Extending the application of integral frame abutment bridges in earthquake-prone areas by using novel isolators of recycled materials

SUMMARY

Integral abutment bridges (IABs) are jointless structures without bearings or expansion joints which require minimum or zero maintenance. The barrier to the application of long-span integral abutment bridges is the interaction of the abutment with the backfill soil during the thermal expansion and contraction of the bridge deck, that is, serviceability, or when the bridge is subjected to dynamic loads, such as earthquakes. The interaction of the bridge with the backfill leads to settlements and ratcheting of the soil behind the abutment and, as a result, the soil pressures acting on the abutment build up in the long term. This paper provides a solution for the aforementioned challenges by introducing a novel isolator that is a compressible inclusion of reused tyre-derived aggregates placed between the bridge abutment and the backfill. The compressibility of typical tyre-derived aggregates was measured by laboratory tests, and the compressible inclusion was designed accordingly. The compressible inclusion was then applied to a typical integral frame abutment model,which was subjected to static and dynamic loads representing in-service and seismic loads correspondingly. The response of both the conventional and the isolated abutment was assessed based on the settlements of the backfill, the soil pressures and the actions of the abutment. The study of the isolated abutment showed that the achieved decoupling of the abutment from the backfill soil results in significant reductions of the settlements of the backfill and of the pressures acting on the abutment. Hence, the proposed research enables extending the length limits of integral frame bridges subjected to earthquake excitations. Copyright copy; 2016 John Wiley amp; Sons, Ltd.

KEY WORDS: bridge; integral frame abutment; long span; isolation; compressible inclusion1. INTRODUCTION

Bridges are important infrastructure assets which are costly to construct and maintain. Their maintenance is a major challenge in most developed countries, and significant investment is required[1] to eliminate the bridge deficient backlog. Integral abutment bridges (IABs), whose abutments are rigidly connected to the deck, are frame structures that have no bearings or expansion joints, which became popular recently [2, 3], as they comply with the urgent requirement for maintenance-free bridges [4]. Hence, extending the length limits of IABs is a major challenge that was faced by researchers [5–7] as they can reduce costs and maintenance requirements [8].

The barriers to the evolution of integral bridges are the interaction of the abutment with the backfill soil, the deterioration of the latter and the excessive loading of the abutment and the deck along with the lack of design provisions in the codes [9]. The aforementioned interaction is more challenging in longer bridges, as the abutment is subjected to large daily and seasonal movements by the deck. The latter expands and contracts as a result of the temperature changes [10, 11], whilst in the long-term, it exhibits a permanent shortening as a result of creep and shrinkage effects. Figure 1 shows qualitatively how the movements of the abutment evolve within 10 years based on the effective bridge temperature as described by England et al. [12] and also the permanent shortening of the deck as a result of prestressing, creep and shrinkage effects for a bridge of 120 m long. It is noted that the wingwalls are not connected to the abutment as they would increase significantly the stiffness of the abutment and thus restrain its flexural deflections. The cyclic movement of the abutment causes significant horizontal stress variations behind the abutments, build-up of the earth pressures [12–15] and nonlinear deflections of the backfill [16]. The significance of the earth pressures behind integral abutments and their evolution is further discussed by Barker et al. [17], Springman et al. [13] and other researchers [18, 19].

Ratcheting flow pattern [20], wedging and densification of the backfill, indicatively shown in Figure 1, cause a gradual increase in the earth pressures, which eventually approach passive conditions [21]. Creep, prestressing and shrinkage of the deck cause considerable permanent dislocation of the abutment [22] towards the centre of the bridge. Settlements of the backfill, as a result of the consolidation of the soils and poor drainage [23], can potentially create a bump-at-theend of the bridge, which creates unsafe driving conditions and discomfort. Additionally, cyclic thermal causes fatigue loading of the structural components of the abutment [24]. The aforementioned loads that act on the abutment are increased in long-span bridges and, in some cases, may exceed the ultimate shear or flexural capacity of the abutment [5]. Furthermore, dynamic effects, such as seismic loads, impose dynamic interaction [25, 26] effects, which deteriorate the performance and the integrity of the bridge. The aforementioned design challenges for IABs become considerably demanding when the length of the deck is increased.

In order to mitigate the aforementioned design issues, England [27] has patented a displacement compensation unit for integral bridges, Horvath [28] has introduced the use of expanded polystyrene and mechanically stabilised backfills to rectify the ratcheting effects, and Hoppe [29] introduced the use of elasticised expanded polystyrene to alleviate interaction effects. Potzl et al. [30] tested fullheight abutments with expanded polystyrene layers interjected between the abutment and the soil. However, it was found that the polystyrene exhibits permanent deformations and creeps [31]; therefore, gaps are being created between the abutment and the backfill, which allow the soil to flow. Loose soi

采用新型的再生材料隔振器，扩展了整体框架桥台在地震易发区的应用

摘要

整体桥台桥(IABs)是无接缝结构，没有轴承或伸缩缝，需要维护费用最低或零维护。大跨径整体桥台桥梁应用的障碍是桥台在桥面热胀冷缩过程中，或在桥梁承受地震等动力荷载时，桥台与回填土的相互作用，即使用性能。桥梁与回填土的相互作用导致桥台后土体的沉降和棘轮效应，从而使作用于桥台的土体压力长期积累。本文介绍了一种新型隔离器，该隔离器可压缩桥台和回填体之间的再生骨料。通过室内试验，测定了典型衍生骨料的压缩率，并据此设计了可压缩夹杂物。然后将可压缩夹杂物应用于一个典型的整体框架桥台模型中，该模型在静、动荷载作用下分别表示服役荷载和地震荷载。根据回填体沉降量、土压力和桥台作用对常规桥台和隔震桥台的响应进行了评价。对孤立桥台的研究表明，实现了桥台与回填土的解耦，使得回填土沉降量和作用于桥台的压力显著降低。因此，本研究可以扩展整体框架桥梁在地震作用下的长度限制。约翰威利父子有限公司版权所有。

关键词：桥梁；整体框架桥台；大跨度；隔震；可压缩土体

1. 绪论

桥梁是重要的基础设施资产，其建设和维护成本很高。在大多数发达国家，维修桥梁是一项重大挑战，需要大量投资以消除桥梁不足的积压。整体桥台桥(IABs)是一种无支座、无伸缩缝的框架结构，其桥台与桥面刚性连接，近年来因满足无维护桥梁[4]的迫切需求而流行[2,3]。因此，延长IABs的长度限制是研究人员面临的主要挑战。整体桥梁发展的障碍是桥台与回填土的相互作用、回填土的退化、桥台与桥面的超载以及规范[9]中设计规定的缺失。前面提到的交互作用在较长的桥梁中更具挑战性，因为桥台受到桥面每天和季节的巨大运动。后者由于温度的变化而膨胀和收缩[10,11]，而从长期来看，由于蠕变和收缩的影响，它表现出永久性的缩短。图1显示了定性桥台的运动基于10年内英国有效桥梁温度的变化，[12]和120米长的桥面由于预应力的缩短,蠕变和收缩的影响。值得注意的是，翼墙并没有连接到基台，因为它们会显著增加基台的刚度，从而抑制其弯曲挠度。基台的循环运动引起基台后水平应力的显著变化，土压力的累积[12 15]和回填体[16]的非线性挠度。整体基台后土压力的意义及其演化问题，Barker等人[17]、Springman等人[13]等人进行了进一步的探讨[18,19]。

棘轮状流型[20]、楔入和充填体致密化(如图1所示)导致土压力逐渐增加，最终接近被动条件[21]。桥面的徐变、预应力和收缩会导致桥台[22]向桥中心产生相当大的永久性错位。回填土的沉降，由于土壤的固结和排水能力差[23]，可能会让车辆在桥梁的末端产生颠簸，从而引起不安全的驾驶条件。此外，循环热导致基台[24]结构构件产生疲劳载荷。上述作用于桥台的荷载在大跨度桥梁中有所增加，在某些情况下可能超过桥台[5]的极限剪切或抗弯承载力。此外，动力效应，如地震荷载，会产生动力相互作用[25,26]，从而破坏桥梁的性能和完整性。当桥面长度增加时，IABs的设计挑战变得相当困难。

为了解决上述设计问题, 英国[27]为整体桥梁的位移补偿装置申请了专利,Horvath[28]引入了使用发泡聚苯乙烯和机械稳定回填纠正棘轮效应,和霍普[29]介绍了使用缺少发泡聚苯乙烯缓解交互作用。Potzl等人[30]测试了在桥台和土壤之间插入膨胀聚苯乙烯层的全高桥台。结果表明，聚苯乙烯具有永久性变形和蠕变[31];因此，桥台和回填土之间产生了空隙，使土壤能够流动。Arsoy等人将松散土作为提高桩式基台抗重复循环荷载回弹能力的手段。Humphrey等人[32，33]介绍了将轮胎衍生集料(TDAs)用作刚架涵洞的可压缩回填土，以降低墙上的土压力。

图1.。左：整体框架桥台的初始位置和fi位置(指示性)。右图：桥台由于热膨胀(Delta;，TEXP)和收缩(Delta;，TCON)以及甲板的永久缩短(Delta;，cr，p，sh)而产生的移动。

本文评估了一种减少IAB与回填土相互作用的隔震方案的性能。建议的隔震实现了桥梁与回填土的脱钩，从而使设计更长的IAB成为可能。为此目的，研究了新型可压缩夹杂，并将其应用于从机械稳定的回填土中分离出来的整体框架桥台。可压缩夹杂物(CI)含有可重复使用的TDAs，其性能由实验室试验确定。杨氏模量、永久变形和CI在重复载荷下的行为是严格为了本研究的设计目的而通过实验确定的。结果与现有的三轴试验结果[34，35]进行了验证。在此基础上，利用PLAXIS的二维全耦合有限元模型，研究了桥台夹杂物在热荷载和动力荷载作用下的响应。在文献[36]之前，对模型桥台的静力和动力响应进行了验证研究。然后根据坝肩土压力、回填土的永久垂直位移和作用在桥台上的作用，对IABS的响应进行了评估。值得注意的是，由于徐变和收缩引起的桥面热和永久移动主要与桥梁的纵向方向有关。

1. 整体框架桥台与回填土描述
   1. 典型的和拟建的带有可压缩夹杂物和机械稳定回填体的基台

这项研究考虑了一个典型的整体框架桥台，总高度为8.0米，如图2所示。墙的厚度为1.0米，扩展式基脚长5.5米，深度为1.0米。对桥台进行了共同的稳定性检查，发现设计符合欧洲法规[37，38]的要求。地基深度为距地面2.0m。浅基础的选择基于国际文献[14，39]中发现的典型桥台几何形状，并根据基于保守假设选择的实际荷载和位移进行校核。桥台材料为C30/37级混凝土，单位重量为25.0kN/m3，泊松比为0.3，杨氏模量为30GPa。在所有的分析中，都考虑了桥台的单位横向宽度(1.0m)。桥台与甲板连接牢固。后者有1.6米深，

对应于35~45m长的典型桥梁跨度，即预应力混凝土桥面的典型跨度。还假定甲板具有相当大的抗弯刚度。在图2b所示的孤立桥台方面，当时考虑了两项额外措施，即可压缩的夹杂物(包括TDAs)和经机械稳定的回填土。前面提到的夹杂物，即隔离器，是一个可压缩的层，在以前的一项研究中已经描述过[36]。隔离器垂直放置在桥台墙和回填土之间，如图2b所示。填土由水平土工格栅层加固，土工格栅的中心长度为500毫米，长度相等于刚架桥台的总高度，即8.0米，以提供机械稳定的土质，如图3所示(图3)。填筑材料被认为是压实砂，而典型的和拟建的桥台的地基土都是粘土材料。材料的特性将在下一节中给出。

图2。(a)典型整体框架基台和(b)带有可压缩的重复使用的轮胎衍生骨料和机械稳定回填体的隔离基台。

• 1. 基于实验室测试的可压缩夹杂物性能

在萨里大学实验室对包含TDAs的可压缩夹杂物的力学性能进行了测试，严格地说是为了本研究的设计目的。得到了夹杂物在重复载荷作用下的杨氏模量和长期行为，即夹杂物的潜在永久变形和压缩性的潜在变化。测试了不同尺寸的TDAs和顺式结构的厚度。在单轴载荷作用下，共进行了42个不同的模型顺式试验。在亚里士多德大学[34]进行的三轴试验验证了单轴试验所获得的性能，并得到了很好的一致性。在100次循环载荷作用下，CI的永久变形可以忽略不计，而压缩材料在循环加载过程中的磁滞回线变化可以忽略不计，即应力-应变路径在整个试验过程中保持不变。考虑到轮胎衍生材料性能的潜在变化，考虑了不同泊松比(0.40~0.49)和不同厚度(100~300 mm)的可压缩夹杂弹性模量。夹杂物为56.9kPa，与测得的Eoed=974.2 kPa相对应。TDAs的单位重量为6.1kN/m3。指出泊松比的相对较高值会引起CI的横向变形。但是，这些变形很小且是局部的，不会影响回填或基台的整体响应和完整性。

• 1. 回填土和地基土性质

对于摩擦角为42°，剪切角为10.9°的充填土，考虑了压实砂的作用。地基土的深度为30m，对应于欧洲规范8[40]中的C型地基。假定回填土和地基土都具有弹塑性特性，并考虑了Mohr-Coulomb准则。为了解释土壤在一维等效线性分析的基础上，对土的模量和阻尼参数进行了一维等效线性分析。按顺序进行校准。为了考虑刚度和阻尼对应变水平的依赖关系，按照[41]的规定，对于更高的应变水平，通过摩尔-库仑效应考虑了非线性的影响。在二维数值模型中，用来描述土体性状的屈服准则。表一概述了用于稳定回填土的土工格栅的弹性特性。轴向刚度EˑA=1.0E 05 kN/m。

图3。提出了含有可压缩夹杂物的整体框架基台的二维PLAXIS模型。

表1回填土和地基土的土性

3． 结论

3.1整体框架桥台的土压力

3.1.1桥面热运动对桥台土压力的影响

图8a显示了桥台上与甲板最大热移动相对应的最大压力(plusmn;30 mm)，如图6所示。上述运动被发现作为反曲(平动运动)而被基台接受，并引起基脚的旋转。对于两种桥台结构，即常规(实线)和隔离(虚线)荷载条件(CI和机械稳定土)，均给出了荷载条件1和2时桥台上的应力分布。研究发现，在两种加载条件下，孤立桥台上的压力几乎是相同的，因此，在这种情况下，显示了两条重合的虚线。由于甲板的膨胀和收缩，隔离桥台在一个运动周期中所产生的最大压力为43.0kPa，相当于活动状态和静止状态之间的压力。在这一循环中，由于甲板的膨胀和收缩而产生的最大压力为43.0kPa，相当于活动状态和静止状态之间的压力。相反，传统基台上的压力明显较大，达到被动状态，荷载条件1和2的最大压力分别达到528.8和692.0 kPa。最大压力出现在距基台基脚3.0至3.5米的高度，即从地面基脚上面测量的标准化高度0.42至0.5。研究还发现，传统桥台的土压力图呈尖状和波浪状，这是土体屈服的结果。特别是在充填体的破坏表面观察到尖点和水滴。在孤立桥台的情况下，没有观测到回填土的屈服。后一项发现表明，当回填土与机械稳定的回填土隔离时，回填土的压力保持在较低水平，且不受移动台架的影响。

图8。当甲板在最高均匀温度下膨胀和收缩时，作用在常规桥台和隔离桥台上的最大压力(可压缩夹杂物TCI=300 mm的厚度)：(a)一个完整的加载周期和(b)10个完整的周期。

当在基顶上总共进行10次完整的甲板移动(plusmn;30 mm)时，结果有所不同(图8b)。在这种情况下，隔离基台的最大土压力为100千帕，接近基脚，而传统基台上的土压力为465.2千帕。为了进行这一特殊的比较，考虑到常规回填土是加固的，但没有使用CI，进行了补充分析。附加分析的目的是确定土壤加固和CI的影响。对支承压力的影响。分析表明，当回填土得到加固时，压力从465.2 kPa急剧下降到140kPa；然而，CI的存在是进一步降低这些压力的另一项措施。值得注意的是，对于泊松比在0.4到0.49之间的不同类型的TDA，弹性材料的性能变化可以忽略不计。因此，本文的结果只适用于形成泊松比为0.49的CI的弹性体。

试验结果还表明，CI的厚度对土压力分布的影响可以忽略不计。图9a显示了在荷载模式1(即推拉条件)下，对于不同厚度的夹杂物，沿隔离基台高度的最大观测土压力的分布情况。在桥台底部(1.0~6.0m)，土压力的影响可以忽略不计，而在桥台顶部，即桥面水平处，土压力的影响很小，在桥面处观测到最大位移。特别是当基台厚度从100 mm增加到300 mm时，基台顶部土压力降低了20%。然而，应力保持在很低的值，即2至10千帕，因此被认为是可以忽略不计的。这也显示在图9a右上方的细节中。在分析的所有情况中，发现CI的厚度越大，土压力越低。

图9。(A)不同厚度的可压缩夹杂和右上方的隔离基台上的最大土压力：高度为6至7m(左上方显示的面积)的土压力，(B)加载模式1的0至8阶段的基台上的压力(推拉)。

同样值得注意的是，在循环荷载作用下，作用在隔离基台上的压力分布没有明显的变化，如图9b所示。桥台具有初始位置(步骤0)，然后由于甲板向回填土方向最大扩展30 mm而移位(步骤1和步骤2)，然后在甲板最大收缩期间离开回填土(步骤4，5和6)，然后返回到原始位置(步骤7和8，如图6所示)。图9b显示，在整个加载过程中，孤立桥台的土压力变化可以忽略不计。此外，应力沿桥台高度的分布基本上是线性的。相反，当坝肩与回填土接触时，土压力沿坝肩高度呈现出显著的变化46]。此外，传统桥台沿高度的应力分布不是线性的。因此，利用可压缩夹杂对桥台进行隔震，可显著降低土压力，因而可用于设计经济高效的桥台。

3.1.2动力荷载作用下桥台的土压力

在对桥台进行地震激励分析之前，有必要对接近系统周期的正弦脉冲进行耦合系统(桥梁-桥台-回填)的动力特性评估。在前人研究[44]的基础上，对周期为0.3和0.5s的正弦脉冲进行了分析。表三概述了从这一分析中得出的结果。指出常规基台的基本周期约为0.5s。结果表明，在周期为0.5s的正弦输入下，土的相对位移和土压力均达到最大值。上述相对位移，即桥台顶部位移减去桥台底部位移，提供了一个指示桥台变形的指标，即位移是平动的还是转动的。该表还显示，在0.3和0.5s的周期内，常规桥台的相对位移分别为15和25 mm。当基台被隔离时，也就是当考虑CI时，位移显著增大。当厚度分别为100、200和300 mm时，最大相对位移分别为65 mm、43 mm和48 mm。反之亦然，当坝肩被回填土隔离时，土压力大大降低。结果表明，采用厚度分别为100mm、200 mm和300 mm时，常规基台的最大有效压力分别为520.3 kPa，65.6、56.5和53.8kPa。根据实际地震动进一步评估了可压缩夹杂对桥台隔震效果的影响。

当Parnitha和Kern县受到地震运动时，图10a和b显示了系统作用在常规(实线)和隔离基台(虚线)上的永久土压力，按表II和图7的比例调整为0.3g。图10a显示，常规基台上的永久压力可高达230.2 kPa，而对于CI为300 mm的基台，观察到的最大压力为42.7kPa，即约为对常规基台施加

资料编号：[4388]