形没有如此小的横向位移的要求。在代码EN 1337：1 [6]中定义的支持中，类型1.5被选定为能够提供所检查情况下所要求的性能的支持。由于这种类型的设备目前不是由任何意大利最大的生产商生产的，因此需要根据引用的代码EN 1337：1继续设计64个支撑件。图5从两个不同的角度展示了这个设计的最终结果。
结论：
对现有的预应力钢筋混凝土高架桥进行了脆弱性评估和抗震改造。这项研究的动机是因为高架桥结构系统中出现了
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