多遇地震对铁路桥支座水平静力约束方向上的弹簧刚度的影响

多遇地震对铁路桥支座水平静力约束方向上的弹簧刚度的影响

该桥的支线是连接该桥的上下结构的重要支撑。地震发生时,桥梁上部结构的惯性力要通过支座传给下部结构,因此,在桥梁抗震有限元分析中,对支座的模拟至关重要。在一般情况下,支座可用弹簧单元来模拟,并给定各方向上弹簧刚度的取值。已有的大量计算结果表明,支座水平方向上的弹簧刚度取值对桥梁主体结构的地震响应影响较大,竖向和转动方向上的弹簧刚度取值影响则较小。因此,目前通用的处理方法是:支座竖向和3个转动方向上的弹簧刚度的取值可简单地取为主从节点刚性约束关系(无穷大)和0;水平方向上的弹簧刚度的取值,则根据其在静力荷载作用下的可活动性而定,水平静力约束方向上的弹簧刚度取为主从节点刚性约束关系(无穷大),水平静力自由方向上的弹簧刚度,根据支座的特点选取合适的恢复力模型加以确定。目前,在桥梁抗震设计中,世界各国普遍趋向于采用多级设防的抗震设计思想。“小震不坏,中震可修,大震不倒”的三级设防思想已被广泛接受。我国最新出版的《铁路工程抗震设计规范》(GB50111—2006)也采用了这一设计思想,见表1。根据表1给出的抗震性能要求,在小震(多遇地震)情况下,桥梁结构基本无损坏,支座对上、下部结构的约束特点和静力荷载作用时基本一致;而在具较大破坏性的中震和大震(设计地震和罕遇地震)情况下,结构可能损坏或严重损坏,支座反力、支座和梁体的相对位移有可能超出设计限值,支座出现不同程度的破坏,支座对上、下部结构的约束特点将可能发生改变。这样,在对桥梁进行3个等级的抗震有限元分析中将遇到以下问题:对计算结果影响较大的支座水平静力约束方向上的弹簧刚度如何取值?统一取为主从节点刚性约束关系(无穷大)是否妥当?对抗震分析结果影响有多大?本文以1座(75+135×2+75)m四跨连续梁双线铁路桥为例,对桥梁抗震有限元分析中支座水平静力约束方向上的弹簧刚度进行传统的取值方法和改进的取值方法的对比研究,论证改进方法的合理性。1土弹簧刚度计算方法该桥桥跨布置为(75+135×2+75)m四跨连续,图1所示为桥梁立面图和支座布置示意图。端支座(1,2,9和10号)为9MN级,中间支座(3,4,5,6,7和8号)为70MN级。桥址场地类别为3类:抗震设防烈度为7度,设计地震分组为第1组,设计水平地震基本加速度为0.10g,场地特征周期T=0.35s。上部主梁、下部墩和桩均用梁单元进行模拟,桩-土相互作用按三弹簧法进行模拟,土弹簧刚度按“m”法计算,有限元模型见图2。计算采用大型工程有限元软件包进行地震时程分析,时程曲线选取实际的强震记录。荷载包括:1)一期恒载(D1),即混凝土结构自重,考虑钢筋后容重按γ=26.5kN/m3计算;2)二期恒载(D2),包括钢轨、道碴、轨枕、防水层、保护层、垫层、人行道遮板、栏杆等,按q=200kN/m计算,均布在桥面板全宽范围内;3)活载(L),双线ZK活载。根据规范,双线桥只考虑单线活载,折算成均布静荷载为65kN/m,作用在桥面上一线轨道的中心线上方2m处;4)地震荷载,分为顺桥向地震荷载(X)和横桥向地震荷载(Y),选取5条实际的强震记录:Taft69°(T=0.3s),Taft339°(T=0.44s)、Elecent270°(T=0.55s)、Elecent180°(T=0.5s)和Sanfernado69°(T=0.29s),按3个等级所对应的水平地震基本加速度α调幅(多遇地震作用下,乘以重要性系数1.4,α=0.056g),得到3个等级下的地震时程曲线,见图3。图3只给出了Taft69°(T=0.3s)调幅后的曲线,其他的强震记录类似,在后面的叙述中也只针对该时程曲线进行讨论。荷载组合如下。组合I:D1+D2+L+X,不计L引起的惯性力。组合II:D1+D2+L+Y,考虑50%的L引起的惯性力。2传统支架弹簧刚性价值法及其计算结果的分析2.1传统支架弹簧研磨方法2.1.1弹簧刚性在垂直和三个旋转方向上弹簧刚度的取值分别取主从节点刚性约束关系(无穷大)和0。2.1.2应力-应变关系恢复力模型计算出支座的等效剪切刚度,建立合适的恢复力模型进行模拟,本文采用类似理想弹塑性材料的应力-应变关系的恢复力模型,如图4所示。图4中:Fmax为临界摩擦力;Xy为临界位移。staticfreedirectionF(X)=KX。式中:X为上部结构与墩顶的相对位移;K为支座的等效剪切刚度,可按文献中的方法计算。2.1.3弹簧刚性是水平静力限制方向上的一种对3个等级的地震作用统一取为主从节点刚性约束关系(无穷大)。支座各方向上的弹簧刚度取值见表2。2.2水平静力约束过大对无极限位移表3列出了按传统的弹簧刚度取值方法进行3个等级抗震分析得到的各支座反力结果。表中竖向承载力限值即为支座吨位,水平承载力限值按照20%的支座吨位计。对9MN吨位的支座,其水平承载力限值为:9MN×0.2=1.8MN。对70MN吨位的支座,其水平承载力限值为:70MN×0.2=14MN。由表3可知:1)对于水平反力,在荷载组合I(D1+D2+L+X)作用下,多遇地震中各支座的水平反力均未超过各自的水平承载力限值,而设计地震和罕遇地震中5号、6号支座的顺桥向水平反力已经逐渐接近并超过其限值14MN;在荷载组合II(D1+D2+L+Y)作用下,多遇地震中有2个边支座(1号、9号)的横桥向水平反力超过其限值1.8MN,而设计地震中5号支座的横桥向水平反力也开始超过其限值14MN,到了罕遇地震,所有在横桥向有静力约束的支座(1号、3号、5号、7号和9号)的横桥向水平反力均超过了各自的水平承载力限值。对于竖向反力,在荷载组合I(D1+D2+L+X)作用下,3个等级地震作用中所有支座的竖向反力均未超过各自的竖向承载力限值;在荷载组合II(D1+D2+L+Y)作用下,多遇地震中各支座的竖向反力均未超过各自的竖向承载力限值,而设计地震中1号、2号、5号、9号和10号支座的竖向反力相比多遇地震大幅减小,其中1号和9号支座的竖向反力即将接近于0,到了罕遇地震中1号、2号、5号、9号和10号支座的竖向反力由正值(压)转为负值(拉),出现1～6MN的拉力(负反力),见表3中括号中的数字。上述2种情况实际上并不合理。一方面,在水平静力约束方向上出现的超限水平反力并不真实。因为一旦反力超限,则支座在该方向的水平静力约束将被破坏,转变为水平静力自由,从而因巨大惯性力而产生的超限水平反力得以部分卸载,只能承担与水平静力自由方向相当的反力,多余的反力在其它支座中发生重分配,有可能导致其他支座因反力过大而破坏。表4列出了超限支座的计算反力及其超限值、未超限支座的计算反力及其因反力重分配增加的值和反力重分配后未超限支座的反力。因反力重分配增加的值是简单地将超限值的总和平均分摊到未超限支座上计算得出,由表4可以看出,由于反力重分配,在多余地震中还不足以导致未超限支座也出现超限的情况;而对于在设计地震中则会导致未超限支座也出现超限的情况。另一方面,在横向地震(荷载组合II)作用下由于水平静力约束方向上的弹簧刚度很大,梁体在该方向上几乎不可滑动,从而造成承受很大扭矩,支座竖向反力接近于0甚至出现较大负反力,见图5(a)。通过以上分析可知,上述2种不合理情况都与支座水平静力约束方向上的弹簧刚度取值有关。在较大地震中,水平静力约束方向上的力学性质与静力荷载作用时相比有较大差别,体现出较多的柔性特征,此时若对该方向上的弹簧刚度仍按无穷大取值,则巨大的动力效应将几乎全部通过该处的约束传递给上、下部结构,很容易出现水平反力超限和负反力现象,所有这些将导致桥梁上、下部结构中出现许多应力异常的区域,若按这些异常的结果进行设计,则过于保守,大大增加材料用量,甚至无法给出满意的设计方案。因此,笔者对支座水平静力约束方向上的弹簧刚度取值方法进行改进,重新进行分析计算。3提高储弹刚建成方法及计算结果的分析3.1其他上向静力自由方向上的弹簧刚度与传统方法相比较,改进方法的区别主要体现在水平静力约束方向上的弹簧刚度取值方法上。多遇地震时仍按主从节点刚性约束关系(无穷大)处理;设计地震和罕遇地震时,改为按水平静力自由方向上的弹簧刚度取值方法。各方向上的弹簧刚度取值见表2。3.2改进方法的计算结果表5列出了按改进方法进行3个等级抗震分析得到的各支座反力结果。对于较大地震(设计和罕遇地震),支座水平静力约束方向的反力没有超出限值,竖向也没有出现负反力的情况,相对传统方法的计算结果更为合理;对于较小地震(多遇地震),改进方法与传统方法完全一样,是基于如下考虑:若支座水平反力不超限,则计算结果是准确的;若某些支座水平反力略微超限(如本例),则虽然此时支座水平反力已不真实,但一般情况下其他未超限支座的反力不会因为反力重分配而超限,而结构上的应力计算结果虽偏于保守,但又不会过于保守,因此,按改进方法计算的结果进行抗震设计是可以接受的。改进方法的实质是:既考虑支座水平静力约束在小震作用下具备足够的刚度,又考虑其在中、强震作用下的柔性特征。4改进的