連續(xù)梁橋墩上固定支座地震響應(yīng)分析

連續(xù)梁橋墩上固定支座地震響應(yīng)分析

1本地震動(dòng)條件該項(xiàng)目總地震抗強(qiáng)烈度為8度，地震基本峰加速度為0.3g，屬于i類，光譜特征周期為0.35s。橋梁采用變截面連續(xù)箱梁結(jié)構(gòu),基礎(chǔ)采用灌注樁基礎(chǔ)?？傮w布置圖如圖1所示。2土體彈簧模型根據(jù)橋梁結(jié)構(gòu)的總體構(gòu)造布置,建立了結(jié)構(gòu)三維有限元模型。主梁模擬為考慮了剪切變形的三維彈性Timoshenko梁?jiǎn)卧?橋腳塑性鉸區(qū)域模擬為彈塑性梁柱單元,恢復(fù)力模型采用國(guó)際上常用的坡頂退化的三直線Takeda(武田)模型,如圖2。參考《公路橋梁抗震設(shè)計(jì)細(xì)則》(JTG/TB02-01-2008)6.3.7,固定盆式支座可用剛度較大的彈簧單元模擬,一般剛度取值為1×108kN/m,活動(dòng)盆式支座可模擬為如圖3的雙線性理想彈塑性彈簧單元。使用分層文克爾土彈簧模型(Winklerfoundationmodel)模擬樁基礎(chǔ)受到的土體影響。將土層分層離散為文克爾彈簧,離散后的等效彈性支承的彈簧剛度(k),就等于彈性支承作用面積(A,即單元高度與基礎(chǔ)計(jì)算寬度的乘積)與地基系數(shù)(c0或cy)的乘積,即k=A×c0(或cy)。在離散等效彈性支承時(shí),同一土層內(nèi)可根據(jù)精度需要,將其分成若干部分,但在土層分界處,必須分開。將每一個(gè)分出的部分看成一個(gè)彈性支承,其作用點(diǎn)就在該部分的合力作用點(diǎn)處。據(jù)此可得Ki=mb1(z+z0)hiΚi=mb1(z+z0)hi式中:Ki為每層土彈簧的剛度系數(shù);hi為每層土的厚度。依據(jù)《公路橋梁抗震設(shè)計(jì)細(xì)則》(JTG/TB02-01-2008)第6.3.8條,動(dòng)力計(jì)算時(shí),土抗力的取值比靜力大,一般取m動(dòng)=(2～3)m靜,考慮到橋梁場(chǎng)地在地震時(shí)可能發(fā)生局部液化,地基抵抗力會(huì)顯著降低,所以本文m動(dòng)取m靜的2倍。全橋空間有限元模型如圖4。3結(jié)構(gòu)的粘滯阻尼根據(jù)《中國(guó)地震動(dòng)參數(shù)區(qū)劃圖》(GB18306-2001)得到水平向反應(yīng)譜荷載函數(shù)如圖5,利用三角級(jí)數(shù)人工擬合地震波如圖6,地震激勵(lì)為順、橫橋向同時(shí)輸入。時(shí)程分析方法采用Newmark非線性直接積分法。因?yàn)槭菑椝苄苑治?所以結(jié)構(gòu)的初始內(nèi)力狀態(tài)對(duì)后續(xù)的時(shí)程分析影響很大,必需考慮。本次研究中考慮恒載的初始效應(yīng)。對(duì)于阻尼,結(jié)構(gòu)耗能主要包括兩方面,一為支座、墩腳屈服后的滯回環(huán)耗能;二為構(gòu)件材料的粘滯阻尼耗能。前者通過支座及塑性鉸的恢復(fù)力模型的包圍面積能在直接積分過程中較精確地考慮。而對(duì)于后者,強(qiáng)震作用下的彈塑性響應(yīng)分析的結(jié)構(gòu)的粘滯阻尼耗能則廣泛采用瑞利比例阻尼,且阻尼系數(shù)是根據(jù)系統(tǒng)的質(zhì)量和初始剛度確定的。雖然這種固定的阻尼系數(shù)設(shè)置會(huì)因結(jié)構(gòu)彈塑性響應(yīng)時(shí)的剛度軟化而導(dǎo)致模態(tài)阻尼比的增大,造成分析結(jié)果的偏差,但研究表明,對(duì)于內(nèi)阻尼產(chǎn)生的模態(tài)阻尼比因其數(shù)值較小,即使結(jié)構(gòu)出現(xiàn)嚴(yán)重的彈塑性響應(yīng),放大的計(jì)算阻尼比也不致耗散過多的能量而降低結(jié)構(gòu)延性需求,彈塑性時(shí)程分析時(shí)采用固定阻尼系數(shù)能滿足工程計(jì)算的精度要求。所以本次分析中粘滯阻尼效果采用瑞利阻尼數(shù)學(xué)模型考慮,質(zhì)量和剛度因子取自初始彈性剛度對(duì)應(yīng)的結(jié)構(gòu)體系。即C=aM+bKC=aΜ+bΚ式中:a,b為比例系數(shù)。4延長(zhǎng)設(shè)計(jì)4.1高烈度區(qū)橋梁墩柱的菌高我國(guó)《公路橋梁抗震設(shè)計(jì)細(xì)則》(JTG/TB02-01-2008)第8.1.1條、8.1.2條對(duì)高烈度區(qū)橋梁墩柱的箍筋配置提出了明確要求。本橋潛在塑性鉸區(qū)域在墩底附近,所以只需對(duì)墩底一定長(zhǎng)度內(nèi)(等效塑性鉸長(zhǎng)度)的體積配箍率進(jìn)行驗(yàn)算。結(jié)果見表1。4.2變形能力驗(yàn)算按照《公路橋梁抗震設(shè)計(jì)細(xì)則》第7.5.2條,在大震作用下,對(duì)固定盆式支座、單向活動(dòng)盆式支座的固定方向的水平剪切力、豎向力進(jìn)行承載能力抗震驗(yàn)算;對(duì)活動(dòng)盆式支座的活動(dòng)方向的水平位移進(jìn)行變形能力的抗震驗(yàn)算,均滿足規(guī)范要求。但要注意的是圖7給出了1#橋臺(tái)GPZ(KZ)3DX支座在地震荷載下的軸力時(shí)程曲線,從圖中可以看出,橋臺(tái)處支座在地震過程中均出現(xiàn)上拔力,所以在橋臺(tái)處的支座均需設(shè)置抗拔拉裝置?？拱卫b置的極限承載能力可參考臺(tái)灣《公路橋樑耐震設(shè)計(jì)規(guī)範(fàn)》計(jì)算。圖8給出了變形最大的活動(dòng)支座的水平剪切力-位移曲線。4.3大塑性轉(zhuǎn)角對(duì)于塑性鉸的塑性轉(zhuǎn)動(dòng)能力,首先根據(jù)非線性時(shí)程分析結(jié)果得到在地震過程中塑性鉸發(fā)生的最大塑性轉(zhuǎn)角θp,圖9為墩底截面在順橋向方向地震過程中的彎矩-曲率曲線。表2列出了墩底兩個(gè)方向上的θp和θu,可見墩底在順橋向進(jìn)入屈服狀態(tài),在橫橋向則沒有進(jìn)入屈服狀態(tài),且順橋向的轉(zhuǎn)動(dòng)能力大于地震荷載產(chǎn)生的最大轉(zhuǎn)角,故滿足結(jié)構(gòu)大震不倒塌的性能目標(biāo)。4.4向的彎矩、剪力和軸力設(shè)計(jì)值對(duì)于抗震采取延性設(shè)計(jì)的橋梁來說,墩柱的抗剪、承臺(tái)、樁基需按照能力保護(hù)構(gòu)件來進(jìn)行設(shè)計(jì)。該橋在大震作用下,墩柱底部在順橋向方向處于塑性階段工作范圍,所以對(duì)于橋墩沿順橋向的抗剪設(shè)計(jì)值,基礎(chǔ)沿順橋向的彎矩、剪力和軸力設(shè)計(jì)值應(yīng)采用能力保護(hù)原則來進(jìn)行計(jì)算,也就是由墩底截面的抗彎承載能力而不是地震響應(yīng)來得到。而在橫橋向墩柱仍處于彈性范圍內(nèi)工作,所以對(duì)于橋墩沿橫橋向的抗剪設(shè)計(jì)值,基礎(chǔ)沿橫橋向的彎矩、剪力和軸力設(shè)計(jì)值直接由地震響應(yīng)得到即可。在我國(guó),目前的《公路鋼筋混凝土及預(yù)應(yīng)力混凝土橋涵設(shè)計(jì)規(guī)范》(JTGD62-2004)中沒有對(duì)橋墩的抗剪強(qiáng)