在公路工程中，预应力T形梁与空心板等结构被广泛应用于先简支后连续型连续梁桥中。当上部结构采用这种板式或肋梁式结构时，一般在其中间各墩上采用板式橡胶支座，而在两端伸缩缝处采用滑板支座，这主要是基于温度效应的考虑。但是这种支座布置方案，在应用于两跨连续梁桥，并且中间桥墩为独柱式墩时，就可能在抗震上出现不利的受力情况。 1 存在的问题以某预应力T形梁连续梁桥为例，取其端部的一联，该联为两跨，其跨径为29．5＋29．5m，一端为桥台，一端为过渡墩，中间为200×150cm（宽×厚）独柱式墩。中间墩顶设置板式橡胶支座，桥台与过渡墩处设置滑板支座。桥址处地震设防烈度为9°。
在公路工程中，预应力T形梁与空心板等结构被广泛应用于先简支后连续型连续梁桥中。当上部结构采用这种板式或肋梁式结构时，一般在其中间各墩上采用板式橡胶支座，而在两端伸缩缝处采用滑板支座，这主要是基于温度效应的考虑。
但是这种支座布置方案，在应用于两跨连续梁桥，并且中间桥墩为独柱式墩时，就可能在抗震上出现不利的受力情况。
1 存在的问题
以某预应力T形梁连续梁桥为例，取其端部的一联，该联为两跨，其跨径为29．5＋29．5m，一端为桥台，一端为过渡墩，中间为200×150cm（宽×厚）独柱式墩。中间墩顶设置板式橡胶支座，桥台与过渡墩处设置滑板支座。桥址处地震设防烈度为9°。
利用有限元分析程序建立的抗震分析模型，采用空间梁单元模拟桥墩、支座、桥面梁等构件，计算得到前3阶振型，其振型频率分别为0．47862、0．64586、0．72179。值得注意的是，该桥的第1阶振型既不是纵向振动，也不是横向振动，而是扭转振动。这是由于两端桥台与过渡墩上的滑板支座抵抗力太小，不能有效约束全桥的扭转变形。全桥的抗扭刚度主要由中间独柱墩的自身抗扭刚度提供，而独柱墩的自身抗扭刚度是有限的，因此，扭转振动上升为第1阶振型。对该桥在顺桥向输入地震，反应谱分析得到独柱墩底的顺桥向弯矩M＝2．01E＋07N·m，扭矩T＝3．82E＋03N·m。相对于弯矩M，其扭矩T很小，这是因为在顺桥向结构是对称的，输入地震时很难激励其扭转振型。对该桥在横桥向输入地震，反应谱分析得到独柱墩底的横桥向变矩M＝
7．79E＋05N·m，扭矩T＝3．66E＋06N·m，可见在横桥向由于结构不是完全对称，其第1阶扭转振型被激励，而两端的桥台与过渡墩上的滑板支座不能提供多少抗扭能力，主要由抗扭刚度相对比较大的独柱墩承担扭矩。因此，在数值上，扭矩T达到弯矩M的4倍以上。而在一般的桥梁抗震分析中，扭矩一般比弯矩小2个数量级。
由于钢筋混凝土构件的抗扭能力一般不强，在如此强大的扭矩作用下，独柱墩底易发生弯扭破坏。由于墩底与墩顶的扭矩相等，也可能独柱墩顶外侧板式橡胶支座先被剪坏。
JTJ004—89《公路工程抗震设计规范》〔2〕对于板式橡胶支座梁桥的顺桥向、横桥向抗震计算均有相关的规定（第4．2．6、4．2．7条），
这些规定没有考虑结构的扭转效应，这在大多数情况下是可以适用的。但在上述情况下，全桥的整体扭转效应显著，且主要由独柱墩的局部扭矩抵抗时，规范给出的计算式是不能完全适用的，应通过空间计算解到这些局部扭转效应。如果直接套用规范公式，仅仅只进行桥墩的抗弯、抗剪验算，而忽略抗扭验算，就可能得出错误的结论。
2 改进措施
由于滑板支座不能提供桥台、桥墩与上部的有效联结，因此，可考虑在两端的伸缩缝处，滑板支座改为板式橡胶支座，加强桥墩和桥台与桥面
的联结，通过两侧的桥墩和桥台来抵抗整体扭转效应，以保证独柱墩墩身与墩顶支座的安全。另一方面，也可将独柱墩改为双柱式墩，通过双柱的相互共同整体作用抵抗整体扭转效应，以减小墩身的局部扭矩。实际设计时，可采用上述其中一种措施，或两种措施同时采用，来解决扭转问题。
将该桥的滑板支座改为板式橡胶支座，重新计算。在横桥向输入地震，得独柱墩底的横桥向弯矩M＝1．66E＋06N·m，扭矩T＝6．49E＋04N·m，可见在改为板式橡胶支座后，横桥向的刚度提高，独柱墩底的反应弯矩增大，但是扭矩反而减小了约50倍。可见将滑板支座改为板式橡胶支座有很好的效果。由于该联长度不大，由此产生的温度效应也是容易调整的。
??如果不改变支座，将上述桥中间的独柱墩改为双柱式，对该桥在横桥向输入地震，计算得双柱墩底的横桥向弯矩M＝4．78E＋06N·m，扭矩T＝
3．67E＋04N·m，可见在改为双柱式墩后，尽管横桥向的刚度提高，独柱墩底的反应弯矩增大，但是墩底的扭矩仍然减少很多，在数值上比弯矩要小2个数量级。
3 结论
两跨连续梁桥，中间桥墩为独柱式墩，并采用板式橡胶支座，而在两端伸缩缝处采用滑板支座时，在横向地震下，可能在中间独柱墩上产生较
大扭矩。在设计这种桥梁时，应特别注意验算独柱墩的抗扭能力，及独柱墩顶外侧的板式橡胶支座。
为避免结构的这一不利受力情况，可采用板式橡胶支座取代两端伸缩缝处的滑板支座，或将中间独柱墩改为双柱式墩。
但是这种支座布置方案，在应用于两跨连续梁桥，并且中间桥墩为独柱式墩时，就可能在抗震上出现不利的受力情况。
1 存在的问题
以某预应力T形梁连续梁桥为例，取其端部的一联，该联为两跨，其跨径为29．5＋29．5m，一端为桥台，一端为过渡墩，中间为200×150cm（宽×厚）独柱式墩。中间墩顶设置板式橡胶支座，桥台与过渡墩处设置滑板支座。桥址处地震设防烈度为9°。
利用有限元分析程序建立的抗震分析模型，采用空间梁单元模拟桥墩、支座、桥面梁等构件，计算得到前3阶振型，其振型频率分别为0．47862、0．64586、0．72179。值得注意的是，该桥的第1阶振型既不是纵向振动，也不是横向振动，而是扭转振动。这是由于两端桥台与过渡墩上的滑板支座抵抗力太小，不能有效约束全桥的扭转变形。全桥的抗扭刚度主要由中间独柱墩的自身抗扭刚度提供，而独柱墩的自身抗扭刚度是有限的，因此，扭转振动上升为第1阶振型。对该桥在顺桥向输入地震，反应谱分析得到独柱墩底的顺桥向弯矩M＝2．01E＋07N·m，扭矩T＝3．82E＋03N·m。相对于弯矩M，其扭矩T很小，这是因为在顺桥向结构是对称的，输入地震时很难激励其扭转振型。对该桥在横桥向输入地震，反应谱分析得到独柱墩底的横桥向变矩M＝
7．79E＋05N·m，扭矩T＝3．66E＋06N·m，可见在横桥向由于结构不是完全对称，其第1阶扭转振型被激励，而两端的桥台与过渡墩上的滑板支座不能提供多少抗扭能力，主要由抗扭刚度相对比较大的独柱墩承担扭矩。因此，在数值上，扭矩T达到弯矩M的4倍以上。而在一般的桥梁抗震分析中，扭矩一般比弯矩小2个数量级。
由于钢筋混凝土构件的抗扭能力一般不强，在如此强大的扭矩作用下，独柱墩底易发生弯扭破坏。由于墩底与墩顶的扭矩相等，也可能独柱墩顶外侧板式橡胶支座先被剪坏。
JTJ004—89《公路工程抗震设计规范》〔2〕对于板式橡胶支座梁桥的顺桥向、横桥向抗震计算均有相关的规定（第4．2．6、4．2．7条），
这些规定没有考虑结构的扭转效应，这在大多数情况下是可以适用的。但在上述情况下，全桥的整体扭转效应显著，且主要由独柱墩的局部扭矩抵抗时，规范给出的计算式是不能完全适用的，应通过空间计算解到这些局部扭转效应。如果直接套用规范公式，仅仅只进行桥墩的抗弯、抗剪验算，而忽略抗扭验算，就可能得出错误的结论。
2 改进措施
由于滑板支座不能提供桥台、桥墩与上部的有效联结，因此，可考虑在两端的伸缩缝处，滑板支座改为板式橡胶支座，加强桥墩和桥台与桥面
的联结，通过两侧的桥墩和桥台来抵抗整体扭转效应，以保证独柱墩墩身与墩顶支座的安全。另一方面，也可将独柱墩改为双柱式墩，通过双柱的相互共同整体作用抵抗整体扭转效应，以减小墩身的局部扭矩。实际设计时，可采用上述其中一种措施，或两种措施同时采用，来解决扭转问题。
将该桥的滑板支座改为板式橡胶支座，重新计算。在横桥向输入地震，得独柱墩底的横桥向弯矩M＝1．66E＋06N·m，扭矩T＝6．49E＋04N·m，可见在改为板式橡胶支座后，横桥向的刚度提高，独柱墩底的反应弯矩增大，但是扭矩反而减小了约50倍。可见将滑板支座改为板式橡胶支座有很好的效果。由于该联长度不大，由此产生的温度效应也是容易调整的。
??如果不改变支座，将上述桥中间的独柱墩改为双柱式，对该桥在横桥向输入地震，计算得双柱墩底的横桥向弯矩M＝4．78E＋06N·m，扭矩T＝
3．67E＋04N·m，可见在改为双柱式墩后，尽管横桥向的刚度提高，独柱墩底的反应弯矩增大，但是墩底的扭矩仍然减少很多，在数值上比弯矩要小2个数量级。
3 结论
两跨连续梁桥，中间桥墩为独柱式墩，并采用板式橡胶支座，而在两端伸缩缝处采用滑板支座时，在横向地震下，可能在中间独柱墩上产生较
大扭矩。在设计这种桥梁时，应特别注意验算独柱墩的抗扭能力，及独柱墩顶外侧的板式橡胶支座。
为避免结构的这一不利受力情况，可采用板式橡胶支座取代两端伸缩缝处的滑板支座，或将中间独柱墩改为双柱式墩。
