【《一次成桥的连续梁桥地震响应分析案例》4400字】

一次成桥的连续梁桥地震响应分析案例目录TOC\o"1-3"\h\u19058一次成桥的连续梁桥地震响应分析案例 1111211.1标准强度比桥梁地震响应分析 184791.2IDA分析 6采用一次成桥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，选用对应的盆式橡胶支座，对于连续梁桥的中支座选用GPZ8SX，边支座选用GPZ2SX，盆式橡胶支座的力学性能如表4-2所示。表SEQ表\*ARABIC4-2盆式橡胶支座力学性能参数（一次成桥）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GPZ8SX800069041000103.50.03GPZ2SX20001926100028.90.031.1标准强度比桥梁地震响应分析由表4-2可得，一次成桥的大跨度连续梁桥的中支座、边支座恒载压力分别为6.904MN、1.926MN。在GM8、标准强度比η为0.65作用下，比较双线性支座模型和摩擦型支座模型在标准强度比下的桥梁地震响应结果。连续梁桥的中支座和边支座的轴力变化如图4-6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9.14MN和8.45MN。但是，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，边支座甚至出现了0.39MN的拉力，而摩擦型支座模型的轴力最小为0MN，由此验证了双线性支座模型可以承受拉力，而摩擦型支座模型仅受压不可受拉。同时通过图4-7对比支座轴向位移，对于中支座，两种支座模型结果相似。通过图4-7（b）发现边支座采用摩擦型支座模型进行模拟时，边支座的轴向位移出现了突变，突然增加至6.64mm，但下时刻又突然减小至-28.29mm，推测这可能是由于边跨的拍击作用引起的，这一推测由后文主梁应力比较验证。（a）中支座轴力时程曲线（b）边支座轴力时程曲线图4-6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。（a）中支座轴向位移（b）边支座轴向位移图4-7支座轴向位移比较（GM8，η=0.65）本小节采用摩擦型支座模型进行大跨度连续梁桥模拟时，发现边支座轴向位移出现突变，找出位移发生突变前后的时刻，将边支座位移达到正值的时刻对应为边跨抬起，边支座位移突变后对应的时刻对应为边跨拍下，从而进一步对比分析主梁的应力，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。由主梁顶板、底板、腹板的应力云图发现边跨抬起和拍下的应力差距十分明显，由此说明主梁具有明显的鞭梢效应，如图4-8所示。此处由于双线性支座的设置原则是拉压等强，边支座位移并未出现明显的突变，便不对双线性支座模拟的主梁应力展开论述。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4-8主梁应力比较（摩擦型支座GM8，η=0.65）图4-9对比了双线性支座模型和摩擦型支座模型的滞回曲线。由图4-8（a）可发现对于中支座，两种支座模型的滞回曲线差异不大，原因在于中支座承受的重力较大，竖向地震作用导致的支座轴力波动效应不明显，因此水平滞回曲线差距不是很明显。摩擦模型提供的峰值恢复力为249kN，比经典双线性模型的屈服力提高了约20%；此外，摩擦模型得到的中支座最大水平变形是双线性模型的1.19倍。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。由图4-8（b）可看出，对于边支座来说，采用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。这是由于连续梁的边跨具有悬臂效应，在地震过程中边跨的上下运动十分剧烈，由此导致边支座的竖向轴力变化非常剧烈，因此摩擦型支座模型得到的水平摩擦恢复力也随之变化。从图中可以看出，摩擦型支座最大水平恢复力远高于重力与摩擦系数的乘积（即双线性支座的摩擦恢复力），约为双线性支座模型的2.24倍。同时，采用摩擦型支座模型得到的最大水平变形为双线性模型的1.18倍。因此，在实际抗震设计中，对于轴力变化更明显的边支座，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4-9支座滞回曲线比较（GM8，η=0.65）该桥的支座耗能如图4-10所示。针对中支座而言，采用摩擦型支座模型的支座耗能为113.45kN.m，双线性支座模型的支座耗能为98.84kN.m，两者相差11.8%，中支座耗能差异较大。而对于边支座，摩擦型支座模型的支座耗能为28.21kN.m，双线性支座模型的支座耗能为27.18kN.m，两者相差3.6%，两种支座模型的累积耗能基本相当。支座耗能情况与地震波特性密切相关，在后续增量动力分析结果中将会进一步讨论。（a）中支座（b）边支座图4-10比较能量耗散能力曲线（GM8，η=0.65）如图4-11对比了桥墩的地震响应结果。当采用摩擦型支座模型时，桥墩的峰值压应变峰值、峰值拉应变和墩顶水平位移均大于采用双线性模型得到的结果。这是由于边支座在地震作用下被抬起，中支座承担的剪力增大，导致墩底弯矩增大，桥墩的应变和墩顶位移的地震响应增大。值得注意的是，当采用摩擦型支座模型时，桥墩的峰值拉应变达到131με，此时桥墩已经开裂，分析其原因在于盆式橡胶支座不能提供受拉约束，竖向地震作用使得主梁发生鞭梢效应，边跨被抬升，靠近矩形桥墩边支座那一侧受到很大的拉力作用，使得桥墩出现较大的拉应变；然而，采用双线性模型认为支座可以受拉，抵消了地震的冲击力，保证边跨不会被抬起，桥墩也就不会受到拉力作用，因此双线性支座模型分析的结果并未反映出桥墩如此高的拉应变，明显低估了桥墩的开裂风险。（a）墩底峰值压应变（b）墩底峰值压应变（c）墩顶峰值位移图4-11桥墩的峰值应变、墩顶位移对比（GM8，η=0.65）1.2IDA分析地震灾害现象表明,在高烈度区,竖向地震动的影响是明显的。近场地震动的强度比η一般认为是1.0，近年来也出现了强度比高于1.0的大地震，因此有必要研究一下当强度比η大于0.65的情况，因此本项目也研究了强度比在0到3的情况下的不同支座模型地震响应。从图4-12（a）和图4-12（b）可看出双线性支座的峰值压力略大于摩擦型支座的峰值压力。随强度比的增大，双线性模型和摩擦型支座模型的峰值压力均增大，但支座峰值压力与强度比并不呈现线性增长关系。当强度比从0增加到1.2时，支座的峰值压力快速增加；当强度比超过1.35时，强度比的增大并不会引起支座峰值压力的显著增加。中、边支座的增长速率不一致。强度比为3.0时，采用摩擦型支座模拟的中支座峰值压力约为中支座恒载竖向反力（即重力荷载）的1.51倍，而边支座的峰值压力约为初始重力荷载的2.54倍。图4-12（c）和图4-12（d）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。对于中支座，无论采用哪种支座模型进行模拟，支座均不会出现受拉。对于边支座，当强度比η大于0.6时，双线性模型承受了显著的拉伸载荷，而实际上盆式橡胶支座是不可能受拉的，双线性模型会错误得计算支座的受拉性能；采用摩擦型支座模型时，边支座并未出现拉力，表示边支座不会受拉，当支座出现竖向拉伸变形时，支座与主梁分离，支座脱空。（a）中支座受压（b）边支座受压（c）中支座受拉（d）边支座受拉图4-12支座的竖向峰值载荷支座的最大水平恢复力如图4-13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常数，等于其支座分担的重力与摩擦系数的乘积。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，最大水平恢复力随强度比η的增大而增大，因为摩擦型支座的最大水平恢复力与支座的峰值压力成正比。对于中支座而言，采用摩擦型支座的最大水平恢复力（305.75kN）是双线性的1.57倍，对于边支座而言，采用摩擦型支座的最大水平恢复力（135.75kN）是双线性的2.41倍，因此，在支座设计时，应考虑水平恢复力的放大。（a）中支座（b）边支座图4-13盆式橡胶支座的峰值水平恢复力通过图4-14比较两种支座模型的最大水平变形，发现采用双线性模型会低估中支座和边支座的变形能力。当强度比η为零时，两种支座模型导致的变形差异很小，可忽略不计。随着强度比η的增大，两种支座的最大水平变形均逐渐减小。当强度比小于1.05时，两种支座模型的水平变形差异不大，这是因为竖向地震作用小于水平地震作用，此时的支座可能一直处于受压状态，两种支座模型的受压性能表现一致；随着强度比大于1.05，摩擦型支座水平变形明显大于双线性支座模型。这是因为在强烈的竖向地震作用下，摩擦型支座的轴力波动比双线性的大，导致其水平变形比双线性大。如强度比为1.95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17.3mm，边支座的最大变形差异高达20.44mm。在强度比为1.95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一半。有一个因此，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。最大差值最大差值17.3mm最大差值最大差值20.4mm(a)中支座(b)边支座图4-14盆式橡胶支座最大水平变形从图4-15可看出，两种支座模型计算的支座耗能均随强度比的增大而减小。以连续梁桥的中支座为研究对象，发现摩擦型支座模型比双线性支座模型具有更大的能量耗散。这是因为边支座抬起后，主梁的重力主要由中支座承担，中支座承担的轴压力增大，导致摩擦力增大，从而可以带来更大的能量耗散，摩擦力虽然是波动变化的，但是对于中支座而言，摩擦力增大其耗能贡献比摩擦力减小带来的耗能损失更明显。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。中支座边支座图4-15盆式橡胶支座耗能由图4-16可看出，采用摩擦型支座模拟得到的墩底峰值压应变和峰值拉应变均大于双线性模型的分析结果，采用双线性模型可能低估桥墩的地震损伤。C50混凝土的开裂应变78με，采用摩擦型支座模型分析，发现在强度比大于0.65时，桥墩均会产生裂纹，但双线性模型并不能反映桥墩的开裂状态。这是因为双线性支座模型认为支座可以受拉，在竖向地震作用下，边支座不会与主梁分离，支座可抵消一部分竖向地震作用，中墩处于受压状态，因此不会出现拉应变。同样，采用摩擦模型得到的峰值压应变也高于双线性模型得到的峰值压应变。当强度比超过1.05时，摩擦模型得到的峰值压应变约为双线性模型的1.7倍。对于摩擦型支座模型模拟得到的峰值压应变大于双线性模型，其原因在于采用摩擦型支座，边跨抬起后中支座受压力增大，传递给桥墩的压力增大；而双线性支座由于认为边支座还能抗拉，主梁分配给桥墩的力变化不大。(a)峰值压应变(b)峰值拉应变图4-16墩底最大应变图4-17为桥墩的最大曲率，发现