【标准跨径为30m简支梁桥地震响应分析案例1800字】

标准跨径为30m简支梁桥地震响应分析案例本节采用双线性支座模型和可变摩擦支座模型来研究标准跨径为30m的简支梁桥的支座地震响应，30m跨径简支梁桥与前面两座简支梁桥的下部结构相同，区别在于上部结构的跨径不同。首先分析在GM1，标准强度比0.65的简支梁桥地震响应，与前面20m、25m跨径的简支梁桥相比，30m简支梁桥的支座轴力变化趋势与它们一致，均处于受压状态。通过图3-21发现采用双线性支座模型和摩擦型支座模型模拟得到的支座最小轴力分别为32.55kN、87.12kN，轴压力均大于0。这表明支座在标准强度比作用下一直处于受压状态，说明采用双线性支座与摩擦型支座的受压性能表现接近。图3-21支座轴力比较（GM1，η=0.65）注：此处的竖向支反力即为支座的轴力，受压为正，受拉为负。支座滞回曲线是抗震性能的综合表现，也是进行抗震性能分析的重要依据。分析结果如图3-22所示，可看出双线性支座最大水平位移为142.94mm，其水平恢复力较为稳定，水平摩擦恢复力的最大值为9.19kN；摩擦型支座的滞回曲线不如双线性支座的形状规则，其水平位移与双线性支座的水平位移量相差不大，但在水平恢复力表现方面，由于支座竖向轴力变化非常剧烈，导致采用摩擦模型得到的水平恢复力也经历了巨大的剧烈的变化，摩擦型支座的最大水平摩擦恢复力为双线性支座的1.71倍。图3-22支座滞回曲线比较（GM1，η=0.65）支座耗能的多少，代表着结构抗震性能的好坏。根据图3-23分析30m简支梁桥的支座耗能，得到与20m、25m简支梁桥相同的结论，即采用双线性支座模拟的耗能大于可变摩擦支座的支座耗能。具体的耗能量与前面两座简支梁桥的不同，30m简支梁桥的双线性支座耗能为31.28kN，摩擦型支座耗能为26.23kN，二者相差16%。其原因在于当竖向地震作用时，可变摩擦支座由于支座轴力波动带来的影响，导致其整体耗能低于双线性支座恒定摩擦的耗能，故导致计算的结果偏大。图3-23支座耗能对比（GM1，η=0.65）通过分析发现在强度比为0.65时，30m简支梁桥的支座并未与主梁脱离，意味着支座并未受拉，双线性支座与摩擦型支座在轴力和滞回曲线表现接近，只是耗能有所差异。接下来进行IDA分析，从图3-24（a）可以看出，当强度比从0增加到1.05时，支座的峰值压力增加较快；当强度比超过1.05时，强度比的增大并不会引起支座峰值压力的显著增加，同时摩擦型支座的峰值轴压力大于双线性支座。强度比为1.0时，摩擦型支座（711.29kN）的峰值压力约为重力荷载(361.52kN)的2.11倍。图3-24（b）为支座的峰值拉力，负值表示整个地震过程中支座没有出现拉力。当强度比大于1.0时，双线性支座模型承受了显著的轴拉力，而实际上板式橡胶支座是不可能受拉的，双线性模型却按照拉压等强原来模拟支座的受拉性能，认为受拉刚度与受压刚度相等，这不符合盆式橡胶支座的真实力学行为；采用摩擦模型时，支座仅受压不受拉，当出现竖向拉伸变形时，支座与主梁分离，支座轴力为0，摩擦恢复力随轴力变化而变化。中支座受压边支座受压图3-24支座的竖向峰值荷载注：此处的图（b）表示支座的轴拉力，负值代表没有出现拉力。支座的最大水平恢复力如图3-25所示。双线性支座模型的水平摩擦恢复力是一个常数，等于其支座在静力荷载作用下分担的重力（恒定值）与摩擦系数的乘积。因此双线性支座的峰值摩擦恢复力不随强度比发生变化。在双线性支座模型中，竖向荷载的变化对最大水平恢复力没有影响。对于采用可变摩擦支座模型的支座，其最大水平恢复力随强度比的增大而增大，因为摩擦型支座的最大水平恢复力与峰值轴力成正比。与采用双线性模型的摩擦恢复力相比，采用摩擦模型的峰值水平摩擦恢复力约是双线性的2.12倍，因此，在设计支座连接构造时，应考虑水平恢复力的放大。图3-25支座的峰值水平恢复力由图3-26可看出，在30m跨径简支梁桥的支座变形响应结果中，摩擦型支座与双线支座的变形差异为2%，两条曲线近乎是重合的，比20m、25m简支梁桥的结果差异分别小7.9%、7.1%。并发现随着强度比增大，支座的水平变形减小58%。对于30m跨径的简支梁桥而言，双线性支座与摩擦型支座的水平变形差异不大，但对其支座轴力和水平摩擦恢复力的模拟区别较大，故在设计时需要考虑支座轴向力和水平摩擦恢复力的安全系数。图3-26支座最大变形由图3-27可看出，30m简支梁桥的支座耗能响应规律与20m、25m简支梁桥相同：支座耗能均随强度比的增大而减小。其原因在于随着强度比增大，竖向地震作用愈发强烈，简支梁桥的支座依靠接触摩擦耗能的能力大大降低，故随强度比增大，耗能减小，当强度比由0变化至3，支座的耗能整体减少了约3/4。在同一强度比作用比较两种支座