考慮地震碰撞效應(yīng)的雙柱式高墩橋梁地震響應(yīng)特性分析

考慮地震碰撞效應(yīng)的雙柱式高墩橋梁地震響應(yīng)特性分析

0結(jié)構(gòu)地震碰撞研究隨著道路交通的推移，中國西南部的許多公路經(jīng)過了復(fù)雜的高海拔地震區(qū)，修建了大量的橋梁。其中，直徑連續(xù)梁橋和側(cè)面連續(xù)橫截面系統(tǒng)梁橋發(fā)揮著主導(dǎo)作用。然而,強(qiáng)烈的地震作用對此類橋梁的破壞作用是巨大的,其抗震設(shè)防的合理與否是生命線工程在災(zāi)后能否發(fā)揮作用的重要因素之一。目前,有關(guān)山區(qū)高墩橋梁的抗震性能研究大多集中在大跨連續(xù)剛構(gòu)橋,對于量大面廣的中小跨徑雙柱式高墩梁橋抗震性能進(jìn)行深入研究的文獻(xiàn)卻很少見。對于此類橋梁的抗震分析通常簡化為單墩模型,采用反應(yīng)譜法進(jìn)行。然而,在強(qiáng)烈地震作用下,橋跨結(jié)構(gòu)將表現(xiàn)出各種非線性結(jié)構(gòu)行為,這些行為不僅包括由于墩柱產(chǎn)生塑性鉸區(qū)而表現(xiàn)出的材料非線性特性,而且還包括各種邊界條件非線性因素,諸如伸縮縫處的梁間碰撞效應(yīng)、板式支座的滑動(dòng)性能以及橋臺(tái)與填土的相互作用等。因此,在目前基于性能的抗震設(shè)計(jì)思想被越來越重視的背景下,針對我國橋梁建設(shè)的實(shí)際情況,對常用中小跨徑雙柱式高墩橋梁進(jìn)行考慮包括梁間碰撞效應(yīng)在內(nèi)的各種非線性因素的地震響應(yīng)特性研究很有必要。在過去30年,地震中有關(guān)橋梁結(jié)構(gòu)物間的碰撞現(xiàn)象已有諸多文獻(xiàn)報(bào)道。如在1971年美國圣費(fèi)爾南多(SanFernando)地震中,觀察到帶有座式橋臺(tái)的公路橋梁由于橋面板之間以及橋面與橋臺(tái)之間的碰撞而引發(fā)了廣泛的破壞;在1989年美國洛馬·普里埃塔(LomaPrieta)地震中ChinaBasin/Southern高架橋I-280截面處,因下層路面與支承上層路面的橋墩之間在地震中發(fā)生了沖撞,導(dǎo)致橋墩和下層路面都發(fā)生了中等程度的破壞現(xiàn)象;1995年日本Hanshin高速公路橋橋面在Kobe地震中產(chǎn)生0.30m的縱向位移,過大的縱向振動(dòng)所引起的相鄰結(jié)構(gòu)間的相互碰撞導(dǎo)致橋梁結(jié)構(gòu)嚴(yán)重破壞;在我國1976年的唐山大地震中,灤河大橋的嚴(yán)重落梁破壞曾引起橋梁抗震工作者們的關(guān)注,他們對震害現(xiàn)象進(jìn)行的各種解釋中在不同程度上都提到了碰撞作用;我國在2008年發(fā)生的汶川地震中同樣在多處觀察到了梁式體系橋伸縮縫處防撞欄桿或護(hù)欄的撞擊損壞。國外對橋梁伸縮縫間的碰撞現(xiàn)象研究得較早也較為深入,研究者為了在理論上對碰撞作用進(jìn)行模擬,已經(jīng)發(fā)展了各種模擬碰撞現(xiàn)象的方法,這些方法主要有基于碰撞動(dòng)力學(xué)的恢復(fù)系數(shù)法和接觸單元法2類,接觸單元法又可分為線性彈簧單元、線性彈簧阻尼器單元(Kelvin模型)、非線性彈簧單元(Hertz模型)、非線性彈簧阻尼器單元(Hertz-damp模型)、改進(jìn)的Hertz-damp模型以及三維-接觸摩擦模型等幾種。我國對該領(lǐng)域的研究目前還處于起步階段,至目前有關(guān)橋梁結(jié)構(gòu)地震碰撞問題研究的文獻(xiàn)還很少。本文以西南山區(qū)線路中常用的雙柱式高墩橋梁為研究對象,建立典型橋跨結(jié)構(gòu)的空間動(dòng)力分析模型,采用非線性動(dòng)力時(shí)程分析法,詳細(xì)研究了考慮碰撞效應(yīng)時(shí)橋梁結(jié)構(gòu)的地震響應(yīng)特性,并探討了碰撞接觸單元?jiǎng)偠?、間隙寬度、橋臺(tái)剛度以及板式橡膠支座滑動(dòng)性能等因素對橋梁結(jié)構(gòu)動(dòng)力響應(yīng)的影響。1有限元模型建立某高速公路常用中小跨徑連續(xù)梁橋設(shè)計(jì)荷載等級為公路-I級,整幅式路基寬度為26m,雙柱式橋墩為配合預(yù)應(yīng)力混凝土T梁使用的鋼筋混凝土變截面高墩,雙柱墩間距為15.3m。墩高大于30m時(shí),墩身采用變截面空箱形結(jié)構(gòu),墩高在20～40m之間時(shí),墩身采用實(shí)心矩形變截面,變截面橋墩縱橋向沿高度均設(shè)有80∶1的坡度。選取墩高為30m的4跨簡支梁橋?yàn)榛鶞?zhǔn)模型,并考慮不同的墩高布置形式進(jìn)行分析,所建立的有限元模型立面示意圖如圖1所示。計(jì)算模型的建立采用大型有限元通用分析軟件ANSYS實(shí)現(xiàn),模型中上部結(jié)構(gòu)T梁采用空間彈性梁單元(BEAM44)按照單根主梁建模,40m跨徑單幅橋跨T梁截面面積為5.86m2,上部結(jié)構(gòu)單幅T梁每孔質(zhì)量(包括二期恒載)為1020t。伸縮縫處的碰撞作用通過Kevin模型來模擬,板式橡膠支座的縱向剪切剛度采用縱向彈簧模擬。計(jì)算中還考慮了橋臺(tái)的縱向約束作用,分別考慮2種不同剛度值的臺(tái)后填土情況。本文著重考慮各種非線性邊界條件因素的影響,未考慮墩柱的彈塑性性能,假定橋墩在彈性范圍內(nèi)工作,橋跨結(jié)構(gòu)各種邊界非線性特性值的模擬及確定方法詳見第2節(jié)中的敘述。計(jì)算時(shí)輸入地震動(dòng)選取了3條實(shí)際的強(qiáng)震記錄,如表1所列。在時(shí)程分析之前,首先對基準(zhǔn)模型進(jìn)行了模態(tài)分析,得出橋跨結(jié)構(gòu)縱向振動(dòng)基本周期值為2.12s,基本振型為橋墩縱橋向同向彎曲。2橋梁結(jié)構(gòu)的非線性邊界條件的模擬2.1anasas懸架模型的建立目前,在模擬橋梁結(jié)構(gòu)地震碰撞作用時(shí)多采用由線性彈簧與阻尼器并聯(lián)而成的Kevin碰撞間隙單元,線性彈簧用來模擬撞擊力,阻尼器用來模擬碰撞過程中的能量耗散作用。Jankowski的研究指出只要參數(shù)選取合理,Kevin模型能夠給出與試驗(yàn)結(jié)果比較吻合的結(jié)果。由于碰撞,在兩相鄰橋跨之間所產(chǎn)生的碰撞力可表示為:F={kk(d+d0)+ckvd+d0<00d+d0>0,(1)F={kk(d+d0)+ckv0d+d0<0d+d0>0,(1)式中,kk為連接彈簧的剛度;ck為阻尼系數(shù);v為相對速度;d為彈簧的變形值;d0為初始間隙。根據(jù)碰撞過程中的能量守恒關(guān)系,可以建立起阻尼系數(shù)ck與碰撞恢復(fù)系數(shù)e之間的關(guān)系:ck=2ζ√kkm1m2m1+m2?(2)ζ=-lne√π2+(lne)2。(3)Kelvin模型的組成結(jié)構(gòu)及其恢復(fù)力特性如圖2所示。在ANSYS軟件中可用非線性彈簧單元(COMBIN40)來模擬這一特性,它由彈簧-滑移元件與阻尼器并聯(lián),再與一間隙單元串聯(lián)組成,在應(yīng)用這一單元時(shí)可以根據(jù)需要分別考慮其質(zhì)量、滑移、阻尼及間隙等特性值。根據(jù)以往研究成果,混凝土構(gòu)件間的碰撞恢復(fù)系數(shù)可取為0.65。對于本文的算例,上部結(jié)構(gòu)T梁混凝土彈性模量E=3.45×104MPa,橫截面面積A=5.86m2,主梁跨徑為40m,碰撞彈簧剛度若按主梁軸向剛度取值,則有EA/L=5.0×106kN/m;上部結(jié)構(gòu)單幅T梁每孔質(zhì)量為m=5.86×105kg,則由公式(2)可求得阻尼系數(shù)ck=3.1×105(kN·s)/m。2.2橋臺(tái)荷載-變形關(guān)系和剛度值的計(jì)算橋臺(tái)是橋梁結(jié)構(gòu)的端部支承構(gòu)件,在強(qiáng)震作用下,橋臺(tái)的受力行為對整體橋跨結(jié)構(gòu)的地震響應(yīng)具有重要影響。關(guān)于橋臺(tái)在橋梁抗震分析中的具體模擬方法在我國橋梁抗震設(shè)計(jì)規(guī)范中沒有具體規(guī)定,而美國現(xiàn)行的橋梁抗震設(shè)計(jì)規(guī)范中,均規(guī)定在橋梁抗震分析動(dòng)力計(jì)算模型中以等效的線性彈簧單元來模擬橋臺(tái)-填土體系的作用?，F(xiàn)行的加州交通部橋梁抗震設(shè)計(jì)規(guī)范給出了一種彈塑性的力-位移關(guān)系來模擬橋臺(tái)-填土的非線性特性,這一模型是Romstadt和Maroney等人于1995年進(jìn)行的2個(gè)足尺橋臺(tái)模型試驗(yàn)結(jié)果為基礎(chǔ)的。這一模型能較好地預(yù)測以粘性土為填料,高度為1.7m橋臺(tái)的荷載-變形關(guān)系。近幾年來,在美國加州交通部的資助下,加州大學(xué)一些學(xué)者對橋臺(tái)的承載能力及荷載-變形關(guān)系進(jìn)行了更為深入的試驗(yàn)研究及理論分析。結(jié)合這些最新研究成果,本文在SDC(2006)規(guī)定的基礎(chǔ)上,推薦了一種新的彈塑性橋臺(tái)荷載-變形關(guān)系如下:kabut=k50?w?f,(4)Ρbw=Ae?Fult?f?(5)式中,kabut為橋臺(tái)的彈性剛度;Pbw為臺(tái)后填土屈服荷載;k50為填土平均彈性剛度,對于粘性土取14.5kN/mm,對于沙土取為粘性土的2倍,即29.0kN/mm;Fult為土體極限抗力值,取260kPa;f為橋臺(tái)高度修正因子,對于粘性土,f=H/1.7,對于沙土f=(H/1.7)1.5;Ae為橋臺(tái)與填土的有效接觸面積。這一模型依然采用彈塑性的力-變形關(guān)系,便于實(shí)際應(yīng)用,同時(shí)吸收了最新研究成果,擴(kuò)大了其應(yīng)用范圍,并重新考慮了不同橋臺(tái)高度的修正因子計(jì)算方法,從而由此計(jì)算的橋臺(tái)荷載-變形關(guān)系將會(huì)更加符合實(shí)際情況。按照上述方法,根據(jù)常用的橋臺(tái)類型,考慮了2種臺(tái)后填土情況(粘性土和沙土),得到了2種橋臺(tái)剛度值,分別代表剛度較弱和剛度較大的情況。所確定的2種橋臺(tái)剛度值分別為k1=2.6×105kN/m和k2=4.6×106kN/m。2.3雙線性恢復(fù)力模型在我國山區(qū)典型標(biāo)準(zhǔn)跨徑簡支及連續(xù)梁橋中,上部結(jié)構(gòu)多采用多片T梁,每片梁兩端底部各設(shè)置一個(gè)板式橡膠支座,且橡膠支座直接放置于墩頂,墩頂和梁底的接觸面沒有螺栓連接。這種結(jié)構(gòu)形式在較大的地震作用下,墩頂或梁底與支座的接觸面之間可能會(huì)產(chǎn)生滑動(dòng),當(dāng)板式橡膠支座與墩頂或梁底接觸面之間產(chǎn)生滑動(dòng)后,通常采用的線性恢復(fù)力模型與實(shí)際地震反應(yīng)情況可能會(huì)有較大的出入,此時(shí)應(yīng)采用雙線性恢復(fù)力模型來反應(yīng)橡膠支座與墩頂或梁底接觸面之間的滑動(dòng)性能,如圖3所示。在計(jì)算模型中仍然采用非線性彈簧單元(COMBIN40)來模擬這一特性,模型中主梁與橋墩蓋梁間的連接通過單主梁伸出剛臂進(jìn)行單支座連接實(shí)現(xiàn),對于40mT梁設(shè)置的單個(gè)橡膠支座縱向剪切剛度取值為3500kN/m。板式橡膠支座與混凝土面間的滑動(dòng)摩擦系數(shù)按0.15考慮,而單支座恒載反力為800kN,則其臨界屈服力為120kN,臨界滑動(dòng)位移為3.43cm。3主要?jiǎng)恿憫?yīng)分析對僅考慮碰撞作用引起的非線性特性的算例模型進(jìn)行了詳細(xì)的時(shí)程分析,碰撞接觸單元的初始間隙寬度按設(shè)計(jì)取用為6cm。計(jì)算時(shí)將地震動(dòng)加速度峰值統(tǒng)一調(diào)整為0.4g,相當(dāng)于8度設(shè)防烈度地區(qū)罕遇地震作用下的地震動(dòng)水平。在ElCentro波縱向輸入情況下橋跨結(jié)構(gòu)的主要?jiǎng)恿憫?yīng)結(jié)果時(shí)程曲線如圖4～圖7所示,圖8給出各地震波輸入情況下1#縫處梁間碰撞力時(shí)程曲線。通過對比考慮碰撞作用與不考慮碰撞作用的分析結(jié)果,可以得出以下一些主要結(jié)論:(1)當(dāng)考慮碰撞效應(yīng)時(shí),由于碰撞引起的邊界條件非線性的存在,將使橋跨結(jié)構(gòu)整體動(dòng)力響應(yīng)不再關(guān)于橋中心對稱。(2)由于碰撞的發(fā)生限制了梁體的自由運(yùn)動(dòng),將使得中間橋跨主梁位移峰值減小,但當(dāng)不考慮橋臺(tái)處的碰撞作用時(shí),碰撞將使邊跨梁體位移峰值有所增大。(3)碰撞作用限制了相鄰梁體間的相向運(yùn)動(dòng),并消耗掉部分能量,使得伸縮縫處梁端相對位移峰值減小,同時(shí),碰撞作用的存在使得各橋墩墩頂位移及墩底內(nèi)力值減小。(4)碰撞發(fā)生時(shí),將在梁體中產(chǎn)生較大的短時(shí)加速度脈沖效應(yīng)。(5)碰撞效應(yīng)主要發(fā)生在接近橋臺(tái)處的1#縫和3#縫處,位于橋中心的2#縫碰撞效應(yīng)并不明顯。4橋-地震撞災(zāi)反應(yīng)的影響因素分析4.1梁橋等效kelren撞擊模型的建立及驗(yàn)證盡管Kelvin接觸單元模型適合于模擬結(jié)構(gòu)碰撞問題,但在運(yùn)用Kelvin模型對地震碰撞作用進(jìn)行模擬時(shí),其中的碰撞單元接觸剛度是一個(gè)獨(dú)立的參量,其取值缺乏依據(jù)。在以往的研究中通常假定很大的彈簧剛度,但這將導(dǎo)致很大的碰撞力,還可能引起數(shù)值計(jì)算的收斂問題。針對這一問題,Malhotra采用經(jīng)典直桿共軸碰撞理論分析鄰梁碰撞問題,建立了鄰梁碰撞恢復(fù)系數(shù)的計(jì)算方法。我國學(xué)者王東升等認(rèn)為橋梁結(jié)構(gòu)間的碰撞介于剛體碰撞與直桿共軸碰撞之間可能更為合理,并利用美國加州強(qiáng)震觀測計(jì)劃(CSMIP)獲得的碰撞強(qiáng)震記錄,估計(jì)了碰撞彈簧剛度約為0.31～0.56倍較短主梁的軸向剛度。但其采用的地震波有限,這種估計(jì)存在一定局限性。此外,碰撞彈簧剛度與碰撞截面性質(zhì)及相鄰結(jié)構(gòu)碰撞前的接近速度也有關(guān),這些參數(shù)對碰撞接觸剛度的影響必須考慮。近年來人們對于橋梁碰撞問題的分析中,通常將碰撞單元?jiǎng)偠热橄噜徚后w的軸向剛度值,即EA/L。李忠獻(xiàn)和岳福青等運(yùn)用Hertz接觸剛度理論,按最大撞擊力與最大撞擊變形的比值考慮波動(dòng)效應(yīng),建立了等效的Kelvin撞擊模型碰撞剛度的確定方法,并給出適于城市梁橋地震碰撞反應(yīng)分析的k值,其取值范圍為3×105～6×105kN/m。他們對于Hertz接觸剛度的取值是依據(jù)VanMier等對混凝土構(gòu)件間碰撞試驗(yàn)研究得出的,Muthukumar認(rèn)為VanMier等的試驗(yàn)主要針對小型構(gòu)件,其結(jié)果不適合橋梁主梁這種大構(gòu)件間的碰撞反應(yīng)。鑒于Hertz接觸剛度是兩接觸體幾何形狀的函數(shù),Muthukumar將發(fā)生碰撞的鄰梁按質(zhì)量等效為球體,它們分別具有半徑R1和R2,此時(shí)Hertz接觸剛度可表示為:kh=43(1-ν21E1+1-ν22E2)(R1R2R1+R2)1/2,(6)式中,ν1、ν2、E1、E2分別為相鄰結(jié)構(gòu)的泊松比和彈性模量。對于本文上部結(jié)構(gòu)單幅T梁,其每孔質(zhì)量為m=5.86×105kg,材料密度取ρ=2600kg/m3,則可按式(7)求得與梁體質(zhì)量等效的球體半徑為:R=3√3m4πρ=3.825m。(7)若取混凝土材料的泊松比為0.2,彈性模量E=3.45×104MPa,則可得出其等效的Hertz接觸剛度值為kh=3.31×107kN/m3/2。文獻(xiàn)推導(dǎo)出的等效Kelvin撞擊模型碰撞剛度的表達(dá)式如下:k=max(Fh)max(δ)=[V21m1m2(m1+m2)?54]15?(kh)45?(8)式中,Fh為由Hertz模型計(jì)算的碰撞力;δ為撞擊變形;V1為相鄰梁體的相對速度。如算例模型1#縫處在加速度峰值為0.4g的ElCentro波輸入下,其最大梁端相對速度為0.78m/s,據(jù)此可求得等效Kelvin模型中彈簧剛度值為k=1.2×107kN/m?？梢娺@一等效剛度約為梁體軸向剛度的2.4倍。為了解碰撞剛度的取值對橋梁碰撞反應(yīng)分析結(jié)果的影響,令碰撞剛度取值從10kN/m到1.0×1010kN/m變化,以加速度峰值為0.4g的ElCentro波為地震動(dòng)輸入,分別計(jì)算橋梁的地震響應(yīng)。圖9給出當(dāng)接觸單元取用不同碰撞剛度值時(shí),1#墩頂位移及1#墩底彎矩值與不考慮碰撞時(shí)的比值變化情況?？梢?從橋墩的位移和內(nèi)力響應(yīng)來看,當(dāng)碰撞剛度值k≤1.0×104kN/m時(shí),碰撞作用的考慮對橋墩地震反應(yīng)結(jié)果幾乎沒有影響;而當(dāng)1.0×104kN/m≤k≤5.0×106kN/m(主梁軸向剛度)時(shí),比值經(jīng)歷了一個(gè)過渡段,隨著碰撞剛度的增加這一比值不斷減小,且當(dāng)碰撞剛度值取主梁軸向剛度時(shí)達(dá)到最小。當(dāng)碰撞剛度值介于1.0×106～1.0×107kN/m之間時(shí)(0.2～2.0倍主梁軸向剛度),橋墩的位移及內(nèi)力響應(yīng)關(guān)于剛度的變化并不敏感。當(dāng)k≥5.0×107kN/m時(shí),墩頂位移比及墩底彎矩比將趨于一個(gè)穩(wěn)定的值。分析還表明,梁體的加速度響應(yīng)和接觸單元的碰撞力均隨著剛度取值的增大而不斷增大,當(dāng)k≥5.0×107kN/m時(shí),其值變化趨勢不穩(wěn)定,且當(dāng)k≥1.0×109kN/m時(shí),將產(chǎn)生很大的碰撞力結(jié)果,這將與實(shí)際情況不符。綜合以上分析,當(dāng)接觸單元碰撞剛度取值在0.1～10倍主梁軸向剛度范圍內(nèi)變化時(shí),從工程的角度來看,均能達(dá)到分析橋梁結(jié)構(gòu)碰撞效應(yīng)的目的,但需綜合考慮結(jié)構(gòu)加速度響應(yīng)和碰撞力結(jié)果來確定更加合理的碰撞剛度值。本文結(jié)合Muthukumar的觀點(diǎn),運(yùn)用李忠獻(xiàn)和岳福青等提出的等效Kelvin模型撞擊剛度確定方法得出的剛度參數(shù)取值結(jié)果(1.2×107kN/m),是一個(gè)比較理想的取值?？梢?在橋梁結(jié)構(gòu)碰撞響應(yīng)分析中關(guān)于碰撞單元?jiǎng)偠鹊暮侠砣≈凳且粋€(gè)比較復(fù)雜的問題,其合理取值范圍有待進(jìn)一步通過實(shí)橋模型振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)進(jìn)行研究。4.2橋臺(tái)約束作用為了解不同的橋臺(tái)剛度約束對橋梁結(jié)構(gòu)非線性地震響應(yīng)特性的影響,分別考慮了2種橋臺(tái)剛度值(即k1=2.6×105kN/m和k2=4.6×106kN/m),梁間碰撞單元的剛度按上節(jié)中確定的結(jié)果取為1.2×107kN/m,相鄰梁體間以及梁體與橋臺(tái)之間的間隙寬度均按設(shè)計(jì)值6cm取用。計(jì)算時(shí)對于每一條地震波分別考慮了3種不同的地震動(dòng)強(qiáng)度(0.2g、0.4g和0.6g)。圖10、圖11給出不同橋臺(tái)約束剛度情況下,橋跨結(jié)構(gòu)1#伸縮縫處梁體相對位移和1#墩頂位移與不考慮橋臺(tái)約束作用時(shí)的比值隨不同地震波及不同地震動(dòng)強(qiáng)度的變化情況。從分析結(jié)果可以看出:(1)考慮橋臺(tái)的約束剛度后,橋跨結(jié)構(gòu)主要位移及內(nèi)力響應(yīng)整體上比不考慮橋臺(tái)作用要小,而且隨著地震動(dòng)強(qiáng)度的增加和橋臺(tái)剛度的增大,橋臺(tái)的約束作用將更加明顯。(2)就3條地震波而言,Northridge波輸入下橋臺(tái)的約束作用最為明顯,ElCentro波次之,而在Taft波輸入情況下只有當(dāng)加速度峰值較大時(shí)(0.6g),橋臺(tái)的約束作用才比較明顯;在0.4g的Taft波輸入時(shí)且橋臺(tái)剛度較弱的情況下,2#梁體位移值、墩頂位移及墩底彎矩值卻有所增大,這說明輸入地震動(dòng)頻譜特性對橋跨結(jié)構(gòu)的地震響應(yīng)具有較大影響。(3)橋臺(tái)的縱向約束作用對2#縫處碰撞效應(yīng)的影響比較顯著,考慮橋臺(tái)作用后2#縫處梁端相對位移將有所增大,即考慮橋臺(tái)約束剛度后將使得2#縫處發(fā)生碰撞,其碰撞次數(shù)少但碰撞力較大。(4)當(dāng)?shù)卣饎?dòng)水平較高時(shí)(PGA≥0.4g),考慮橋臺(tái)約束剛度后碰撞作用較為明顯,使得梁體加速度響應(yīng)進(jìn)一步被放大,如橋臺(tái)約束剛度為k1時(shí),放大倍數(shù)為1.06～1.93,橋臺(tái)約束剛度為k2時(shí),放大倍數(shù)可達(dá)1.73～2.68。(5)從碰撞力的情況來看,考慮橋臺(tái)約束剛度后,將使得1#縫處的碰撞力增大,且橋臺(tái)剛度越大碰撞力越大,如在0.4g的ElCentro波輸入下,橋臺(tái)剛度為k2時(shí),1#縫處碰撞力是不考慮橋臺(tái)剛度時(shí)的2.7倍。(6)橋臺(tái)處的碰撞力隨著橋臺(tái)剛度的增大而增大,本文考慮的2種剛度情況下,橋臺(tái)均未達(dá)到其屈服力?？梢?橋臺(tái)的約束作用對橋跨結(jié)構(gòu)整體地震響應(yīng)具有重要影響。當(dāng)橋跨結(jié)構(gòu)不是很長時(shí),橋臺(tái)剛度的約束作用將使得梁間碰撞效應(yīng)增強(qiáng),從而產(chǎn)生很大的碰撞力,這將導(dǎo)致梁端混凝土易于發(fā)生局部破損、剝落等震害。4.3間隙寬度的影響分析為了分析不同梁間距情況下碰撞效應(yīng)對橋梁結(jié)構(gòu)地震響應(yīng)結(jié)果的影響,仍以前述3條地震波作為地震動(dòng)輸入,并將其峰值加速度調(diào)整為0.4g,分別選取梁間距為2、4、6、8、10、12cm,對算例模型進(jìn)行非線性時(shí)程響應(yīng)分析,分析按考慮與不考慮橋臺(tái)縱向約束剛度(k2=4.6×106kN/m)2種情況進(jìn)行。圖12給出考慮橋臺(tái)作用時(shí)1#縫相鄰梁體間相對位移隨間隙寬度的變化情況,圖13為1#墩頂位移隨間隙寬度的變化情況,圖14、圖15為1#縫處梁間碰撞次數(shù)及碰撞力大小隨間隙寬度的變化情況。文章限于篇幅沒有列出有關(guān)2#縫的圖形結(jié)果,但對其計(jì)算結(jié)果及規(guī)律仍然做了總結(jié)。通過分析橋梁結(jié)構(gòu)的地震響應(yīng),可以得出以下一些主要結(jié)論:(1)就考慮橋臺(tái)剛度的情況而言,隨著間隙寬度的增加,由于在地震動(dòng)作用下梁體的可運(yùn)動(dòng)范圍擴(kuò)大,從而梁體的位移響應(yīng)將增大,因此,1#縫處梁端相對位移及支座位移也將隨間隙寬度的增大而增大;但對于2#縫處,由于相鄰2跨梁體同步運(yùn)動(dòng)的程度較高,當(dāng)間隙寬度大于8cm時(shí),在ElCentro波和Taft波輸入下橋跨結(jié)構(gòu)輕微碰撞或無碰撞發(fā)生,此時(shí)2#縫處相對位移及支座位移將隨間隙寬度的增大而減小。(2)橋墩的位移及內(nèi)力響應(yīng)總體上隨著間隙寬度的增加呈現(xiàn)線性增大的趨勢。但在Taft波輸入下,當(dāng)不考慮橋臺(tái)剛度時(shí)1#墩頂位移及墩底彎矩值隨著間隙寬度的增加略有減小的趨勢?？紤]橋臺(tái)剛度時(shí),橋墩的位移及內(nèi)力響應(yīng)受間隙寬度值的影響較大,當(dāng)間隙寬度在2～12cm間變化時(shí),最大墩底彎矩值是最小值的1.6～2.2倍,最大墩頂位移可達(dá)最小值的1.8～2.8倍;當(dāng)間隙寬度較大時(shí)(8～12cm),在ElCentro波和Taft波輸入下橋跨結(jié)構(gòu)碰撞效應(yīng)不明顯或無碰撞發(fā)生,此時(shí)墩頂位移及墩底彎矩值受間隙寬度變化的影響較小。(3)無論考慮橋臺(tái)的縱向約束作用與否,當(dāng)間隙寬度從2～12cm變化時(shí),隨著間隙寬度的增加,梁體間發(fā)生地震碰撞的次數(shù)將不斷減少。(4)從梁間碰撞力的量值來看,其總體趨勢隨著間隙寬度的增加而減小,但在Northridge波輸入下,當(dāng)考慮橋臺(tái)剛度時(shí)碰撞力隨著間隙寬度的增加而有所增大,且產(chǎn)生的碰撞力較大;同時(shí),考慮橋臺(tái)剛度作用后,梁間碰撞力將顯著增大。(5)對比考慮與不考慮橋臺(tái)剛度作用情況下的橋梁位移及內(nèi)力地震響應(yīng)結(jié)果可以看出,當(dāng)考慮橋臺(tái)剛度作用時(shí),橋跨結(jié)構(gòu)的縱向位移受到約束,此時(shí)在各條地震波作用下其地震響應(yīng)量值集中在一個(gè)小范圍內(nèi)變化,而當(dāng)不考慮橋臺(tái)約束作用時(shí)其計(jì)算結(jié)果受地震波頻譜特性影響較大,從而離散性較大?？梢?對于多跨簡支梁橋而言,當(dāng)橋臺(tái)剛度較大且同時(shí)設(shè)置較小的相鄰梁體間隙寬度時(shí),對橋墩在強(qiáng)震作用下的位移及內(nèi)力響應(yīng)將起到保護(hù)作用,但同時(shí)會(huì)產(chǎn)生很大的碰撞力且使得碰撞次數(shù)大大增加,這將導(dǎo)致梁端混凝土易于發(fā)生局部破損,需要采取防止梁端被撞壞的有效措施。當(dāng)橋臺(tái)剛度較弱同時(shí)設(shè)置較大的相鄰梁體間隙寬度時(shí),可以大為減小梁間碰撞發(fā)生的可能性,但此時(shí)橋墩的位移及內(nèi)力響應(yīng)也將大為增加,使得橋跨結(jié)構(gòu)整體抗震性能下降?？紤]到橋梁結(jié)構(gòu)的實(shí)際使用情況,太小的梁體間隙會(huì)影響到梁體溫度應(yīng)力的釋放,而梁縫過大又會(huì)影響橋上行車平穩(wěn)性,在通常采用的間隙寬度范圍內(nèi),強(qiáng)震作用時(shí)梁間的碰撞現(xiàn)象將不可避免地發(fā)生。因此,需要根據(jù)橋梁布置的實(shí)際情況,采用考慮碰撞效應(yīng)的非線性時(shí)程分析方法對強(qiáng)震作用下橋梁的抗震性能作出綜合評價(jià)。4.4橋跨不同地震波及不考慮支護(hù)滑動(dòng)性能時(shí)程內(nèi)容分析結(jié)果為了解支座滑動(dòng)性能對橋跨整體地震響應(yīng)的影響,分別按4種情況對算例模型進(jìn)行非線性時(shí)程反應(yīng)分析,即:(1)不考慮橋臺(tái)剛度和碰撞邊界條件也不考慮支座滑動(dòng)性能(無碰撞無滑動(dòng));(2)不考慮橋臺(tái)剛度和碰撞邊界條件但考慮支座滑動(dòng)性能(無碰撞有滑動(dòng));(3)考慮橋臺(tái)剛度和碰撞邊界條件但不考慮支座滑動(dòng)性能(有碰撞無滑動(dòng));(4)既考慮橋臺(tái)剛度和碰撞邊界條件也考慮支座滑動(dòng)性能(有碰撞有滑動(dòng))。為了考慮地震動(dòng)強(qiáng)度與地震動(dòng)頻譜特性的影響,計(jì)算時(shí)仍以3條不同的地震動(dòng)作為輸入,對于每種地震波分別考慮了3種不同的地震動(dòng)強(qiáng)度(0.2g、0.4g和0.6g)。圖16、圖17給出ElCentro波(PGA=0.4g)縱向輸入下,不同工況下橋跨1#墩頂位移峰值及1#縫右側(cè)支座位移峰值的對比情況,圖18為2#墩頂位移時(shí)程曲線對比情況,圖19給出考慮與不考慮支座滑動(dòng)時(shí)1#縫處梁間碰撞力時(shí)程曲線對比情況。通過分析計(jì)算結(jié)果,可以得出以下一些主要結(jié)論:(1)當(dāng)輸入地震動(dòng)強(qiáng)度相對較低時(shí)(PGA=0.2g),橋臺(tái)約束、碰撞作用及支座滑動(dòng)性能等非線性邊界條件對橋墩的位移及內(nèi)力響應(yīng)的影響并不顯著,但隨著輸入地震動(dòng)強(qiáng)度的增大,非線性邊界條件對橋墩位移及內(nèi)力響應(yīng)的影響程度越加明顯。(2)當(dāng)不考慮橋臺(tái)約束及梁體間碰撞效應(yīng)時(shí),支座處滑動(dòng)性能的存在將使得墩頂位移及墩底彎矩值大幅減小?？梢?支座的滑動(dòng)性能對橋墩的地震響應(yīng)可以起到隔震的作用。(3)當(dāng)同時(shí)考慮橋臺(tái)約束、梁間碰撞效應(yīng)以及支座滑動(dòng)性能時(shí),由于各種非線性邊界因素的綜合作用而使得橋跨結(jié)構(gòu)地震響應(yīng)變得較為復(fù)雜,在不同的地震波及地震動(dòng)強(qiáng)度輸入情況下,支座滑動(dòng)性能的存在可能使橋墩的地震響應(yīng)增大,也可能使橋墩的地震響應(yīng)減小。(4)當(dāng)不考慮支座滑動(dòng)性能時(shí),