動水壓力構(gòu)橋梁地震影響

1、動水壓力構(gòu)橋梁地震影響 我國在西部山區(qū)、庫區(qū)、跨越大河、海灣處等地區(qū)建設(shè)了眾多的連續(xù)剛構(gòu)橋梁，這些橋梁不少是處于地震多發(fā)區(qū)的深水橋梁對連續(xù)剛構(gòu)橋梁抗震計(jì)算方法的研究主要集中在如何確定地震動輸入、考慮多點(diǎn)激振和行波效應(yīng)、各種復(fù)雜的非線性因素以及樁-土-結(jié)構(gòu)相互作用等1，動水壓力作用下連續(xù)剛構(gòu)橋梁抗震研究還不多見連續(xù)剛構(gòu)橋梁的薄壁高墩作為彈性結(jié)構(gòu)，在不同流體介質(zhì)中的動力特性和動力響應(yīng)有所不同2文獻(xiàn)3中研究了柔性圓柱體在高頻地震荷載下的動水力解析解，討論了水的附加質(zhì)量對結(jié)構(gòu)自振周期的貢獻(xiàn)及動力輻射阻尼的影響文獻(xiàn)4-6基于輻射波浪理論，推導(dǎo)了圓形、矩形橋墩動水壓力的半解析半數(shù)值解文獻(xiàn)7-8在Moris

2、on動水理論的基礎(chǔ)上，提出了動水壓力的簡化計(jì)算方法，推導(dǎo)解析解或半解析半數(shù)值解的方法，由于涉及較為復(fù)雜的數(shù)學(xué)問題，因此只能對簡單截面形狀的橋墩進(jìn)行近似分析，不便應(yīng)用于實(shí)際工程Morison方程中忽略了結(jié)構(gòu)對水的影響，適用于小尺寸結(jié)構(gòu)9采用模型試驗(yàn)的方法研究動水壓力，成本高，難度大，不宜進(jìn)行大量重復(fù)試驗(yàn)10目前，較常用的方法是借助于不同的有限元或邊界元數(shù)值方法來研究動水壓力11-12文獻(xiàn)13中取橋墩和水的基本未知量均為位移，利用有限元模型計(jì)算地震作用下橋墩的內(nèi)力和位移響應(yīng)，認(rèn)為忽略動水壓力將低估橋墩的地震響應(yīng)本文探討墩-水耦合有限元計(jì)算方法，研究動水壓力對連續(xù)剛構(gòu)橋梁地震響應(yīng)的影響1墩-水耦合有

3、限元計(jì)算方法假設(shè):流體是可壓縮的均勻流，無粘、無旋、無熱交換，小變形，流速遠(yuǎn)小于流體中的聲速基于上述假設(shè)，根據(jù)流體動量方程和連續(xù)方程，可以得到聲波動方程14在聲波動方程中引入散度和梯度的表達(dá)式，并利用Galerkin方法離散，引入有限元近似形函數(shù)，并考慮流固耦合界面的阻尼引起的能量損耗15，可得流固耦合界面流體的波動方程為式中:Pe為流體壓力;Ue為結(jié)構(gòu)位移;Mef為流體的質(zhì)量矩陣;Kef為流體的剛度矩陣;Cef為流體的阻尼矩陣;Re表示流固耦合界面的耦合質(zhì)量矩陣流固耦合界面考慮流體施加給結(jié)構(gòu)的動水壓力后，結(jié)構(gòu)的振動方程為MeUe+CeUe+KeUeRePe=Fe，(2)式中:Me為結(jié)構(gòu)質(zhì)量矩

4、陣;Ce為結(jié)構(gòu)阻尼矩陣;Ke為結(jié)構(gòu)剛度矩陣;Fe為外部荷載矩陣;RePe為流體壓力荷載矩陣在流固耦合界面上，流體的波動方程和結(jié)構(gòu)的振動方程不能夠單獨(dú)求解，需聯(lián)立求解，即對于非流固耦合界面的流體和固體，均按傳統(tǒng)的波動和振動方程求解Fluid30在ANSYS有限元軟件中能夠模擬流體介質(zhì)，并能與Solid45實(shí)體單元配合模擬流體和固體的相互作用Fluid30單元有8個(gè)節(jié)點(diǎn)，每個(gè)節(jié)點(diǎn)有4個(gè)自由度，分別為X、Y、Z方向的位移和壓力Fluid30單元中，參數(shù)MU為邊界導(dǎo)納(吸收系數(shù))，MU=0表示波無吸收，MU=1表示波被完全吸收根據(jù)橋墩截面形狀，將流體域取為相同截面形狀的柱體，并令最外層Fluid30單

5、元的吸收系數(shù)為1，模擬無限流體域?qū)β暡ǖ奈兆饔酶鶕?jù)該方法可建立墩-水耦合有限元模型2廟子坪岷江大橋概況及計(jì)算方案廟子坪岷江大橋?yàn)榈湫偷倪B續(xù)剛構(gòu)橋梁，并且是深水橋梁，簡化模型如圖1所示3#、6#過渡墩高度分別為675、854m，地震時(shí)入水深度分別為90、230m，且都是雙柱式矩形空心墩，單墩底部截面尺寸為45m64m，壁厚06m4#、5#主墩高度分別為1026、995m，地震時(shí)入水深度分別為488、440m，均為單柱式矩形空心墩，墩底截面尺寸為130m120m，壁厚為12m09m主梁采用單箱單室、三向預(yù)應(yīng)力混凝土箱型斷面主橋在兩岸過渡墩處各設(shè)一道GL480伸縮縫和2個(gè)GPZ10SX盆式支座該橋

6、在512汶川地震中破壞嚴(yán)重為了準(zhǔn)確計(jì)算橋墩形狀對動水壓力的影響，以及連續(xù)剛構(gòu)橋梁的動力響應(yīng)，主梁、各橋墩都按照實(shí)際尺寸建模將與連續(xù)剛構(gòu)橋梁相鄰的引橋簡支梁1/2跨簡化為集中質(zhì)量，施加在過渡墩墩頂，橋墩底部固結(jié)，按照雙向盆式支座的受力特點(diǎn)，3#、6#墩頂部與箱梁底部接觸的節(jié)點(diǎn)，耦合豎向自由度，橫向和縱向可相對滑動圖2為建立的有限元模型在計(jì)算中考慮橋面10cm厚的鋪裝層、重力作用、按照主要的施工階段分批張拉縱向預(yù)應(yīng)力鋼筋及預(yù)應(yīng)力損失，以便比較真實(shí)的反應(yīng)地震前連續(xù)剛構(gòu)橋梁的受力狀態(tài)計(jì)算分3步:重力和預(yù)應(yīng)力作用下的靜力分析;考慮地震荷載和動水壓力作用下的時(shí)程分析;將2步計(jì)算結(jié)果疊加得到最終結(jié)果3水體對

7、連續(xù)剛構(gòu)橋梁動力特性的影響連續(xù)剛構(gòu)橋梁動力特性分析是動力響應(yīng)分析29%、20%、27%、05%若僅考慮4#主墩，將其簡化為懸臂梁，不考慮上部結(jié)構(gòu)，水體引起的附加質(zhì)量相對于橋墩本身質(zhì)量的比值將增大，則在入水深度為488m時(shí)，4#墩的前四階頻率降低41%、39%、236%、232%;增大入水深度至878m，4#墩前四階頻率降低率為:357%、347%、330%、347%可見，入水深度、結(jié)構(gòu)形式是水體的基礎(chǔ)，自振特性決定了其動力反應(yīng)的特性該橋在考慮水體時(shí)，前四階頻率分別為:0271、0282、0388、0410Hz不考慮水體時(shí)，前四階頻率分別為:0272、0282、0388、0411Hz可以看出，水

8、體對前四階的頻率影響很小，頻率降低程度有限頻率越高，水體的影響越大，對前30階頻率，水體的影響能讓頻率降低8%以上;并且，水體對橫向振動頻率影響較大，縱向次之，豎向最小水體對連續(xù)剛構(gòu)橋梁的振型影響很小，不論考慮水體與否，各階振型基本不變考慮水體影響時(shí)，第一第五階振型如圖3所示該橋第三階和第六階振型分別是6#墩和3#墩的縱向彎曲振型由振型可知，連續(xù)剛構(gòu)橋梁橫向剛度小于縱向剛度，縱向剛度小于豎向剛度，該橋在地震中將以橫向振動為主，本文中主要分析水體對該橋橫向振動的影響結(jié)構(gòu)在水中振動時(shí)，自振頻率降低率主要與水體引起的附加質(zhì)量相對于結(jié)構(gòu)本身質(zhì)量的比值有關(guān)入水深度越大，附加質(zhì)量越大，降低率越大當(dāng)3#6#

9、墩的入水深度分別達(dá)到480、878、830、620m時(shí)，前四階的頻率將分別降低.4動水壓力對連續(xù)剛構(gòu)橋梁動力響應(yīng)的影響廟子坪岷江大橋位于龍門山斷裂帶主中央斷裂帶的右側(cè)，汶川臥龍地震監(jiān)測臺站在主中央斷裂帶的左側(cè)兩者距震中都很近，地質(zhì)條件也相似，地震波在傳遞過程中衰減基本一致取該臺站所測加速度記錄作為地震荷載橋址處地震烈度為度，主震期間X方向地震加速a隨時(shí)間t變化如圖4所示值加速度都接近6m/s2可見實(shí)際地震烈度和峰值加速度遠(yuǎn)超過本地原抗震設(shè)防烈度度和地震動峰值加速度098m/s2強(qiáng)烈的地震動將導(dǎo)致結(jié)構(gòu)強(qiáng)烈振動，該橋?qū)⑹艿捷^大的動水壓力41動水壓力對連續(xù)剛構(gòu)橋梁位移的影響為了準(zhǔn)確得到動水壓力對連續(xù)

10、剛構(gòu)橋梁位移的影響，在箱梁頂部和過渡墩上布置了數(shù)個(gè)節(jié)點(diǎn)，如圖2所示其中，節(jié)點(diǎn)11、14分別位于3#、6#墩頂部，節(jié)點(diǎn)2、8分別位于節(jié)點(diǎn)11、14正上方的箱梁由表1可知，動水壓力對各節(jié)點(diǎn)橫向位移峰值的影響不一致說明連續(xù)剛構(gòu)橋梁受到動水壓力的影響，箱梁左側(cè)大于箱梁右側(cè)，箱梁右側(cè)大于中跨跨中，跨中大于6#墩，6#墩大于3#墩主要原因是4#墩、5#墩、6#墩、3#墩入水深度不一致，依次減小;節(jié)點(diǎn)2、11位移峰值不同，節(jié)點(diǎn)8、14位移峰值也不同，雙向盆式支座能提供的橫向約束極小，箱梁端部將在支座上滑動，產(chǎn)生橫向相對位移由圖5、6可知，過渡墩與箱梁的振動頻率不一致，這將增大滑動量A段梁端橫向相對位移峰值:

11、無水時(shí)為0148m，有水時(shí)為0181m，增量為218%;箱梁D段梁端橫向相對位移峰值:無水時(shí)為0187m，頂部在考慮水作用和不考慮水作用的情況下，節(jié)點(diǎn)2、11在X方向位移(UX)如圖5、圖6所示各節(jié)點(diǎn)的峰值位移以及增量如表1有水時(shí)為0217m，增量為161%可見動水壓力對梁端在支座上的滑動量影響較大，影響程度A段大于D段，原因是4#墩的高度、入水深度都大于5#墩，4#墩與3#墩入水深度的差值，也大于5#墩與6#墩入水深度的差值進(jìn)一步研究發(fā)現(xiàn):梁端各節(jié)點(diǎn)的橫向位移峰值大于中跨跨中節(jié)點(diǎn)，箱梁產(chǎn)生了相對于中跨跨中的橫向彎曲無水和有水時(shí)，節(jié)點(diǎn)2相對于節(jié)點(diǎn)5的位移峰值分別為0125和0138m，增量為1

12、05%;節(jié)點(diǎn)8相對于節(jié)點(diǎn)5的位移峰值分別為0140和0155m，增量為102%動水壓力對連續(xù)剛構(gòu)橋梁的橫向彎曲有明顯影響，影響程度A段略大于D段，這也與主墩的入水深度相關(guān)該橋產(chǎn)生的橫向位移、橫向相對位移及橫向彎曲都是非對稱的，這是由連續(xù)剛構(gòu)橋梁結(jié)構(gòu)本身不對稱引起動水壓力增大了結(jié)構(gòu)的振動位移;各墩入水深度不同，放大了不對稱振動，加劇了汶川地震中連續(xù)剛構(gòu)箱梁端部和橫向擋塊之間的碰撞，以及對支座的破壞42動水壓力對連續(xù)剛構(gòu)橋梁內(nèi)力的影響主墩底部是連續(xù)剛構(gòu)橋梁受力最不利位置之一從4#墩底部沿墩身向上，在每增高10m處取一截面并求出該截面內(nèi)力(反力在X方向的分量FX;繞Y軸的彎矩MY)在地震反應(yīng)中的峰值

13、，可得到內(nèi)力沿墩高的包絡(luò)圖，如圖7所示由圖7可見:FX峰值在墩底處最大，墩梁固結(jié)處次之，橋墩中上部最小動水壓力對FX的峰值增量的影響，在墩底處最大(正向?yàn)?405%，負(fù)向?yàn)?672%);中上部較小，從中上部向上至墩梁固結(jié)處有所增加;4#橋墩的淹沒深度為488m，從該位置往下，動水壓力的影響逐漸增大MY從墩梁固結(jié)處向下，先增大，后減小，再增大，在墩底處達(dá)到最大值動水壓力對MY峰值增量的影響，也是在墩底處最大，正向增量為1208%，負(fù)向增量為519%動水壓力對5#墩FX和MY峰值影響與4#墩相似，也是墩底最大，墩底內(nèi)力峰值增量分別為:FX正向722%，負(fù)向1411%;MY正向661%，負(fù)向203%

14、可見:動水壓力對主墩尤其是墩底的內(nèi)力影響明顯，需要高度重視;主墩的入水深度不同，動水壓力對兩主墩內(nèi)力影響程度也不同動水壓力引起兩墩內(nèi)力的增量，將增大地震中兩主墩受力復(fù)雜位置(如底部棱線上、墩梁結(jié)合處等)出現(xiàn)裂縫的可能性，這與該橋震后調(diào)查報(bào)告中主墩底部、墩梁結(jié)合處出現(xiàn)多條裂縫的震害吻合的圖8為動水壓力對箱梁截面橫向彎矩峰值的影響由圖8可知，箱梁橫向彎矩峰值，A段、D段中部截面最大，中跨跨中截面較小，在A段、D段靠近過渡墩截面處最小A段中部截面正向增量為746%，D段中部截面正向增量為507%A段、D段中部截面正向增量的差異，主要是由4#墩、5#墩入水深度不同引起可見，除了A段、D段端部外，動水壓力對箱梁的彎矩影響較大，這是該橋箱梁在地震中出現(xiàn)大量裂縫不可忽視的原因5結(jié)論(1)該橋動力特性受到水體影響很小，前30階頻率最大降低率僅8%左右，振型基本不變(2)該橋在汶川地震中受到動水壓力的影響很大:箱梁橫向位移峰值增量在10%20%之間，主墩內(nèi)力峰值增量最大值約170%，箱梁內(nèi)力峰值增量最大值約為75%，主要是地震時(shí)橋址處烈度很高、加速度大、