【悬臂施工的连续梁桥地震响应分析案例4600字】

悬臂施工的连续梁桥地震响应分析案例采用一次悬臂施工方式的大跨度连续梁桥根据桥梁在恒载作用下分配到每个支座的重力，中支座采用GPZ8SX，边支座采用GPZ2SX，如表4-3所示。一次成桥与悬臂施工支座分担的恒载压力对比见表4-4，悬臂施工的边支座承担的重力比一次成桥的要少345kN，比一次成桥小17%。表SEQ表\*ARABIC4-3盆式橡胶支座力学性能参数（悬臂施工）支座类型竖向承载力/kN分担重力/kN竖向刚度/(kN/mm)水平刚度/(kN/mm)摩擦系数GPZ8SX800071001000106.50.03GPZ2SX20001581100023.70.03表SEQ表\*ARABIC4-4一次成桥与悬臂施工支座分担重力支座位置施工方式悬臂施工与一次成桥差值/kN一次成桥/kN悬臂施工/kN中支座69047230326边支座19261581-3451.1标准强度比桥梁地震响应分析以GM8，强度比η等于0.65为例，研究采用悬臂施工方式建成的连续梁桥地震响应，连续梁桥的中支座和边支座的支座轴力变化如图4-18所示。中支座的轴力波动不明显，且一直处于受压状态，双线性支座和摩擦型支座的最大竖向荷载分别为8.94MN和8.64MN，双线性支座和摩擦型支座受压表现一致。分析发现悬臂施工的边支座的轴力波动非常明显，且双线性模型和摩擦模型呈现出了显著的差异。在双线性支座模型中，边支座出现了0.84MN的拉力，而摩擦型支座模型的轴力最小为0。通过表4-5对比一次成桥和悬臂施工的轴力峰值，发现一次成桥边支座用双线性模型进行模拟，边支座出现拉力为0.39MN，比悬臂施工的拉力小0.45MN。由此对比发现，悬臂施工对边支座的轴力波动影响比一次成桥的显著。（a）中支座竖向轴力时程曲线（b）边支座竖向轴力时程曲线图4-18支座轴力比较（GM8，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。表SEQ表\*ARABIC4-5悬臂施工和一次成桥支座轴力对比（标准强度比）施工方式支座位置最大轴力/MN最小轴力/MN曲线差异备注双线性摩擦型双线性摩擦型一次成桥中支座9.148.454.985.108基本吻合边支座4.184.59-0.390差异较大双线性受拉悬臂施工中支座8.948.645.175.32基本吻合边支座4.033.73-0.840差异较大双线性受拉通过图4-19比较采用不同支座模型模拟出来的主梁应力云图，发现从边跨抬起到边跨拍下，顶板的应力变化:有中间受压两边受拉，变化为中间压应力减小两端出现压应力。底板的应力变化：抬起时跨中受拉明显，两端既不受压也不受拉；拍下时的边支座对应的底板位置出现拉应力。腹板应力变化：由腹板的跨中下缘受拉转移到腹板边跨下缘对称受拉。鞭梢效应导致主梁应力变化十分明显。边跨抬起（顶板）边跨拍下（顶板）边跨抬起（底板）边跨拍下（底板）边跨抬起（腹板）边跨拍下（腹板）图4-19主梁应力云图比较（摩擦型支座GM8，η=0.65）由图4-20（a）可看出，当连续梁桥采用悬臂施工时，中支座无论采用双线性支座模型还是摩擦型支座模型，支座的滞回曲线呈现的规律与一次成桥相同，即中支座滞回曲线差别不大，对于中支座而言，由于其承受的重力较大，竖向地震作用并不能对其轴力造成很明显的波动效应，因此滞回曲线差异不大。对比二者的摩擦恢复力，摩擦型支座的峰值恢复力为259.06kN，比经典双线性模型的屈服力提高了约24.7%；相比与一次成桥中支座的摩擦型支座的水平恢复力有所增加。此外，在悬臂施工结果中，摩擦型支座模型得到的中支座最大水平变形是双线性模型的1.11倍，且悬臂施工的中支座水平变形大于一次成桥的。由表4-6看出悬臂施工的结果略大于一次成桥的结果，整体差别不大。因此，在设计时需要考虑峰值承载力的提高和变形能力的提高，以避免中支座的实际安全系数偏小。边支座的滞回曲线见图4-20（b），研究发现双线性支座模型与摩擦型支座模型得到的滞回曲线明显不同。由于边跨具有悬臂效应,在竖向地震作用下会导致边支座轴力变化非常剧烈，摩擦型支座模型按照式（2-7）计算得到的水平摩擦恢复力亦随之波动变化。从图4-20（b）可以看出，摩擦型支座的最大水平恢复力为127.16kN，约为双线性支座模型的2.16倍。同时，采用摩擦型支座模型得到的最大水平变形为77.53mm，是双线性模型的1.10倍。因此，采用悬臂施工的边支座脱空问题更加突出，拍击效应更加明显，用双线性支座模型不能体现这些效应，是偏于不安全的。对于轴力变化十分明显的边支座，有必要采用摩擦型支座模型模拟其真实力学行为。(a)中支座(b)边支座图4-20支座滞回曲线比较（GM8，η=0.65）表SEQ表\*ARABIC4-6悬臂施工和一次成桥支座滞回曲线对比（标准强度比）施工方式支座位置峰值水平恢复力/kN峰值水平变形/mm曲线差异备注双线性摩擦型双线性摩擦型一次成桥中支座207.61249.5274.9762.76基本吻合悬臂施工的摩擦型支座水平恢复力波动更明显边支座58.86129.6666.4278.66差异较大悬臂施工中支座207.62259.0676.9169.01基本吻合边支座58.86127.1670.3777.53差异较大该桥的支座耗能曲线如图4-21所示。分析发现对于中支座，采用摩擦型支座模型的耗能高于双线性支座模拟的支座耗能，大约高9.7%，而对于边支座，却是双线支座模型的耗能比摩擦型支座耗能高10.6%。通过表4-7可看出悬臂施工与一次成桥的边支座耗能结果相差较大，分析原因发现悬臂施工的边支座在成桥后承担的重力为1.58MN，而一次成桥的边支座承担的重力为1.92MN，采用悬臂施工导致边支座的支反力比一次成桥的小17%，边跨的悬臂效应在悬臂施工的连续梁桥中表现更为明显，导致摩擦型摩擦力减小带来的耗能损失大于摩擦力增大带来的耗能贡献，故双线性支座模型的耗能高于摩擦型支座耗能。(a)中支座(b)边支座图4-21比较能量耗散能力曲线（GM8，η=0.65）表SEQ表\*ARABIC4-7悬臂施工和一次成桥支座耗能对比（标准强度比）施工方式支座位置支座耗能/(kN.m)曲线差异双线性摩擦型一次成桥中支座98.84113.45摩擦型＞双线性边支座28.2127.18摩擦型≈双线性悬臂施工中支座131.17144.00摩擦型＞双线性边支座37.0233.47摩擦型＞双线性图4-22对比了桥墩的地震响应结果。针对悬臂施工的连续梁桥而言，当采用摩擦型支座模型时，桥墩的峰值拉应变、峰值压应变及峰值水平位移均大于采用双线性模型得到的结果。但值得注意的是，当采用摩擦型支座模型时，桥墩出现28με的峰值拉应变；然而，采用双线性模型分析的结果并未反映出桥墩的拉应变，明显低估了桥墩的开裂风险。摩擦型支座的峰值压应变、峰值位移分别是双线性模型的1.28倍、1.61倍。表4-8表明悬臂施工的桥墩响应整体比一次成桥的小，这是因为此处分析研究的是中墩，悬臂施工的中墩承受上部荷载大于一次成桥的荷载，因此结构周期延长，地震响应减小。对于悬臂施工的连续梁桥，采用双线性模型进行支座的模拟会低估桥墩的地震响应结果，造成桥墩的不安全性评估。(a)墩底峰值拉应变(b)墩底峰值压应变(c)墩顶峰值位移图4-22桥墩的峰值应变、墩顶位移对比（GM8，η=0.65）表SEQ表\*ARABIC4-8悬臂施工和一次成桥支座耗能对比（标准强度比）施工方式比较内容支座模型类型差异双线性摩擦型一次成桥墩底拉应变/με-14.72131.99摩擦型出现拉应变墩底压应变/με-65.95-104.93摩擦是双线性的1.60倍墩顶位移/mm1.424.98摩擦是双线性的3.50倍悬臂施工墩底拉应变/με-17.0628.30摩擦型出现拉应变墩底压应变/με-63.38-81.44摩擦是双线性的1.28倍墩顶位移/mm1.572.53摩擦是双线性的1.61倍1.2IDA分析悬臂施工的连续梁桥地震响应较一次成桥更为复杂，通过IDA分析比较摩擦型支座和双线性支座模型模拟的结果差异。从图4-23（a）和图4-23（b）可看出，在强度比不超过0.90时，双线性支座模型的峰值压力与摩擦型支座的峰值压力几乎一样，均呈现出线性增长的趋势，当强度比超过0.90，强度的增加并不会引起峰值压力的显著增加。强度比为3.0时，中支座的峰值压力约为中支座恒载竖向反力（即重力荷载）的1.33倍，而边支座的峰值压力约为初始重力荷载的2.39倍。通过图4-23（c）和图4-23（d）比较支座的峰值拉力，中支座与一次成桥的拉力结果相比，无论强度比为多大，中支座始终不出现轴拉力。而对边支座，由图可看出双线性支座在强度比为0.45时便开始出现拉力，比一次成桥的双线性支座出现拉力对应的强度比（0.6）要小；当采用悬臂施工时，双线性支座模型的峰值拉力随强度比增大而增大，在强度比为2.7时，甚至出现1.82MN的拉力，比初始承受的重力1.58MN都大。反观摩擦型支座的峰值拉力最大值为0，并不能受拉，表明双线性支座对于边支座的模拟并不适用。(a)中支座受压(b)边支座受压中支座受拉边支座受拉图4-23支座的竖向峰值载荷支座的最大水平恢复力如图4-24所示。从图中可看出双线性模型采用的支座水平恢复力是一个定值，中支座和边支座的峰值水平摩擦恢复力分别为207.61kN、58.86kN。与一次成桥的双线性支座摩擦恢复力相同。在双线性支座模型中，竖向荷载的变化对其最大水平恢复力没有影响。而对于采用摩擦型支座模型的支座，悬臂施工的结果对比与一次成桥结果相似，对于中支座，悬臂施工的摩擦型支座最大水平恢复力为301.46kN，而一次成桥的摩擦型支座最大水平恢复力为305.70kN；对于中支座来说，无论哪种施工方式，其双线性支座的摩擦恢复力均为207.77kN。对于边支座而言，悬臂施工的摩擦型支座最大水平恢复力为135.54kN，一次成桥对应的结果是135.75kN，无论哪种施工方式，边支座的双线性支座摩擦恢复力均为58.85kN。综合来看，悬臂施工的支座摩擦恢复力的结果与一次成桥差异不大。(a)中支座(b)边支座图4-24盆式橡胶支座的峰值水平恢复力通过图4-25比较不同支座模型的最大水平变形，发现当连续梁桥采用悬臂施工的施工方式时，双线性模型会低估中支座和边支座的变形能力。这一点与一次成桥的结论相同。一次成桥的摩擦型支座变形整体都比双线性支座变形大，悬臂施工与一次成桥不同之处在于：当强度比η为0到0.75之间，两种支座模型导致的变形差异很小，可忽略不计，当强度比大于0.75，摩擦型支座的水平变形大于双线性支座的水平变形。并发现随着强度比η的增大，两种支座模型的最大水平变形逐渐减小。当强度比为1.65时，对于中支座而言，摩擦型支座模型与双线性支座模型的水平变形量差值为15.22mm，边支座的最大变形差异高达15.34mm。在强度比为1.65时，双线性模型计算得到的水平变形仅为摩擦型支座模型的2/3。因此，采用双线性支座模型会低估支座的变形需求，可能导致支座变形能力设计不足。(a)中支座(b)边支座图4-25盆式橡胶支座最大变形对于采用悬臂施工方式建成的连续梁桥，其支座耗能曲线如图4-26所示。通过研究发现两种支座模型计算的支座耗能均随强度比的增大而减小，对于中支座，强度比从0变化至3，其支座耗能减少了约17%；边支座耗能减少了约70%。边支座耗能减少的程度比中支座高，这是因为边支座在强烈竖向地震作用下，出现支座脱空，导致摩擦耗能减少较多。对于中支座，采用摩擦型支座模型的耗能高于双线性支座模型，这是因为中支座轴力增加引起的摩擦耗能大于轴力减小的摩擦耗能损失，总体耗能比双线性支座的耗能高。对于边支座，摩擦型支座模型和双线性支座模型的能量耗散基本相同。增大摩擦力的耗能贡献可能偶然等于减小摩擦力的耗能损失。总体而言，采用摩擦模型会使所有支座具有更大的耗能能力。(a)中支座(b)边支座图4-26盆式橡胶支座耗能由图4-27（a）可知，摩擦型支座模型的墩底峰值压应变约是双线性的1.44倍。值得注意的是在图4-27（b）中双线性支座模拟的墩底单元并未出现拉应变（在图4-27（b）中负数代表没有拉应变）强度比变化对其影响不大，并不能真实反映桥墩的开裂应变，在边支座脱空的情况下，双线性支座并不能真实模拟桥梁的地震响应。图4-28为桥墩的最大曲率，发现采用摩擦型支座模型的最大曲率约为双线性模型的1.5-3.5倍。当采用悬臂施工时，发现在标准强度比作用下，边支座的竖向支座轴力波动十分强烈，支座变