地震作用下考慮橋臺(tái)-土相互作用的多跨簡(jiǎn)支板梁橋碰撞效應(yīng)研究

鄧育林 魏 征 葛 雄

(武漢理工大學(xué)交通學(xué)院 武漢 430063)

0 引 言

震害調(diào)查表明，梁體與橋臺(tái)背墻間的碰撞是橋梁典型震害表現(xiàn)，碰撞易引起橋臺(tái)多種破壞，包括臺(tái)身傾斜、臺(tái)后土體失效、臺(tái)背墻斷裂以及橋臺(tái)樁基破壞等[1].且由于橋臺(tái)的失效與破壞，主梁還可能因?yàn)檫^(guò)大的地震位移而發(fā)生落梁[2-3].為了解碰撞對(duì)橋梁結(jié)構(gòu)抗震性能的影響，國(guó)內(nèi)外學(xué)者進(jìn)行了大量研究，Bi等[4]研究了模塊化伸縮縫(MEJ)在橋臺(tái)和橋面板之間避免碰撞所需的最小總間隙；鄧育林等[5]采用非線性時(shí)程法對(duì)地震作用下大跨度橋梁伸縮縫處碰撞效應(yīng)進(jìn)行了研究；王軍文等[6]采用三維精細(xì)化計(jì)算模型分析了地震作用下斜度、摩擦對(duì)斜交簡(jiǎn)支梁橋縱向碰撞響應(yīng)的影響；陳彥江等[7]對(duì)簡(jiǎn)支梁橋碰撞效應(yīng)的影響因素進(jìn)行了動(dòng)力非線性時(shí)程反應(yīng)分析；Rezaei等[8]采用概率地震評(píng)估方法，研究了碰撞對(duì)四種不同高度不平順混凝土箱梁橋抗震性能的影響；Shi等[9]對(duì)比分析了橋梁橋臺(tái)碰撞常用的間隙單元法和非光滑動(dòng)力學(xué)法；何雄君等[10]對(duì)地震作用下大跨高墩鋼-混結(jié)合梁斜拉橋主、引橋梁體之間的碰撞效應(yīng)進(jìn)行了分析.

盡管目前對(duì)橋梁的碰撞效應(yīng)進(jìn)行了一些研究，但對(duì)于梁體與臺(tái)背墻間碰撞研究還不多見(jiàn)，對(duì)地震下橋臺(tái)碰撞失效機(jī)理還缺乏了解.為此，文中以一座三跨簡(jiǎn)支空心板梁橋?yàn)槔?，建立考慮橋臺(tái)-土相互作用的多跨簡(jiǎn)支板梁橋碰撞分析模型，分析地震作用下梁體與臺(tái)背墻間碰撞對(duì)橋梁結(jié)構(gòu)的影響以及橋臺(tái)碰撞失效機(jī)理，研究成果可為完善該類(lèi)橋梁抗震設(shè)計(jì)提供參考.

1 工程背景與有限元模型

以一典型三跨簡(jiǎn)支梁橋?yàn)槔?，橋梁整體布置見(jiàn)圖1，其跨徑布置為3 m×20 m，為先簡(jiǎn)支后橋面連續(xù)結(jié)構(gòu)，橋?qū)?1.75 m；上部結(jié)構(gòu)主梁采用標(biāo)準(zhǔn)跨徑20 m的預(yù)應(yīng)力混凝土空心板梁，梁高0.75 m，橫橋向由2片邊梁和8片中梁并排組成，混凝土強(qiáng)度等級(jí)為C50；下部結(jié)構(gòu)為雙柱式橋墩、鉆孔灌注樁，樁接帽梁式橋臺(tái)；橋墩蓋梁處設(shè)置普通板式橡膠支座，橋臺(tái)臺(tái)帽處設(shè)置四氟滑板橡膠支座連接.

圖1 三跨簡(jiǎn)支梁橋概況(單位:m)

采用開(kāi)放式地震模擬軟件OpenSees建立全橋結(jié)構(gòu)動(dòng)力分析模型，上部結(jié)構(gòu)、蓋梁、臺(tái)背墻采用彈性梁?jiǎn)卧?elastic beam column element)模擬；墩柱、樁基用采纖維梁?jiǎn)卧M，其中，混凝土的應(yīng)力-應(yīng)變本構(gòu)關(guān)系采用Concrete01材料，鋼筋的本構(gòu)關(guān)系采用Steel02材料；板式橡膠支座和四氟滑板支座采用理想彈塑性單元模擬，采用雙線性模型模擬支座與上部結(jié)構(gòu)之間的滑移效應(yīng)，根據(jù)JTG/T B02-01—2008《公路橋梁抗震設(shè)計(jì)細(xì)則》[11]，橋臺(tái)四氟滑板支座動(dòng)摩阻系數(shù)為0.02，橋墩板式橡膠支座摩阻系數(shù)為0.2；采用線性接觸單元模擬梁體與橋臺(tái)的碰撞作用，碰撞剛度K=2.0×106kN/m，伸縮縫初始間隙為d0=6 cm，分析假定橋臺(tái)背墻不破壞.

采用基于Duncan雙曲線模型模擬橋臺(tái)與臺(tái)后填土的力-位移關(guān)系；采用非線性p-y曲線法建立橋臺(tái)樁基-土動(dòng)力相互作用計(jì)算模型，其中，非線性p-y彈簧模擬樁周土水平相互作用，非線性t-z彈簧模擬樁側(cè)土豎向摩擦作用，非線性Q-z彈簧模擬樁端土豎向支撐作用.橋梁結(jié)構(gòu)的有限元模型見(jiàn)圖2.

圖2 橋梁有限元模型圖

2 地震動(dòng)輸入

在進(jìn)行橋梁結(jié)構(gòu)非線性時(shí)程地震反應(yīng)分析時(shí)，從美國(guó)太平洋地震工程研究中心的強(qiáng)震數(shù)據(jù)庫(kù)(PEER)選取20條場(chǎng)地類(lèi)別接近的實(shí)測(cè)地震加速度時(shí)程(見(jiàn)表1)，并將每條地震波的峰值加速度(PGA)調(diào)整為0.2g.

3 碰撞對(duì)結(jié)構(gòu)地震反應(yīng)的影響

在建立的有限元模型的基礎(chǔ)上，分別考慮以下工況：工況I，不考慮梁體與臺(tái)背間的碰撞效應(yīng)，不激活碰撞單元；工況II，考慮梁體與臺(tái)背間的碰撞效應(yīng)，激活碰撞單元，初始間隙d0=6 cm.針對(duì)工況I和工況II分析模型，在縱橋向分別輸入表1所選20條地震波進(jìn)行非線性時(shí)程分析.

表1 所選地震波

3.1 梁體-臺(tái)背墻碰撞力

圖3為工況II模型在20條地震波作用下，上部結(jié)構(gòu)梁體與0號(hào)臺(tái)背墻碰撞力峰值分布.圖4為No.1，No.6，No.15地震波作用下對(duì)應(yīng)的碰撞力時(shí)程曲線.由圖3～4可知，在所選20條地震動(dòng)作用下梁體與臺(tái)背墻均發(fā)生了碰撞，且產(chǎn)生較大的碰撞力；從碰撞力時(shí)程曲線上可以看出，在地震發(fā)生過(guò)程中梁體與臺(tái)背墻將發(fā)生多次碰撞.

圖3 上部結(jié)構(gòu)-橋臺(tái)碰撞力最大值(工況II)

圖4 上部結(jié)構(gòu)-橋臺(tái)碰撞力時(shí)程曲線(工況II)

3.2 主梁位移

圖5為在20條地震波作用下，兩種工況計(jì)算得到的主梁最大位移(絕對(duì)值)比較；圖6為在No.1，No.6，No.15地震波作用下，兩種工況計(jì)算得到的主梁縱向位移時(shí)程曲線比較.

圖5 主梁位移最大值

圖6 主梁位移時(shí)程曲線

由圖5～6可知:考慮上部結(jié)構(gòu)與臺(tái)背墻的碰撞作用后，由于臺(tái)背墻對(duì)梁體的約束作用，主梁在橋臺(tái)處不能縱向自由滑動(dòng)，主梁位移有所下降.臺(tái)背墻可起到對(duì)梁體的限位作用，避免落梁震害的發(fā)生，但這是以橋臺(tái)受到較大的撞擊力為代價(jià)的，撞擊產(chǎn)生的巨大撞擊力，對(duì)橋臺(tái)抗震性能不利，臺(tái)背墻和樁基都有可能發(fā)生破壞.

3.3 臺(tái)背墻底部地震力

圖7～8為在20條地震波作用下，工況II計(jì)算得到的0號(hào)橋臺(tái)背墻底部產(chǎn)生的彎矩與剪力峰值分布；而工況I，即不考慮碰撞時(shí)，臺(tái)背墻底部地震力很小，其結(jié)果未示出.圖9為在No.1，No.6，No.15地震波作用下，工況II計(jì)算得到的0號(hào)臺(tái)背墻底部的彎矩與剪力時(shí)程曲線.

圖7 橋臺(tái)背墻底部彎矩最大值(工況II)

圖8 橋臺(tái)背墻底部剪力最大值(工況II)

圖9 橋臺(tái)背墻底部彎矩、剪力時(shí)程曲線(工況II)

由圖7～9和圖4可知，上部結(jié)構(gòu)梁體與臺(tái)背墻一旦發(fā)生碰撞，臺(tái)背墻底部將產(chǎn)生很大地震力；且臺(tái)背墻底部的剪力、彎矩時(shí)程曲線與碰撞力的時(shí)程曲線形狀一致，其峰值數(shù)量與峰值時(shí)間也基本相同.在地震作用下，橋臺(tái)背墻是直接承受梁體撞擊力的構(gòu)件，撞擊使得臺(tái)背墻底部產(chǎn)生較大內(nèi)力，而臺(tái)背墻底部相對(duì)薄弱，這正是歷次地震中臺(tái)背墻破壞較為普遍的原因.

3.4 臺(tái)后填土變形

圖10為在選取的20條地震波作用下，兩個(gè)工況計(jì)算得到的0號(hào)臺(tái)背墻頂部縱向位移最大值比較；圖11為在No.1，No.6，No.15地震波作用下，兩個(gè)工況計(jì)算得到的0號(hào)臺(tái)背墻頂部縱向位移時(shí)程曲線比較圖；圖12為在No.1，No.6，No.15地震波加載下，工況I、工況II計(jì)算所得0號(hào)橋臺(tái)背墻后填土被動(dòng)土壓力-位移滯回曲線對(duì)比圖.

圖10 橋臺(tái)背墻頂部位移最大值

圖11 臺(tái)背墻頂部位移時(shí)程曲線

圖12 橋臺(tái)背墻后填土的被動(dòng)土壓力-位移滯回曲線

由圖10～12可知，不考慮碰撞時(shí)，臺(tái)背墻縱向位移、臺(tái)后填土的變形與被動(dòng)土壓力均很小，臺(tái)后土體基本處在線彈性狀態(tài)；而如果上部結(jié)構(gòu)梁體與臺(tái)背墻發(fā)生碰撞，巨大的撞擊力沖擊臺(tái)背墻，使得臺(tái)背墻縱向變形增大，并通過(guò)臺(tái)背墻縱向變形將碰撞力一部分傳遞到臺(tái)后填土，使得臺(tái)后填土塑性變形明顯增大，臺(tái)后填土被動(dòng)土壓力-變形滯回曲線非線性特征明顯增強(qiáng).因此，過(guò)大的撞擊力有可能導(dǎo)致臺(tái)后土失效，引起橋臺(tái)傾斜，而且撞擊力還將會(huì)通過(guò)臺(tái)背傳遞給樁基礎(chǔ)，引起樁基礎(chǔ)的震害.

3.5 橋臺(tái)樁基地震力

對(duì)于橋墩墩柱與樁基，由于板式橡膠支座的隔振效果，無(wú)論碰撞是否發(fā)生，其地震力與變形都不大，篇幅所限，本文不作討論.以下主要分析碰撞作用對(duì)橋臺(tái)樁基地震力的影響.

圖13為在20條地震波作用下，工況II與工況I模型計(jì)算所得0號(hào)橋臺(tái)樁基最大地震彎矩、剪力和軸力的比值.由圖13可知，碰撞使得橋臺(tái)樁基彎矩增大了5.1～16.5倍，剪力增大了2.8～10.5倍，軸力增大了1.2～1.8倍；碰撞發(fā)生后，撞擊力通過(guò)臺(tái)背墻傳遞給樁基，導(dǎo)致橋臺(tái)樁基內(nèi)力顯著增大.

圖13 工況II橋臺(tái)樁基彎矩、剪力、軸力最大值與工況I的比值

圖14為在No.1地震波作用下0號(hào)橋臺(tái)樁基的彎矩和剪力包絡(luò)圖；圖15為在No.1地震波作用下，0號(hào)橋臺(tái)樁基地震彎矩最大截面處(樁頂下2.0 m)的彎矩時(shí)程曲線；圖16為在No.1地震波作用下，0號(hào)橋臺(tái)樁基地震剪力最大截面處(樁頂)的剪力時(shí)程曲線.由時(shí)程圖可見(jiàn)，橋臺(tái)樁基彎矩和剪力時(shí)程結(jié)果與圖4a)的梁體-橋臺(tái)碰撞力時(shí)程結(jié)果具有較高的一致性，在碰撞時(shí)刻，橋臺(tái)樁基的地震內(nèi)力出現(xiàn)峰值，且地震力響應(yīng)要遠(yuǎn)大于無(wú)碰撞時(shí)刻響應(yīng).

圖14 樁基彎矩、剪力包絡(luò)圖(No.1地震波)

圖15 樁基深度-2 m截面彎矩時(shí)程(No.1地震波)

圖16 樁頂截面剪力時(shí)程(No.1地震波)

4 結(jié) 論

1) 地震作用下，不考慮梁體-橋臺(tái)碰撞時(shí)，主梁的縱向位移、殘余位移相對(duì)較大，橋臺(tái)樁基地震彎矩、剪力、軸力等很小，臺(tái)后填土的被動(dòng)土壓力、位移也較小.

2) 地震作用下梁體與臺(tái)背墻的碰撞作用會(huì)有效減小主梁位移和殘余位移，即臺(tái)背墻可起到對(duì)梁體的限位作用，但是以橋臺(tái)受到較大的撞擊力為代價(jià).

3) 地震作用下橋臺(tái)背墻是直接承受梁體撞擊力的構(gòu)件，梁體撞擊使得臺(tái)背墻底部地震彎矩和剪力顯著增大，易引起臺(tái)背墻屈服或剪壞.

4) 地震作用下如果上部結(jié)構(gòu)梁體與臺(tái)背墻發(fā)生碰撞，產(chǎn)生巨大的撞擊力，并通過(guò)臺(tái)背墻縱向變形將一部分碰撞力傳遞到臺(tái)后填土，使得臺(tái)后填土塑性變形明顯增大，引起臺(tái)后填土失效、橋臺(tái)傾斜.

5) 地震作用下梁體對(duì)臺(tái)背墻的撞擊力還可傳遞到橋臺(tái)基礎(chǔ)，使得橋臺(tái)樁基地震彎矩和剪力顯著增大，易引起橋臺(tái)樁基損傷.