近断层强震下高速公路RC连续梁桥的变形性能.pdf

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第30卷第8期2013年8月公路交通科技JournalofHighwayandTransportationResearchandDevelopmentV01．30No．8Aug．2013doi：10．3969／j．issn．1002-0268．2013．08．014近断层强震下高速公路RC连续梁桥的变形性能李英勇1，江辉2，赵秋宇3，厉呈伟4，慎丹j(1．山东省交通运输厅公路局，山东济南250002；2．北京交通大学土木建筑工程学院，北京100044；3．1l缶沂市公路局，山东临沂276000；4．El照市公路管理局，山东日照276826；5．中铁工程设计咨询集团有限公司，北京100055)摘要：为探讨近断层强震下桥梁结构的大震变形性能，以某靠近活动断层的高速公路RC连续梁桥为对象进行了动力分析。挑选申、美两国典型近断层地震动记录，并构造人工地震波作为输入，建立了桥梁精细化有限元模型。采用非线性动力时程分析方法研究了强震水平下桥梁关键部位的变形性能，并进行了定量评估。研究表明：地震动频谱特性，尤其是近断层地震动的脉冲效应，会显著增大桥梁结构的地震响应；强震下，支座是桥梁结构的薄弱环节，但通过支座破坏可耗散一定的地震动能量，从而有效降低桥墩塑性破坏的风险，因而可通过提高支座的塑性变形能力，增强其分担地震动总耗能的能力和效率。关键词：桥梁工程；变形性能；非线性动力时程分析；RC连续梁桥；近断层地震中图分类号：U448．21+5文献标识码：A文章绵号：1002—0268(2013)08—0081—07DeformationPropertyofRCContinuousGirderBridgeofExpresswayunderNear-faultStrongEarthquakeLIYing—yon91，JIANGHui2，ZHA0Qiu．yu3，LICheng—wei4，SHENDan5(1．HighwayBureau，ShandongProvincialCommunicationsDepartment，JinanShandong250002，China；2．SchoolofCivilEngineering，BeijingJiaotongUniversity，Beiji9$1．00044tChina；。_一，3．LinyiHighwayBureau，LinyiShandong276000，China；4．RizhaoHighwayi．矗dministrationBureau，ShandongRizhao276826，China；5．ChinaRailwayEngineeringConsultingGroup-Co．，Ltd,，Beijing100055，China)Abstract：InordertoexploretheseismicdeformationpropertiesofbridgestructureunderstrongReal"-faultearthquakegroundmotion，aRCcontinuousgirderbridgeofexpresswayclosetoactivefaultisintroducedfordynamicanalysis．Typicalnear—faultearthquakerecordsinChinaandtheU．S．ayeselectedandartificialseismicwavesareconstructedasinputtoestablisharefinedbridgefiniteelementmodel．r11ledeformation，、，propertyofcriticalcomponentsofthebridgeunderstrongearthquakeisstudiedbynonlineardynamictimehistoryanalysismethod，andquantitativeassessmentisperformed．neresearchresultindicatesthat(1)theearthquakedynamicspectrumcharacteristics，especiallypulseeffectofnear—faultearthquake，willsignificantlyincreasetheseismicresponseofbridgestructure；(2)be耐ngistheweakpartofbridgeunderstrongearthquake，andearthquakeenergy屯肌bedissipatedthroughbearingdamage，thereforetherisk’ofpierplasticdamagecouldbereducedeffectively．SOtheplasticdeformationabilityofbe鲥ngcouldbeimprovedtoenhanceitsenergyconsumptioncapabilityandefficiency．Keywords：‘bridgeengineering；deformationproperty；nonlineardynamictimehistorytinalysis；RCcontinuousgirderbridge；near—faultearthquake收稿日期：2012—08—23基金项目：山东省交通科技计划资助项目(2009Y007)；国家山区公路工程技术研究中心开放基金项目(2012—012)作者简介：李英勇(1970一)，男，山东德州人，博士，研究员．(1liuchina@163．eom) 公路交通科技第30卷0引言近年来发生的主要地震(如1992年美国Landers地震、1994年美国Northridge地震、1995年日本Kobe地震、1999年我国台湾Chi—Chi地震、2008年我国四川汶川地震等)的震害均集中在浅源的近断层(亦称“近场”或“近源”)区域。此类地震地面运动存在长周期速度脉冲效应、方向性效应及“fling”效应等典型特征，会显著改变结构的地震响应，产生更大的内力和位移，导致近断层与远场在地面运动形式和结构震害上的显著差别¨。2j，已成为当前地震工程界研究的热点问题∞’10|。随着我国西部大开发的深入推进和基础设施的大规模建设，在地震断裂带附近或穿越断裂带修建大跨度桥梁、输油管线、大坝等生命线工程已成为现实需求，有必要深入研究近断层地震下结构物的抗震性能，尤其是高烈度罕遇地震作用下的抗倒塌变形性能，以更好地指导靠近断层区域结构物的抗震设计。国家高速公路网长深线青临(青州一临沭)高速公路梁子河中桥靠近我国最活跃的沂沭断裂带，本文以它为研究对象，开展近断层地震作用下桥梁结构抗震性能的研究。通过建立考虑土一结相互作用的精细化桥梁有限元模型，选择代表性的近断层强震记录并构造人工地震波作为输入，以非线性动力时程分析法为工具，研究该桥在近断层强震下的响应特性和桥墩塑性铰、支座等关键部位的大震变形性能，为此类区域桥梁的抗震设计提供参考。1梁子河中桥概况梁子河中桥为3跨钢筋混凝土连续梁桥，全长54m，上部结构为3×16m预应力混凝土空心板梁，下部基础为双柱式墩桩结构，圆形独柱墩，1’、2。桥墩直径均为1．3m，高分别为3．17m和2．03m，立柱间距为9．25m。墩身材料采用C30混凝土，墩柱纵向钢筋采用28根直径28mm的HRB335钢筋，箍筋采用直径10mm的R235钢筋，箍筋间距为100mm。各墩下钻孔灌注桩桩径均为1．5m，Ix墩桩长8m，2”墩桩长13m。全桥立面如图1所示，桥墩截面配筋布置如图2所示。图1全桥立面图Fig．1Elevationviewofbridge桥墩顶部设置板式橡胶支座。桥台顶部设置四氟乙烯GYZF。板式橡胶支座和普通GYZ板式橡胶支座，支座具体布置型号如表1所示。表1全桥所用支座型号Tab．1Typesofbearingsusedinbudge2桥梁有限元模型在强震作用下，支座有可能发生破坏并影响全桥的地震响应，应对支座的破坏特性采用理想弹塑性恢复力模型进行细致模拟，对桩基础和桩周土体之间的动力相互作用效应采用集中质量模型进行模拟。根据地勘资料，沿桩基高度设置纵、横桥轴方向的土弹簧。限于篇幅，支座滞回模型和桩基土弹簧等参数取值见文献[11]。 第8期李英勇，等：近断层强震下高速公路RC连续梁桥的变形性能83、痧图2桥墩截面钢筋布置Fig．2ArrangementofsteelbarsOilcross·sectionofpiers为准确计算桥墩墩顶和墩底潜在塑性铰部位的延性水平，利用UC—fyber软件对桥墩进行不同截面的弯矩一曲率(肘一妒)分析，所得到的墩底截面滞回模型骨架曲线如图3所示，通过等效线性化可得到截面的屈服点和极限点。墩顶、墩底截面曲率延性指标如表2所示，其中屈服曲率和屈服弯矩采用《公路桥梁抗震设计细则》(JTG／TB02—01—2008)¨2o第7．4．4条规定计算所得的等效屈服曲率和图3l。桥墩底截面弯矩一曲率关系Hg．3Moment·curvaturerelationofbottomsectionofpierNo．1等效屈服弯矩，并依据该细则第7．4．3条，可算出桥墩各截面等效塑性铰长度，见文献[11]。表2桥墩各截面曲率延性指标Tab．2Curvatureductilityindexesforeachsectionofpiers根据实际桥梁尺寸和上述各表所得参数值，运用SAP2000软件建立有限元模型，采用梁单元模拟梁体、桥墩和桩基础，采用弹簧单元模拟板式橡胶支座和土弹簧。全桥有限元模型如图4所示。图4全桥结构有限元模型Fig．4Finiteelementmodelofthebridge3近断层地震记录及人工波为研究近断层地震作用下桥梁结构的响应特征和变形性能，根据该桥所在的Ⅱ类场地，分别选取美国近断层强震的3条代表性记录、我国2008年四川汶川地震的3条典型近断层记录，并根据实际地勘资料利用三角级数法构造了3条人工地震波，作为动力时程法计算的地震动输入。所选地震记录及人工波如表3所示。表3所选用的地震动记录及人工波Tab．3Selectedearthquakerecordsandartificialwaves 公路交通科技第30卷4近断层强震下桥梁变形性能分析4．1全桥地震响应分析为评估梁子河连续梁桥在近断层强震下的变形性能，采用表3所示的近断层记录和人工波，沿顺桥、横桥方向同时输入结构，检验双向水平地震作用下的结构变形效应。根据山东省地震工程研究院针对该桥桥址所做的《山东省国家重点公路天津至汕尾青州一鲁苏界高速公路(合同段)地震安全性评价工作报告(鲁)》，该桥第二水准(强震水准)所对应的地震动水平为PGA=0．3519，将表3中所选地震波进行峰值PGA调整，进行相应水平的非线性时程计算。表4给出了9条地震波下墩顶位移、墩梁相对位移、支座剪力和墩底弯矩的峰值。可以看出，不同地震激励下，各项指标在1+墩和2”墩的分布规律类似，除14墩的墩顶位移和墩底弯矩明显大于24墩外，其他指标的分布范围大体相同，桥墩高度差异应是产生这一现象的主要因素。同时，在9条波中，美国波1、美国波2所对应的各项响应指标明显大于其他波，这是由于美国波1、美国波2均存在较明显的近断层脉冲效应，而汶川波的响应最小，人工波居中，这进一步体现了地震动频谱特性的影响。此外，表4中还给出了3条人工波的最大响应值、9条地震波的响应均值、剔除上述2条美国波之后7条地震波的响应均值。可以看出，除2’墩的墩梁相对位移在7条波下的响应均值较小外，其他指标均较为接近。表4各指标响应峰值Tab．4Peakvaluesofseismicresponseforeachindex分舡况墩顶缈cm蓑瓣苏N篙等1o2010201，201o2’图5至图10给出了1。墩在所选地震波作用下顺桥向各指标的部分时程响应曲线。图5、6、7、9分别为墩顶位移、墩梁相对位移、支座剪力和墩底弯矩的时程曲线，图8为墩顶支座滞回曲线，图10为墩底塑性铰滞回曲线。可以看出，在给定的地震动水平下，桥墩塑性铰均处于弹性范围，但墩梁相对位移较大，所有桥墩支座均不同程度地进入塑性状态而发生破坏。图51。墩墩顶位移时程Fig．5TimehistoryoftopdisplacementofpierNo．1100g‘10运’20魁一30．40—50图61。墩墩梁相对位移时程Fig．6TimehistoryofrelativedisplacementbetweenpierandbeamofpierNo．1"如巧∞西如"0O0O0g弋潍遥¨忱‰；鐾m激，㈣加2梳一加㈤2O246E{潞掣420五4石培暑u＼浍翠巧加芹忱。帅删●@∞数；㈣篮m㈤ 第8期李英勇，等：近断层强震下高速公路RC连续梁桥的变形性能冒互≮嵌静l5001ooog500Z邑。摧一500竹．1oooI500o5lO152025300时间／t(a)人工波2510时间／t(b)美国波2O51015202530时间／t(c)汶川波2图91“墩墩底弯矩时程Fig．9TimehistoryofbottommomentofpierNo．1．0．50．0．250．000．250．50转角／(10‘3tadl(a)人工波2l200800舍400茧0≥‘400窬一800一l200一l600．0．50一0．250000．250．50转角／(10。3radl(b)美国波2800o400亘0埭扑一400—800．0．3—0．2．0．10．00．10．20．3转角／00。3tad)(c)汶川波2图1014墩墩底塑性铰滞回曲线Fig．10HystereticcurvesofbottomplastichingeofpierNo．14．2变形控制指标验算根据现行《公路桥梁抗震设计细则》‘121第7．4．24．2．1桥墩塑性转动能力验算条的规定，按下式验算该桥桥墩潜在塑性铰区域沿t，’、，J．：’ 公路‘交通科技第30卷顺桥向和横桥向的塑性转动能力：：j啡警p哆。，(1)式中，啡为遵熊蕉警謦i骥警咎誉角；Ou为塑性铰区域的最大容许转幕0⋯；，基?i。·⋯“一表5给出了由前述非线性动力分析所得的各墩墩顶、墩底塑性铰区域的转角幅值。可以看出，在9条地震波作用下，2座桥墩墩底塑性铰转角在顺桥向均大于横桥向。同时，在横桥向，1。墩墩顶转角大于2。墩。还可看出，3条人工波的最大响应值、9条波响应均值、7条波响应均值均显著小于各墩塑性铰区的最大容许转角。对比表明，桥墩塑性铰区的转动能力全部满足规范要求。袭5各墩墩顶、嗽躺性铰区转角幅值(单位：10。3tad)Tab．5Values越淑hingeCOMleroftapandbettemofeach耐毫印n：104rad)人工波10．350．050．450．180．110．32人工波20．350．040．370．190．090．27人工波30．360．060．500．200．100．29美国波l0．430．060．490．230．09,0．28美国波20．460．060．500．190．110．31美国波30．320．040．380．160．080．23汶川波10．280．040．360．130．080．23汶川波20．200．07仉，500．220．09O．25汶川波3；点。9。露j-O．∞．0．400．170．090．28人工波最大响应O；靳’。’4仉皤’0：500．200．1l0．329条波响应均值0．340．05。0．440．190．090．277条波响应均值0．310．050．420．180．090．27最大容许转角1．952．02．I．631．631．664．2．2支座变形能力验算(1)支座厚度验算依据现行《公路桥梁抗震设计细则》[121第7．5．1条验算该桥所用板式橡胶支座的厚度：。∑t≥啬一，。(2)式中，∑t为橡胶层的总厚度；t蚰y为橡胶片剪切角正切值，可取为1．O；：Co为地震效应和永久作用效应组合后橡胶支座顶面相对于底面的水平位移。各桥台、。桥墩顶部支座的水平位移和各支座的橡胶层总厚度如表6所示。计算结果显示，除汶川记录2(江油含增波)外，其余8条波的各支座水平位移均大于板式橡胶支座的橡胶层厚度，尤其是在美国波2的作用下，O+桥台的支座顺桥向位移达到了40．92cmo‘在这g条地震波的作用下，桥台、桥墩的所有支座全部破坏。从表6中还可看出，3条人工波的最大响应值、9条地震波的时程响应均值，以及除去美国波1、美国波2的7条波的时程响应均值均大于各桥墩支座的橡胶层厚度，支座厚度验算不能满足设计要求。。，i表6各墩、台支座水平位移辐值(单位：锄)Tab．6Valuesofb∞ringU'allSVel'舱displacementofeachpierandabutment(unit：哪)分析04台1’墩2。墩3。台工况顺桥向横桥向顺桥向横桥向顺桥向横桥向顺桥向横桥向人工波19·679·768·889·479·179·609·599·66人工波27．256．456．896．086．806．017．176．08人工波38．849．“8．548．718．868．268．937．78美国波123．7422．8022．8222．4323．2922．51_23．6522．65美国波240．9239．6640．2839．3840．5339．3940．8439．50美国波35．015．445．12．爰．005．074．955．105．00汶川波13．263．272．75妻3：Dt3．012．993．363．08汶川波22．011．941．441．和1．871．771．931．83汶川波35．405．384．594j铆4．915．075．325．10人工波最9．679．768．889．47-9．179．609．599．66大响应9条波响11．7911．5711．2611．2011．5011．1711．7711．19应均值7釜婆15．925．955．465．585．675．525．915．50应均僵橡胶层2．53．02．5厚度(2)支座抗滑稳定性验算‘依据现行《公路桥梁抗震设计细则》E12]第7．5．1条验算该桥所用板式橡胶支座的抗滑稳定性：肛dRb≥Ellzd，(3)式中，肛。为支座的动摩阻系数，橡胶支座与混凝土表面的动摩阻系数可取为0．15，与钢板的动摩阻系数可取为0．10；Rb为上部结构的重力支反力；Ehzd为地震效应和永久作用效应组合后橡胶支座的水平地震力：在设定的地震动水平下，各桥墩、桥台所对应支座的各方向水平力Em和肛。R。如表7所示。计算结果表明，各墩台支座剪力在顺桥向和横桥向比较接近，顺桥向略大于横桥向；l’墩顶支座剪力在2个方向均大于2’墩。还可看出，3条人工波各指标的最大响应值和9条波时程响应均值、7条波时程响应均值均小于依据式(3)计算得到的结果，故该桥的支座抗滑稳定性验算满足规范要求。5结论本文以靠近活动断层的梁子河连续梁桥为研究对象，挑选典型近断层地震动记录和所构造的人工 第8期李英勇，等：近断层强震下高速公路RC连续梁桥的变形性能87衰7备墩、台支座水平剪力幅值(单位：kN)Tab．7Valuesofbearingshearforceofeachpierandabutment(unit：kN)分析工况0。台1’墩2。墩3。台顺桥向横桥向顺桥向横桥向顺桥向横桥向顺析向横桥向地震波为输入，建立了桥梁有限元模型。采用非线性动力分析方法研究了强震水平下桥梁关键部位的变形性能，并依据现行《公路桥梁抗震设计细则》进行了定量评估，可得到以下结论：(1)对于不同的地震动输人，由于其频谱特性的差异，尤其是近断层脉冲效应的作用，使得桥梁结构的地震响应存在放大现象，2条强脉冲的美国波作用下的各项指标均显著增大，近断层地震动的脉冲效应不容忽视。(2)强震水平下的验算表明，桥墩纵、横桥向的塑性转动能力满足规范设计要求，但所用板式支座的变形能力不足。因此，支座是近断层区桥梁的薄弱环节，但通过支座破坏可耗散一定的地震动能量，从而有效减轻桥墩塑性破坏的风险，因而可通过提高支座的塑性变形能力增强其分担地震动总耗能的能力和效率。参考文献：Roferellees：[1]SOMERVILLEPG，SMITHNF，GRAVESRW．ModificationofEmpiricalStrongGroundMotionAttenuationRelationstoIncludetheAmplitudeandDurationE甚ectsofRuptureDirectivity[J]．SeismologicalResearchLetters，1997，68(1)：199—222．[2]MAKRISN，CHANGSP．EffectofViscous，Viacoplasticand7FrictionDampingontheResponseofSeismicIsolatedStructures[J]．EarthquakeEngineeringandStmctura]Dynamics,2000，29(1)：85—107。[3]杜修力，韩强，李忠献，等．5．12汶川地震中山区公÷路撬梁震害及磨示一W]．北京工业大学学报，2008，34i112)：1270二1279．DU。Xiu—li，HANQiang，LIZhong—xian，eta1．TheSeismicDamageofBridgesinthe2008WenchuartEarthquakeandLessonsfromItsDamage[J]．JournalofBeijingUniversityofTechnology，2008，34(12)：1270—1279．[4]王克海，孙永红，韦韩，等，汶川地震后对我国结构工程抗震的几点思考[J]．公路交通科技，2008，25(11)：54—59．WANGKe·hai，SUNYong-hong，WEIHan，eta1．CommentsonSeismicStrengtheningforStructuralEngineeringinChinaafterWenchuanEarthquake[J]．J删ofHighwayandTransportationResearchandDevelopment，2008，25(11)：54—59．[5]．李鸿晶，陆鸣。、温增平，等．汶川地震桥梁震害的特征[J]．南京工业大学学报：自然科学版，2009，31(1)：24—29．LIHong-jing，LUMing，WENZeng-ping，eta1．CharacteristicsofBridgeDamagesinWenchuanEarthquake[J]．JournalofNanjingUniversityofTechnology：NaturalSemnceEdition?2009，31(1)：24—29．[6]王东升，孙治国，。李晓莉，等．汶川大地震曲线梁桥。震害及破坏机理分析[J]．防灾减灾工程学报，2010，30(5)：572—579．，WANGDong-sheng，SUNZhi·guo，LI翟ao-li，eta1．SeismicD岬aseInvesti伊tionandFailureMechanlsmAnalysisofCurvedBridgesinWenchuanEarthquake[J]．JournalofDisasterPreventionandMitigationEngineering，2010，30(5)：572—579．[7]祝兵，崔圣爱，喻明秋．汶川地震跨断裂带小鱼洞大桥地震破坏分析[J]．公路交通科技，2010，27(I)：78—83．ZHUBing，CUISheng-ai，YUMing-qiu．AnalysisofSeismicFailureonXiaoyudongBridgeacrogsFaultZoneinWenchuanEarthquake[J]．JournalofHighwayandTransportationResearchandDevelopment，2010，27(1)：78—83．[8]贡金鑫，张勤，王雪婷．从汶川地震中桥梁震害看现行国内外桥梁抗震设计方法(二)：抗震设计与构造[J]．公路交通科技，20lO，27(10)：35—47．(下转第101页) 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