远场类谐和地震作用下双柱墩梁桥失效分析

2021-09-23颜桂云余勇胜袁宇琴李环辉张东鹏

福建工程学院学报 2021年4期

颜桂云，余勇胜，袁宇琴，李环辉，张东鹏

(1.福建省土木工程新技术与信息化重点实验室福建工程学院土木工程学院，福建福州 350118；2.厦门中胤建筑工程有限公司，福建厦门 361000；3. 福建省方鑫建设集团有限公司，福建厦门 361000)

远场类谐和地震动是一种特殊类型地震动，具有持时长、低频成分丰富等特点，地震动后期包含多个类似谐和振动的脉冲循环，其卓越周期一般在几秒到十几秒的范围内[1]。早在1954年美国Dixie valley地震，距震中300 km的贮水池产生“共振”效应发生破坏；1999年台湾地震中因盆地效应导致距震中150 km的十几层高楼破坏；震害表明，远场地震动对长周期结构的破坏极大。

许立英等[2]研究表明长周期地震动的反应谱衰减较慢，长周期段内谱值明显大于普通地震动，能量集中于低频部分。徐龙军[3]研究表明远场类谐和地震动的加速度幅值小于时程加速度幅值，但其规准谱峰值大，易产生“共振”效应，脉冲循环的相位角和周期是影响脉冲幅值、频谱的主要因素；邱志刚等[4]研究表明地震动加速度脉冲峰值达到一定水平，有可能使结构瞬间破坏。魏晓龙等[5]研究表明远场谐和型地震动对自振周期2～4 s的斜拉桥的地震响应为普通地震动的2倍以上，位移响应达到18倍，使塔底产生严重的塑性变形。

由于远场类谐和地震动产生于距离震源较远的厚冲击层盆地或平原，实际分析时不能忽略桩-土作用的影响。臧明明等[6]研究表明长周期地震动下桥梁基底反力和主要截面的内力均大于普通地震动下的结果，地震动的行波效应对结构的影响较大，在抗震设计中应充分考虑；段浪等[7]研究表明长周期地震动作用下的部分软弱土层产生液化丧失承载能力，软土地基上的大跨斜拉桥在长周期地震动下的地震响应明显大于普通地震动作用下的响应；因此分析远场类谐和地震动对结构的地震响应时需考虑桩-土作用。

双柱墩式梁桥机构造型简单，施工方便，有良好的空间通过性，在我国的各类场地上广泛应用，具有代表性。因此本文研究双柱墩梁桥在远场类谐和地震动下的地震响应，以及考虑场地作用(SSI效应)下的梁桥响应。

1 双柱墩抗震梁桥结构模型

以规则连续箱梁桥为背景，梁桥横截面总体布置如图1(a)，桥长为4×30 m，桥面由5片箱梁组成，宽16.5 m，主梁采用混凝土C50；盖梁尺寸为13.5 m×1.9 m×1.7 m；双柱墩为圆形截面，墩身直径1.7 m，墩高30 m，墩柱中心处设置一道横系梁，尺寸为1.5 m×1.3 m，，盖梁和墩柱为C40，横系梁和桩基为C30；墩身钢筋采用HRB335，纵筋直径为25 mm，钢筋数量为36根，箍筋直径为12 mm，间隔为0.1 m；桥墩桩基为正方形，长2.1 m，高1.5 m；主梁两端布置桥台，共布置25个支座，支座编号布置如图1(b)所示，13号布置为固定支座，双箭头代表单向活动支座，四箭头代表双向活动支座。采用Midas Civil软件建立双柱墩梁桥的有限元模型，如图1(c)所示。梁体、墩柱、横系梁等均采用梁单元模拟，将主梁视为弹性状态，仅模拟其刚度和质量的分布；盖梁与双柱式桥墩、主梁节点与主梁底部节点均采用弹性连接中的刚性连接进行耦合；桥梁伸缩缝采用间隙单元模拟，初始间隙为0.1 m；支座采用弹性连接模拟，通过改变支座的刚度来模拟固定、单向和双向活动支座。

图1 桥梁概况与力学模型Fig.1 Bridge overview and mechanical model

2 地震动输入

从太平洋地震工程中心分别取3条远场类谐和地震动和3条普通地震动，参数见表1；据统计，远场类谐和地震动加速度峰值范围0.2～1 m/s2，选取结构地震动加速度ap峰值为0.5和1 m/s2。

表1 选用地震动参数

从图2(c)可知：同峰值加速度的规范反应谱仅能将普通地震动反应谱完全包络进去，由于远场类谐和地震动加速度反应谱在结构周期4～6 s内有二次峰值，仅当规范反应谱峰值加速度为2 m/s2时才能将其完全包络，基于此，添加2和3 m/s2普通地震动两种输入工况。根据JTG/TB02-01-2008《公路桥梁设计规范》：地震动输入为纵、横两方向，纵向地震系数取1，横向地震系数取0.85，对结构进行时程分析。

图2 地震动加速度谱Fig.2 Ground motion acceleration spectrum

3 地震响应

3.1 主梁地震响应

图3为6种工况下主梁位移图，其中工况名称由地震动类型和峰值加速度组成，如：“普-0.05”表示峰值加速度0.5 m/s2的普通地震动，“远-0.05”表示峰值加速度0.5 m/s2的远场类谐和地震动。由图3可知，当峰值加速度为0.5 m/s2时，远场类谐和地震动下主梁纵向位移为普通地震动下的2倍以上，峰值加速度增大时，两类地震动下的主梁纵向位移相差倍数增大，但不超过3倍；峰值加速度1 m/s2的远场类谐和地震动和2 m/s2的普通地震动下，主梁纵向位移超过10 cm，超过伸缩缝设置宽度，会引起主梁与桥台的碰撞。峰值加速度0.5、1 m/s2的普通地震动下主梁横向位移小于0.3 cm，纵向单向活动支座处于弹性状态；0.5 m/s2的远场类谐和地震动下主梁横向位移超过0.3 cm，支座发生横向位移破坏，单向活动支座转变为双向活动支座，增加主梁横向位移。

图3 主梁位移图Fig.3 Main beam displacement diagram

3.2 桥墩地震响应

3.2.1 墩底地震响应

图4为不同峰值加速度的两类地震动下中墩墩底地震响应对比图。由图4(a)可知：峰值加速度为0.5 m/s2时远场类谐和地震动下墩底轴力是普通地震动的7倍，表明远场类谐和地震动对墩底轴力的影响更大。由图4(b)和图4(c)可知：峰值加速度为0.5 m/s2的远场类谐和地震下墩底横向的地震响应仅为普通地震动的1.15倍，而墩底纵向地震响应为普通地震动的1.5倍，说明远场类谐和地震动引起的墩底纵向地震响应比墩底横向地震响应的影响更大，更易使桥墩进入塑性状态。因此，在远场类谐和地震动下桥梁结构的抗震设防烈度至少应比普通地震动下提高一个度才能保证桥梁的安全。

图4 墩底地震响应Fig.4 Seismic response of the pier bottom

3.2.2 墩-系梁连接点地震响应

图5分别为墩-系梁连接点剪力、弯矩大小对比图，可得：墩-系梁连接点纵、横向地震响应变化趋势与墩底响应基本一致，峰值加速度0.5 m/s2的远场类谐和地震动下墩-系梁连接点横向剪力和弯矩分别为普通地震动的1.5倍和1.2倍；远场类谐和地震动下墩-系梁连接点纵向弯矩为普通地震动下的7倍，说明远场类谐和地震动对桥墩墩-系梁连接点纵向弯矩响应更为不利。

图5 墩-系梁连接点地震响应Fig.5 Seismic response of pier-tie beam connection point

3.2.3 系梁端点地震响应

图6为6种地震动工况下系梁端部地震响应。由于6类地震工况下系梁端点轴力和纵向地震响应较小，不会引起系梁的破坏，在本节中不罗列出来。由图6可知：系梁端点横向地震响应与墩-系梁连接点横向剪力变化规律一致；峰值加速度0.5 m/s2的远场类谐和地震动下系梁端点地震响应为普通地震动下的2倍左右，说明远场类谐和地震动对系梁端点的地震响应增长速率比普通地震动的大，对系梁端点产生更不利的影响；对比桥墩上各个节点的地震响应可知系梁端点的横向地震响应最大，因此系梁端点最先发生塑性耗能并产生破坏，从而降低桥墩的承载能力。

图6 横桥向系梁端点响应Fig.6 Response of horizontal tie beam end

3.2.4 墩顶位移

图7为中墩墩顶位移对比图，由图7可知：两类地震动下墩顶纵、横向位移的变化规律一致；峰值加速度0.5 m/s2的远场类谐和地震动下墩顶位移为普通地震动的2倍以上；且纵向墩顶位移比横向墩顶位移大将近20%。

图7 墩顶位移Fig.7 Displacement of pier-top

3.3 支座地震响应

图8为支座在6种地震动工况下，支座地震响应对比图。由图8(a)可知：峰值加速度1 m/s2的远场类谐和地震动和3 m/s2的普通地震动下桥台支座纵向位移超过支座纵向临界位移10 cm，支座发生位移破坏；支座纵向位移由大到小为：桥台支座>边墩支座>中墩(固定墩)支座，固定支座位移为零，边墩支座位移大小处于中墩和桥台支座位移之间，是墩身位移与主梁位移互相抵消的结果。由图8(b)可知：桥台、边墩的中心支座为纵向单向活动支座，地震下支座横向位移为零，0.5、1 m/s2的普通地震动下桥台支座横向位移小于3 mm，此时支座处于弹性状态，其他4种工况下桥台单向活动支座横向位移远大于3 mm，此时支座发生位移破坏，转变为双向活动支座抵抗地震力；0.5 m/s2的远场类谐和地震动下桥台双向活动支座位移处于弹性范围内(小于4 cm)，支座状态良好，峰值加速度增大时，桥台双向活动支座发生位移破坏。由图8(c)可知：6种地震工况下支座均处于弹性状态；普通地震动下中墩固定支座纵向剪力与桥台支座纵向剪力相当；远场类谐和地震动下桥台支座纵向剪力为中墩固定支座剪力的2倍以上，随着峰值加速度增大，远场类谐和地震动引起的桥台支座纵向剪力越大，说明远场类谐和地震动对桥台支座纵向剪力产生更不利的影响。由图8(d)可知：支座横向地震响应主要由纵向单向活动支座和固定支座承担，桥台单向活动支座响应最大，同峰值加速度的远场类谐和地震动下支座横向剪力比普通地震动下的大。

图8 支座地震响应Fig.8 Seismic response of the foot

4 考虑SSI效应的类谐和地震动响应分析

由于远场类谐和地震动产地的特殊性，实际分析时不能完全忽略桩-土作用的影响。模拟场地土类型分别为Ⅱ、Ⅲ、Ⅳ类，并插值3个刚度。刚度1、2分别为Ⅱ、Ⅲ类场地刚度插值的1/3、2/3处；刚度3为Ⅲ类和Ⅳ类场地刚度插值的1/2处，场地刚度计算如文献[8]，得到表2。输入结构地震动为0.5 m/s2的远场类谐和地震动，分别为CHY032-N、ILA005-V和ILA041-N。经计算可知：在6类不同桩-土刚度共同作用下，梁桥的自振周期如表3所示，表明桥梁在不同场地土上结构的自振周期相差很大，且随着场地土刚度的变小，结构的自振周期增大。

表2 桩-土作用刚度系数表

表3 梁桥自振周期

4.1 墩底地震响应

图9为远场类谐和地震动下墩底地震响应。

图9 墩底地震响应Fig.9 Seismic response of the pier bottom

由图9(a)可知：墩底横向剪力和中墩纵向剪力随着桩-土刚度系数减小呈现下降-平缓-下降的趋势，但纵向剪力下降的幅度较横向的大；边墩纵向剪力几乎不发生改变；墩底横向剪力在Ⅱ、Ⅲ和Ⅳ类场地作用下较桩-土固定分别减小12.5%、25.2%、30.5%，中墩纵向剪力分别减小18.9%、31.8%、29.2%；考虑SSI效应后墩底剪力减小，纵、横向墩底剪力相差越小，固定墩的作用减小。由图9(b)可知：墩底弯矩变化规律与墩底横向剪力一致，但墩底弯矩的下降速率远大于墩底横向剪力的下降速率；考虑SSI效应后墩底受纵向弯矩较横向弯矩大，墩底受力性能发生改变。综上所述，桩-土刚度系数减小会使墩底地震响应减小，需注意墩底是否发生位移破坏。

4.2 墩-系梁连接点地震响应

图10为远场类谐和地震动下墩-系梁连接点

图10 墩-系梁连接点地震响应Fig.10 Seismic response of pier-tie beam connection point

地震响应。由图10(a)可知：墩-系梁连接点剪力随桩-土刚度系数减小而下降，且横向剪力的衰减速率明显大于纵向剪力衰减速率；考虑SSI效应后纵、横向剪力间的差距随桩-土刚度系数减小而减小，在Ⅱ、Ⅲ、IV类场地下，纵向剪力较桩-土固定时减小29.0%、46.0%、54.7%，横向剪力减小37.4%、66.2%、76.6%。由图10(b)可知：墩-系梁连接点弯矩随桩-土刚度系数减小而增大；边墩、中墩横向弯矩相差较小，且增长速率一致，考虑SSI效应后弯矩增长率不超过26%；桩-土固定时中墩纵向弯矩为边墩的1.4倍，考虑SSI效应后两者差距减小；在Ⅱ、Ⅲ、IV类场地下，中墩纵向弯矩增加7.6%、63.8%、109.9%，边墩纵向弯矩增加-31.0%、179.7%、264.0%。综上所述：考虑SSI效应后，墩-系梁连接点的纵、横向响应和各墩柱之间的地震响应差距越来越小，表明考虑SSI效应后会弱化固定墩作用。