脉冲型地震动对山区高墩桥弹塑性动力响应的影响分析
近断层脉冲型地震动作用下带限位装置滑移隔震结构动力响应分析
有限元分析软件建立滑移隔震结构模型， 通过对
[ Ｍ ] { ｘ} ＋ [ Ｃ ] { ｘ} ＋ [ Ｋ ] { ｘ} ＝ － [ Ｍ ] { Ｉ} ｘ ｇ
滑移隔震支座应用于结构中。 本文基于ＳＡＰ ２０００
比分析带限位装置滑移隔震结构在近断层脉冲型
地震动和近断层非脉冲型地震动作用 下 加 速 度、
层间位移、 层间剪力的变化规律， 从而考察在近
保结构设计安全。
关键词： 限位装置； 滑移隔震； 近断层脉冲型地震动； 动力响应
中图分类号： ＴＵ３５２ １ 文献标志码： Ａ 文章编号： １００５－８２４９ （２０２２） ０１－０００６－０６
ＤＯＩ：１０．１９８６０ ／ ｊ．ｃｎｋｉ．ｉｓｓｎ１００５－８２４９．２０２２．０１．００２
４ ｋＮ ／ ｍ， 楼面外围梁上填充墙荷载为 １０ ｋＮ ／ ｍ。
将限位消能部件和滑移支承部件布置在隔震
层， 限位消能部件布置在结构 Ｘ 向和 Ｙ 向的上下
基础梁之间， 每边沿着基础梁下端布置 ３ 个 Ｕ 型
带片限位装置。 在基础顶部与每根底层框架柱下
部之间布置滑移支承部件， 滑移隔震结构的分析
模型如图 ２ 所示。
∗基金项目： 陕西省教育厅专项基金 （ １２ＪＫ０８９５） ； 陕西工
业职业技术学院 ２０２１ 年院级科研计划项目 （２０２１ＹＫＹＢ－０６７） 。
０ 引言
作者简介： 张慧 （ １９８８—） ， 女， 硕士， 讲 师， 主 要 从 事 工
近断层地震动一般指距离断层 ２０ ｋｍ 以内场
地上的地震动。 近断层地震动与中远场地震动在
寸为 ７５０ ｍｍ × ７５０ ｍｍ， 其 余 各 层 柱 截 面 尺 寸 为
６００ ｍｍ× ６００ ｍｍ， 主梁截面尺寸为３００ ｍｍ× ６００ ｍｍ，
碰撞对山区高墩桥弹塑性动力响应的影响
碰撞对山区高墩桥弹塑性动力响应的影响李晰;贾宏宇;李倩;康锐;陈志伟【摘要】为了研究碰撞对山区高墩桥动力响应的影响,以某一大跨度高墩桥体系为原型,充分考虑了碰撞过程中的刚度变化、能量耗散以及桥墩的非线性行为,基于OpenSess平台建立了两种典型桥跨结构的弹塑性动力分析模型.在此基础上,利用所选的天然地震波和人工地震波对比分析了碰撞效应对山区高墩桥弹塑性动力响应的影响.研究结果表明:碰撞会对高墩桥结构的动力响应产生较为明显的影响,特别是场地条件较差时,其最大改变率为15.86％,桥墩与主梁的连接方式会进一步改变碰撞对桥墩变形的影响程度;相邻结构动力特性差异越大,高墩桥体系发生碰撞的概率就越大,但碰撞次数的增加可能会对桥墩变形起到限制作用,降低桥墩的响应,在确定山区高墩桥体系相邻结构周期比时,既要考虑相邻结构动力特性差异对碰撞概率的影响,还应考虑其对碰撞效应的影响;高墩桥的梁-桥台碰撞主要受地震动作用大小的影响,地震动的强度和相邻结构动力特性的差异均会对梁-梁碰撞产生影响,在对高墩桥进行减撞防撞设计时,应针对不同的碰撞位置采取不同的措施.%To study the effect of pounding on the seismic response of high-pier bridge in mountainous areas,the elastic-plastic dynamic analysis models of two typical bridge structures were established by using the OpenSees framework,based on the prototype of a real high-pier bridge. The variation in stiffness,energy dissipation during the pounding process,and the non-linear behavior of the piers were fully considered in the models. Additionally,the effect of pounding on dynamic responses of a high-pier bridge was analyzed by using the selected natural and artificial ground motions. The results show that pounding can significantly affect thestructural responses,especially for poor site conditions,and the maximum change rate is 15. 86％ . Moreover,the method of connecting the pier and beam further influences the effect of pounding on the pier displacement; A larger difference in dynamic characteristics of adjacent structures corresponds to a larger probability of collision;however,the increasing frequency of pounding may reduce the responses of piers,owing to the restriction effect on the pier deformation. Thus,when selecting the period ratio of adjacent structures,it is necessary to consider its effect on not only the probability of pounding,but also on the degree of effect of pounding. In comparison,beam-abutment pounding is mainly affected by the intensity of ground motions,whereas the beam-beam pounding is influenced by both the intensity of ground motions and the difference in dynamic characteristics of adjacent structures. Therefore,in seismic design,to reduce the pounding of high-pier bridges,it is suggested that different measures should be adopted for different pounding positions.【期刊名称】《西南交通大学学报》【年(卷),期】2018(053)001【总页数】10页(P109-118)【关键词】桥梁工程;高墩桥;弹塑性分析;碰撞;场地条件【作者】李晰;贾宏宇;李倩;康锐;陈志伟【作者单位】西南交通大学土木工程学院,四川成都610031;西南交通大学高速铁路线路工程教育部重点实验室,四川成都610031;西南交通大学土木工程学院,四川成都610031;西南交通大学高速铁路线路工程教育部重点实验室,四川成都610031;西南交通大学土木工程学院,四川成都610031;西南交通大学土木工程学院,四川成都610031;西南交通大学高速铁路线路工程教育部重点实验室,四川成都610031;西南交通大学土木工程学院,四川成都610031【正文语种】中文【中图分类】U442.55在中国西南山区，为了跨越山高谷深的复杂地形，高等级公路及铁路系统中存在大量的高墩桥.高墩桥的主桥部分需要跨越河谷深沟，一般采用墩高较高的连续刚构体系或者连续梁体系，引桥部分一般采用墩高较矮的连续梁体系或者简支梁体系.因此，与常规的多联连续梁桥或者连续刚构桥相比，高墩桥最为显著的特点为墩高相差悬殊，属于不规则桥梁［1］，且其抗震设计已经超出中国现行桥梁抗震规范的适用范围［2］.在以往的地震中，碰撞被认为是导致桥梁结构产生损伤及倒塌的一个重要原因，如在1989年的Loma Prieta地震［3］、1994 年的 Northridge地震、1995年的Kobe地震以及2008年的汶川地震中均有调查表明地震激励所引起的桥梁相邻结构之间的碰撞会使桥梁产生严重的损伤甚至倒塌［4-6］.已有研究表明［7-8］相邻结构动力特性的差别是引起桥梁结构产生碰撞的主要原因，并且美国Caltrans 的抗震规范也建议对于多联桥梁结构，相邻联的周期比应大于0.7.然而由于受地形影响，高墩桥主桥和引桥墩高的显著不同会导致相邻两联桥梁结构的动力特性存在较大差别，使伸缩缝处的相邻梁体更容易发生碰撞.因此，相对于其他形式的桥梁结构，高墩桥在地震作用下的动力响应更容易受到碰撞的影响.在过去的几十年里，碰撞对桥梁结构抗震性能的影响引起了很多学者的关注.大部分学者主要针对常规的多跨简支梁桥［9-10］和多联连续梁桥［11-12］或者连续刚构桥［13-15］进行了研究.但这些已有研究中有关碰撞对桥梁结构动力响应的影响有着不同的观点，有些研究认为碰撞对结构的受力状态不利，有些研究则认为碰撞会减小结构的响应.如Jankowski等［11］对连续梁桥进行了研究，指出碰撞力会显著增大墩底的内力，而Molhotra［12］则指出由于碰撞会耗散一定的能量，不会导致桥墩变形的增加.Chouw和 Hao［14］对多跨连续刚构桥进行了研究，指出碰撞在一定程度上会降低墩底的弯矩响应，DesRoches等［13］则指出碰撞会增大刚度较大结构的动力响应，而减小刚度较小结构的响应，特别是对于相邻结构动力特性相差较大的情形.因此，对于山区高墩桥这类非规则结构，有必要进一步研究碰撞对其地震响应的影响.有关桥梁碰撞的参数研究表明，除了相邻结构刚度比之外，碰撞的模拟方法［16-17］、地震动的施加方式［18-20］、桥墩的非线性行为［10］等因素都会对桥梁结构的碰撞产生影响.但是，当前对高墩桥碰撞效应研究［21-22］没有或者简单考虑了碰撞中的能量耗散、桥梁的非线性行为等因素对桥梁碰撞所产生的影响. 鉴于此，本文以中国西南山区的实际高墩桥梁为原型，建立了两种典型桥跨结构的弹塑性动力分析模型，即连续刚构(主桥)-连续梁桥(引桥)和连续梁桥(主桥)-连续梁桥(引桥)，并考虑了碰撞的能量耗散、桥墩的非线性行为以及不同场地条件等因素.在此基础上，对比分析了碰撞对山区高墩桥弹塑性动力响应的影响，从而为山区高墩桥的减撞防撞设计提供相应的参考.1 桥梁模型及动力特性1.1 有限元模型建立本文所选的原型桥梁为中国西南山区的一座实际高墩桥，该桥由两联组成，其中，主桥为三跨预应力混凝土刚构桥(跨径组合为88 m+168 m+88 m)，引桥为三跨变截面预应力混凝土连续梁桥(跨径组合为33 m+56 m+33 m)，主梁截面均为单箱单室箱形截面，顶板宽为12 m，底板宽为8 m，且梁高从跨中到支点处按二次抛物线变化.全桥共设5个桥墩，其中:1、2号墩为变截面空心矩形薄壁墩，墩高分别为75 m和103 m;3、4号墩为变截面空心圆角矩形薄壁墩，墩高分别为56 m和75 m，且3号墩为主桥和引桥的共用墩;5号墩为变截面实心圆角矩形重力式桥墩，墩高为19 m.具体桥型布置见图1.图1 全桥布置图Fig.1 Layout of the bridge参照上述原型桥，以OpenSees作为分析平台分别建立了两种典型高墩桥体系的三维弹塑性动力分析模型，即连续刚构-连续梁桥体系(rigid bridge-continuous bridge，R-C)和连续梁桥-连续梁桥体系(continuous bridge-continuous bridge，CC)，有限元模型如图2所示.图2 三维有限元模型示意图Fig.2 Schematic view of 3-D FEA model图2 中:ft为混凝土抗拉强度;Et为混凝土抗拉软化模量;fpc为混凝土28 d抗压强度;E0为混凝土初始弹性模量;εc0为混凝土达到抗拉强度时的应变;fpcU为混凝土残余强度;εU为混凝土残余强度对应的应变;λ为残余应变处的卸载斜拉与初始斜率的比值;σ和ε分别为钢筋的应力和应变;σy和εy分别为钢筋的屈服应力和应变;σ*和ε*分别为归一化的钢筋应力和应变;ζ1和ζ2为控制弹性段向塑性段过渡的参数;δm为最大入侵位移;gp为初始间隙;Fm为最大入侵位移所对应的碰撞力;Kt1和Kt2分别为初始刚度和应变硬化刚度;Keff为等效刚度;F和Fmax分别为支座滑动摩擦力和临界滑动摩擦力;D和Dy分别为支座位移和支座屈服位移.高墩桥的主梁采用基于位移的梁柱单元(displacement-based beam-column element，DBE)结合弹性截面属性来模拟，并采用给单元两节点赋予不同截面属性的方法来考虑主梁截面高度沿纵向的变化.桥墩采用基于力的梁柱单元(forcebased beam-column element，FBE)结合纤维截面属性来模拟地震中可能出现的非线性行为.图2给出了桥墩纤维截面的划分示意，无约束混凝土和约束混凝土的材料特性基于kent-scott-park模型［23］，钢筋的材料特性基于giuffré-menegottopinto model with isotropic strain hardening 模型［24］，支座采用连接单元来模拟，其滑动向的非线性行为采用双线性滞回材料来模拟.此外，为了研究在地震中可能发生的梁-梁碰撞以及梁-桥台碰撞，采用Hertz-damp模型来模拟碰撞效应，并充分考虑了碰撞过程中的能量耗散以及碰撞刚度的变化，如图3(a).图中:kh为Hertzdamp理论模型的碰撞刚度，且相关参数依据《公路桥梁抗震设计细则》［2］的规定进行取值.图3 Hertz-damp模型Fig.3 Hertz-damp model为了方便在有限元软件中使用Hertz-damp模型，Muthukumar［25］给出了基于 Hertz-damp 理论模型的简化模型.该简化模型为双线性刚度接触模型，其碰撞力-位移关系如图3(b)所示.简化模型的参数主要包括Kt1，Kt2以及δy，这些主要参数都需要通过对Hertz-damp理论模型进行等效来确定.对于本文的桥梁结构体系，Hertz-damp理论模型中关键参数的精确值需要通过试验或者基于实体模型的数值分析获得，但为了简化建模过程，通常也可以参照已有文献的经验值进行取值.因此，本文依据文献［25］有关Hertz-damper模型在混凝土桥梁结构中应用的研究结果，对碰撞模型的关键参数进行取值，并计算得到其它特征参数.相关参数的取值及计算结果如表1所示.表中:e为回归系数;n为Hertz系数;a为屈服参数.表1 Hertz-damp简化模型特征参数Tab.1 Properties of Simplified Hertz-damp model特征参数取值Kh/(kip·(i n3/2) －1) 25 000(868 kN/mm3/2)3/2e 0.8 δm/mm 16 a 0.1 δy/mm 1.6 Keff/(kN·mm－1) 3 472 Kt1/(kN·mm－1)8 472 Kt2/kN·mm－1) 2 916 gp/mm 100 n1.2 桥梁结构动力特性对于本文所研究的高墩桥，主梁和桥墩(台)的连接分为3种形式，即墩梁固结、固定支座及单向滑动支座，因此主梁和桥墩(台)之间的横向位移均被约束，碰撞的主要形式为纵桥向的梁-梁碰撞和梁-桥台碰撞.鉴于此，本文主要研究在纵向地震激励下碰撞对桥梁结构动力响应的影响.桥梁结构纵向的模态信息如表2所示.从表2中可以看出，R-C体系中主桥和引桥的频率比为0.69，C-C体系中主桥和引桥的频率比为0.58，这说明高墩桥体系中相邻结构的动力特性相差较大，在地震激励下容易产生非一致振动.表2 桥梁结构纵向模态信息Tab.2 Longitudinal modes of bridge structure桥梁模型主桥频率fM/Hz引桥频率fA/Hz频率比fM/fA R-C 体系 0.75 1.08 0.69 C-C 体系 0.63 1.08 0.582 地震波激励与工况设置本节所选的地震波分为人工地震波和天然地震记录两类，并考虑了不同的场地条件(硬场、中硬场和软场).为了考虑地震动的随机性，同一场地条件分别选取了3条人工合成地震波和3条天然地震记录.对人工地震波，文献［26］所提供的方法来合成与目标谱相匹配的人工地震波.该方法基于所选的功率谱密度函数和包络函数对随机过程进行迭代修正来生成人工地震波.其中功率谱密度函数依据目标反应谱获得，包络函数采用Jennings提出的分段模型.本文将中国《公路桥梁抗震设计细则》［2］所规定的设计反应谱作为目标反应谱，不同场地条件下的目标谱如图4(a)所示，所生成的人工地震波与目标谱的匹配情况如图4(b)～(d)所示.图4 目标反应谱与所选地震激励反应谱Fig.4 Target spectra and response spectra of selected ground motions本文的天然地震记录均来自PEER 强震数据库［27］，使用者可通过确定目标反应谱及描述地震动的基本特性就可以挑选出一系列与目标反应谱相匹配的地震加速度时程.对于所选地震动与目标反应谱的匹配程度，采用均方误差MSE来衡量，其基于地震记录的加速度谱与目标谱在感兴趣的周期范围内所对应的加速度谱值来计算，并且越小的MSE值表明所选地震动与目标谱有更好的匹配.表3给出了所选地震记录的详细信息.表3 所选地震动详细信息Tab.3 Detail of selected ground motions场地类型编号地震名称时间震级记录点 MSE 放大系数RSN1614 Duzce Turkey 1999 7.14 Lamont 1061 0.104 1 1.981 5硬场RSN1633 Manjil Iran 1990 7.37 Abbar 0.087 2 0.447 1 RSN4869 Chuetsu-oki 2007 6.80 Ojiya City 0.106 1 1.682 9 RSN3757 Landers 1992 7.28 North Palm Springs Fire Sta#36 0.122 0 2.114 3中硬场RSN4848 Chuetsu-oki 2007 6.80 Joetsu Ogataku 0.074 6 1.303 4 RSN5783 Iwate 2008 6.90 Semine Kurihara City 0.095 0 1.802 3 RSN169 Imperial Valley-06 1979 6.53 Delta 0.051 2 1.071 9软场RSN172 Imperial Valley-06 1979 6.53 El Centro Array#1 0.070 6 3.041 2 RSN728 Superstition Hills-02 1987 6.54 Westmorland Fire Sta 0.048 9 1.275 1从表3可以看出，所选地震动具有较低的MSE值(0.048 9～0.122 0)，说明其与目标谱匹配较好，这从图4(b)～(d)中也可以看出.各场地条件下典型的人工地震波加速度时程如图5(a)所示.各场地条件下典型的天然地震记录加速度时程曲线及加速度峰值PGA如图5(b)所示.图5 各场地条件下典型地震波Fig.5 Typical ground motions for each site condition由于本文主要研究碰撞对高墩桥弹塑性动力响应的影响，因此只在纵桥向施加了地震激励.基于所选地震动，共进行了36次计算，具体工况如表4所示.表4 工况列表Tab.4 Case details编号地震动类型场地类型桥梁类型碰撞效应1～18 人工地震动(3条)、天然地震动(3条)硬场、中硬场、软场R-C、C-C 不考虑19～36 人工地震动(3条)、天然地震动(3条)硬场、中硬场、软场R-C、C-C 考虑3 结果分析为了说明碰撞效应对结构响应的影响，本文定义了结构响应的改变率R=100(Rp－Rnp)/Rnp，其中:Rp为考虑碰撞效应时结构的响应;Rnp为不考虑碰撞效应时结构的响应.R为正值表示碰撞效应导致结构响应增大，反之则表示碰撞效应导致结构响应减小.3.1 不同场地条件下碰撞对高墩桥动力响应的影响图6、7分别给出了两种高墩桥结构体系在考虑碰撞和不考虑碰撞两种情形下的结构响应对比.从图6(a)和图7(a)可以看出，碰撞效应会对两种结构体系中的桥墩位移产生较为明显的影响，场地条件越差，碰撞效应对其的影响就越明显.从表5也可以看出:对于R-C结构体系和C-C结构体系，1号墩相对位移的最大改变率分别为6.36%与－8.77%;2号墩相对位移的最大改变率分别为6.86%和3.94%;3号墩相对位移的最大改变率分别为2.12%和－3.89%;4号墩相对位移的最大改变率分别为－10.50%和－12.81%;5号墩相对位移的最大改变率分别为－2.86%和－2.53%.图6 R-C结构体系响应对比Fig.6 Response comparison of R-C structure system从图6(b)和图7(b)可以看出，碰撞效应也会对两种体系结构中的支座位移产生较为显著的影响，场地条件越差，影响越为显著.对于R-C结构体系和C-C结构体系，支座位移的最大改变率分别为－13.17%和－15.86%，如表 6 所示.图7 C-C结构体系响应对比Fig.7 Response comparison of C-C structure system表5 桥墩相对位移改变率Tab.5 Change rate of pier displacement %墩号场地类型 R-C体系C-C体系连接类型改变率连接类型改变率硬场1.06－5.00P1中硬场软场固结6.36 4.97固定－6.20－8.77硬场0.771.02 P2中硬场软场结6.86 5.35活动0.84 3.94硬场－1.59－3.89 P3中硬场软场活动－1.92 2.12活动0.56 1.68硬场－1.16－1.24 P4中硬场软场定－4.06－10.50固定－5.49－12.81硬场0.00－0.87 P5中硬场软场动－2.86－0.20活动1.45 2.53以上结果表明碰撞效应会对高墩桥结构的响应产生较为明显的影响在抗震设计中应引起重视，特别是在场地条件较差的情形，否则可能会错误的估计结构的响应.从图6(a)、图7(a)及表5还可以看出，对于墩梁固结的桥墩(R-C结构体系中的1号墩、2号墩)，碰撞效应会较为明显的增大其相对位移，最大改变率为6.86%.对墩顶设置固定支座的桥墩(R-C结构体系中的4号墩以及C-C体系中的1号墩、4号墩)，碰撞效应会较为明显的降低其相对位移，最大改变率为－12.81%.对墩顶设置活动支座的桥墩(R-C结构系统中的3号墩、5号墩以及C-C体系中的2号墩、3号墩、5号墩)，碰撞效应不会对其产生较为明显的影响.产生这些现象的原因可以解释为:对墩梁固结以及墩底设置固定支座的桥墩，碰撞力可以通过这些连接传递至桥墩，因而会对桥墩的变形产生较为明显的影响;对墩顶设置活动支座的桥墩，无论碰撞力的大小，作用于墩顶位置的水平力均不会超过活动支座的滑动摩擦力，因此，碰撞力对此类桥墩的变形影响较小.这些现象说明碰撞效应对桥墩相对位移的影响大小及程度与桥墩同主梁的连接方式有较为密切的关系.在对高墩桥进行抗震设计时有必要对支座的类型及布置方式进行优化.表6 支座位移改变率Tab.6 Change rate of bearings %支座场地类型 R-C体系 C-C体系硬场－0.01 －4.53 M1中硬场 7.90 －1.94软场 6.40 －4.92硬场 0.62 －4.14 M2中硬场 2.07 －0.17软场 0.60 －7.57硬场－1.21 －7.53 M3中硬场－3.00 －7.99软场－10.29 －12.76硬场－1.86 －6.53M4中硬场－6.99 －5.09软场－13.17 －4.62硬场－1.82 －0.54 M5中硬场－5.08 －8.39软场－11.63 －15.86硬场—－1.16 M6中硬场—－8.23软场—－14.453.2 碰撞对不同结构体系高墩桥影响的差异对比图6(a)和图7(a)可以看出，碰撞效应较为明显地增大了R-C结构体系主桥部分的桥墩相对位移(1号墩、2号墩)，而较为明显地降低了C-C结构体系主桥部分的桥墩相对位移(1号墩)，产生这种现象的原因可以依据结构的响应时程来解释.图8分别给出了R-C结构体系和C-C结构体系的桥墩位移时程和碰撞力时程.为了方便解释，将不考虑碰撞时的桥墩位移D，而考虑碰撞时的桥墩位移Dp.从图8(a)和(b)可以看出，当主梁与桥台发生碰撞时，由于碰撞的限制作用使指向桥台方向的主桥桥墩位移Dp要明显小于D，但在碰撞力和地震动的联合作用下，相反方向的桥墩位移可能会增大.如果下一次碰撞(梁与梁碰撞)发生在桥墩位移Dp小于D时，碰撞将会阻碍Dp继续增大，表现为碰撞作用降低了桥墩的位移(如图8(a)).如果下一次碰撞发生在Dp大于D时，虽然碰撞依然会限制桥墩位移继续增大，但此时桥墩位移Dp已经超过D，其表现为碰撞作用增大了桥墩位移(如图8(b)).这是因为碰撞会限制结构当前方向的变形，但同时可能联合地震作用增大相反方向的结构变形，此时碰撞对结构峰值位移的影响主要取决于第2次碰撞发生的时间.对比图8(a)和(b)可以看出，由于C-C结构体系中相邻结构的动力特性差异更大(如表5)，其发生梁-梁碰撞的概率要明显大于R-C结构体系，使碰撞的限制作用更容易在桥墩位移Dp小于D时发生，从而导致在考虑碰撞效应后，R-C结构体系的响应表现为增大而C-C结构体系的响应表现为减小.表7给出了两种结构体系中各碰撞位置处的最大碰撞力以及发生碰撞次数，其中，碰撞次数是指结构在6条地震波作用下(6个工况)引起结构发生碰撞的工况数.图8 桥墩相对位移及碰撞力时程对比图Fig.8 Comparison of piers relativedisplacements and pounding forces从表7可以看出，C-C结构体系的碰撞次数较多，但其碰撞力要小于R-C结构体系.这可以解释为:由于碰撞次数较多，碰撞对C-C结构体系变形的限制作用更为明显，同时在碰撞过程中发生的能量耗散也更多，使C-C结构体系在发生碰撞时的碰撞力降低.以上这些现象均说明虽然减小相邻结构的动力特性差异可以降低碰撞发生的概率，但有可能提高碰撞的强度及其对结构响应的放大的作用，从而对结构产生不利影响.因此在确定高墩桥结构体系的相邻结构周期比时，不能只考虑相邻结构动力特性差异对碰撞概率的影响，还应考虑其对碰撞效应的影响，避免出现碰撞次数减小而碰撞强度及结构响应增大的情况.从表7还可以看出，对于梁-梁碰撞(B-B)，C-C结构体系的发生次数要明显高于R-C结构体系，这是由于C-C结构体系相邻结构的刚度差别要大于R-C结构体系，从而使其相邻结构更容易产生不同步振动.而对于梁-桥台碰撞(A-B1和A-B2)，两种结构体系的碰撞次数在同种场地条件下基本相同，这是因为桥台被假设为固定点，梁与桥台是否碰撞只取决于其自身结构振动幅值的大小.此外，还可以发现场地条件越差，两种结构体系发生碰撞的次数就越多，且碰撞力越大，这是因为场地条件会对地震动的幅值产生较为明显的影响.这些现象表明:对梁-桥台碰撞，其主要受地震动作用大小的影响，对梁-梁碰撞，不但与地震动的大小有关，还与相邻结构的动力特性相关，因此在进行减撞防撞设计时，应针对不同的碰撞位置采取不同的措施.表7 最大碰撞力及碰撞次数Tab.7 Details of maximum pounding force and pounding frequencyR-C结构体系C-C结构体系场地类型碰撞位置最大碰撞力/kN碰撞次数/次最大碰撞力/kN碰撞次数/次B-B 3.33×104 1 3.25×104 5硬场A1-B 5.88×104 2 1.02×105 6 A2-B 2.19×104 1 1.40×104 1 B-B9.48×104 3 7.53×104 6中硬场A1-B 1.53×105 5 1.31×104 5 A2-B8.78×104 3 8.56×104 4 B-B 1.53×105 5 1.02×105 6软场A1-B2.14×105 6 1.31×105 6 A2-B 1.33×105 5 9.80×104 64 结论在充分考虑碰撞的刚度变化、能量耗散以及桥墩非线性行为的基础上，以两类典型的高墩桥结构体系为例，研究了碰撞对高墩桥动力响应的影响.得出如下结论: (1)与不考虑碰撞的情形相比较，碰撞会对高墩桥结构的弹塑性动力响应产生较为明显的影响，特别是结构所处场地较差时，其最大改变率为15.86%.在抗震设计中应充分考虑碰撞效应带来的影响，否则会错误的估计结构的响应.(2)桥墩与主梁的连接方式会改变碰撞效应对桥墩变形的影响大小和程度，即碰撞会对墩梁固结以及墩顶设置固定支座的桥墩产生较大影响而不会对墩顶设置滑动支座的桥墩产生明显影响.在进行高墩桥的减撞防撞设计时应考虑桥墩与主梁的连接方式对碰撞效应的影响，从而对支座的类型及布置形式进行优化.(3)随着相邻结构动力特性差异的增大，其发生碰撞的概率也会增大，但由于碰撞对桥墩变形的限制作用，反而会降低桥墩的动力响应.因此在确定高墩桥结构体系的相邻结构周期比时，不但要考虑相邻结构动力特性差异对碰撞概率的影响，还应考虑其对碰撞效应的影响，即碰撞力的大小以及碰撞对结构响应的放大和缩小作用，从而避免出现碰撞次数减小而碰撞强度及结构响应增大的情况.(4)梁-桥台碰撞主要受地震动作用大小的影响，而地震动的强度和相邻结构动力特性的差异都会对梁-梁碰撞产生影响，在对高墩桥进行减撞防撞设计时，应针对不同的碰撞位置采取不同的措施.参考文献:【相关文献】［1］宋晓东，李建中.山区桥梁的抗震概念设计［J］.地震工程与工程振动，2004，24(1):92-96.Song Xiaodong，Li Jianzhong.Seismic conceptual design for mountain bridges［J］.Earthquake Engineering and Engineering Vibration ，2004，24(1):92-96.［2］中华人民共和国交通运输部.JTG/T B02-01—2008公路桥梁抗震设计细则［S］.北京:重庆交通科研设计院，2008.［3］ LEW H S.Performance of structures during the loma prieta earthquake of October 17，1989［M］.Washington D C:NIST SP 778，1990:5-7.［4］ MOEHLE J P.Northridge earthquake of January 17 1994:Reconnaissance report，volume 1- highway bridge and traffic management［J］.Earthquake Spectra，1995，11(3):287-372.［5］ BRUNEAU M.Performance of steel bridges during the 1995 Hyogoken-Nanbu(Kobe，Japan)earthquake-a North American perspective［J］. Engineering Structures，1998，20(12):1063-1078.［6］ HAN Q，DU X，LIU J，et al.Seismic damage of highway bridges during the 2008 Wenchuan earthquake［J］. Earthquake Engineering and Engineering Vibration，2009，8(2):263-273.［7］李建中，范立础.非规则梁桥纵向地震反应及碰撞效应［J］.土木工程学报，2005，38(1):84-90.Li Jianzhong，Fan Lichu.Longitudinal seismic response and pounding effects of girder bridges with unconventional configurations［J］. China Civil Engineering Journal，2005，38(1):84-90.［8］ PRIESTLEY M N，SEIBLE F，CALVI G M.Seismic design and retrofit of bridges ［M］.New Jersey:John Wiley＆ Sons，1996:155-264.［9］ ZANARDO G，HAO H，MODENA C.Seismic response of multi-span simply supported bridges to a spatially varying earthquake ground motion［J］. Earthquake Engineering ＆ Structural Dynamics，2010，31(6):1325-1345.［10］ WON J H，MHA H S，KIM S H.Effects of the earthquake-induced pounding upon pier motions in the multi-span simply supported steel girder bridge［J］.Engineering Structures，2015，93:1-12.［11］ JANKOWSKI R，WILDE K，FUJINO Y.Pounding of superstructure segments in isolated elevated bridge during earthquakes［J］.Earthquake Engineering ＆Structural Dynamics，2015，27(5):487-502.［12］ MALHOTRA P K.Dynamics of seismic pounding at expansion joints of concrete bridges［J］.Journal of Engineering Mechanics，1998，124(7):794-802.［13］ DESROCHESR， MUTHUKUMAR S. Effectof pounding and restrainerson seismic response of multiple- frame bridges［J］. JournalofStructural Engineering，2002，。
近断层脉冲型地震作用下大跨拱桥动力响应分析
近断层脉冲型地震作用下大跨拱桥动力响应分析徐略勤;袁茂均;左英;沈正璇;徐粒寒【期刊名称】《振动与冲击》【年(卷),期】2024(43)9【摘要】为了研究近断层脉冲型地震动的速度脉冲特性和参数对大跨拱桥动力响应的影响规律,首先引入分解叠加(record-decomposition incorporation,RDI)法合成人工近断层脉冲型地震动,对比研究了不同等效脉冲模型的准确性,进而优化和验证了合成方法;然后以某大跨拱桥为工程背景,采用优化后的RDI方法合成了具有不同参数特征的人工近断层地震动,探讨了脉冲成分与残余分量对拱桥动力响应的影响机制;最后研究了不同脉冲参数对拱桥动力响应的影响规律。
研究表明:优化后的RDI合成方法能有效模拟原始近断层脉冲型地震动,并得到具有不同脉冲参数的人工地震动;近断层地震记录的高频成分对拱桥结构动力响应具有显著的不利影响;随着脉冲幅值的增大,向前方向性效应和滑冲效应对拱桥动力响应的影响均明显增大;随着脉冲周期的增大,两种脉冲效应对拱桥动力响应均有显著的不利影响;对于脉冲个数的影响,双向脉冲的近断层地震动相比多向脉冲会引起拱桥更大的面内响应。
【总页数】12页(P94-104)【作者】徐略勤;袁茂均;左英;沈正璇;徐粒寒【作者单位】重庆交通大学土木工程学院;重庆交通大学山区桥梁及隧道工程国家重点实验室【正文语种】中文【中图分类】U442.55【相关文献】1.近断层地震作用下大跨CFST拱桥的动力稳定性2.近断层脉冲型地震动作用下大跨斜拉桥地震响应分析3.近断层脉冲型地震作用下高速铁路桥梁-轨道系统响应分析4.近断层脉冲型地震动作用下带限位装置滑移隔震结构动力响应分析5.近断层脉冲型地震动作用下“先滑后限”的滑移隔震结构动力响应分析因版权原因，仅展示原文概要，查看原文内容请购买。
地震动速度脉冲对巨型结构体系地震响应影响研究
地震动速度脉冲对巨型结构体系地震响应影响研究李祥秀;李小军;刘爱文;贺秋梅;王玉石【期刊名称】《地震工程学报》【年(卷),期】2017(039)005【摘要】The seismic responses of the seismic,isolation,and smart isolation systems of a mega structure were calculated and comparatively analyzed.Four groups of actual strong motion records with velocity pulses and corresponding synthetic time histories of ground motion with the same acceleration response spectra but without velocity pulses were used as ground motion inputs.Then,the influence of ground motion with and without velocity pulses on the mega structure under different control strategies was discussed.The results show that the seismic response of the mega structure's underground motion with a velocity pulse is greater than that without velocity pulse;in addition,the velocity pulse of near-fault ground motion has some negative impact on the seismic response of its seismic,isolation,and smart isolation systems.Though a mega structure with intelligent control system is more sensitive to ground motion with a velocity pulse,it can effectively reduce the displacement of the isolation layer.%以巨-子结构抗震体系、隔震体系以及智能隔震体系为研究对象,选择4组具有速度脉冲特性的实际地震动加速度记录及人工模拟的具有相同加速度反应谱而无速度脉冲的地震动时程分别作为地震动输入,采用数值分析方法分别计算在有、无速度脉冲的地震动激励下三种结构体系的地震响应,探讨地震动的速度脉冲对巨型结构体系在不同控制策略下地震响应的影响.研究结果表明:三种结构体系在速度脉冲型地震动作用下的地震响应大部分要大于无速度脉冲型的地震响应,近断层地震动的速度脉冲对巨-子结构抗震体系、隔震体系以及智能隔震体系的地震响应均有一定的不利影响.智能隔震体系对速度脉冲地震动较为敏感,但能有效地减小隔震层位移.【总页数】10页(P843-852)【作者】李祥秀;李小军;刘爱文;贺秋梅;王玉石【作者单位】中国地震局地球物理研究所,北京100081;中国地震局地球物理研究所,北京100081;北京工业大学建筑工程学院,北京100022;中国地震局地球物理研究所,北京100081;中国地震局地球物理研究所,北京100081;中国地震局地球物理研究所,北京100081【正文语种】中文【中图分类】TU352.1【相关文献】1.地震动速度脉冲对减隔震连续梁桥纵向地震响应的影响 [J], 喻隽雅;袁万城;党新志2.地震动速度脉冲对巨型结构体系地震响应影响研究 [J], 李祥秀;李小军;刘爱文;贺秋梅;王玉石;;;;;;3.地震动强度及近断层速度脉冲峰值对简支板桥地震响应影响 [J], 李碧雄;廖桥;曾小灵;陈斌4.地震动速度脉冲对减隔震连续梁桥纵向地震响应的影响 [J], 喻隽雅;袁万城;党新志;;;5.考虑速度脉冲型地震动的实际高层隔震结构地震响应研究水 [J], 李瑞东;宋廷苏;王林建因版权原因，仅展示原文概要，查看原文内容请购买。
罕遇地震下高层建筑弹塑性动力时程反应分析
２ ０ １０ 年 ９ 月
山 西 建 筑
Ｓ ＨＡＮＸＩ ＡＲＣＨＩ ＴＥＣｒＵＲＥ
Ｖ０． ６ Ｎｏ ２ １３ ． ７
Ｓ ｐ ２ １ ｅ． ００
・７ ・ ５
文章 编 号 ：０ ９６ ２ （０ ０ ２ —０ ５０ １ ０ —８ ５ ２ １ ）７０ ７ —２
钢筋模拟成两块钢筋板 ， 矩形梁共 需要 ５ ２十２ｘ６ ＝６ ０个高斯 １ ４ ４ 积分点 。钢筋混 凝土 柱 ： 可以将 四周钢筋 模拟 成 四块 钢筋板 ， 其
平 面和竖 向均不规则 Ｂ级 高度 高层建 筑进 行 了罕遇 地震 下动
力弹塑性 时程分析 ， 评估 了该结构抗震性能 。
２ 结 构和 有限 元模型
小 。结合建筑的平立面布置 ， 楼单体采 用钢筋混凝 土框 架一 核 塔 心筒体 系。楼面采 用钢筋 混凝土 现浇楼 板 ， 围柱 子 ， 外 根据计 算
需要 ， 采用 型钢混凝 土柱 ， 以满 足结构设 计 的需要 。该结 构抗震
３ １ 结 构楼层 最 大 响应 曲线 ．
结构 弹塑性动力时程分析采用 了 Ｓ ＨＷ３地震动时程 曲线 ， 并 分别得到各条 时程 的楼层位移 、 层间位移角曲线 ， 图 １ 如 ～图 ４所 示 。可 以看到 ： 在罕遇地震作用 下该塔楼两个 方 向的最大层 间位
罕遇 地 震 下 高层 建 筑 弹 塑性 动 力 时程 反 应 分 析
刘 福 章
摘 要： 通过对一平面及 竖 向均不规则且高度超 限的高层建 筑进 行的罕遇地震 下动力弹塑性时程分析 ， 评估 此类结构在
罕遇地震作用 下的抗震设计 。
关 键 词 ： 层 建 筑 ， 遇 地 震 ， 力 弹 塑性 时程 分 析 高 罕 动 中 图分 类 号 ： ９ ３ ２ ＴＵ ７ ．５ 文献 标 识 码 ： Ａ
罕遇地震作用下高速铁路桥墩动力响应分析
△ ＝ 咖 ） （
（） １
假 定 在墩 底 截 面 受拉 钢 筋 刚 刚屈 服 时 ， 曲率 沿 墩 高成 线性 分布 ：
咖 ）孚 （ ＝
△ ＝
（ ２ ）
（） ３
满 足《 规 》 震 的要 求 ， 于高 速 铁 路桥 梁 的 抗 震 分析 对
方法 ， 新 建 时 速 ３ ０—３ ０ ｋ 客 运 专 线 铁 路 设 计 《 ０ ５ ｍ
果， 与 Ａ ＳＴ 并 Ａ Ｈ Ｏ规 范 对 比验 证 。
［ 键 词 】罕 遇 地 震 ； 速 铁 路 桥 梁 ； 力 响 应 关 高 动
［ 图分 类 号 】Ｕ４ ８ １ 中 ４ ．３ ［ 献标 识码 】Ａ 文 ［ 章 编 号 】１７ — ６ ０ ２ １ ）２ ０ ７ — ３ 文 ６４ ０ １ （０ ２ ０ — １６ ０ ．
［ ｓｒｃ］Ｔ ｅｆ ｉ ｌｍ ｎ ｏ ｅ ｏ ｉ － ｅｄｒｉ ａ ｒ ｇ ｉ ｓ ｂｉ ｅ ．ｗ ｉｈｉ ｉ。 Ａｂｔａ ｔ ｈ ｎ ｅｅ ｅｔ ｄ ｌ ｆ ｇ ｓ ｅ ａ ｗ ｙｂｉ ｅｐｅ ｉ ｅｔ ｌ ｈ ｄ ｈｃ ｎ ｉｔ ｅ ｍ ｈ ｈｐ ｌ ｄ ｒｓ ａ ｓ ｓ
△ ＝ ＋ 一 ｙＰｚ０ １ ÷ ｙ （ 咖）（一．ｐ ｆ ５）
（） ４
上式 中 ： 为屈 服 曲 率 ， 为极 限 曲率 ， 为屈 服 △ 位移 ， △ 为极 限位 移 ， 为墩 高 ， 为塑性 铰长度 。 ｚ ｆ 。
塑性 铰长 度 按 照 Ａ Ｓ Ｔ ． Ｒ Ｄ Ｂ ｉ ｅＤ ｓ ｎ Ａ Ｈ Ｏ Ｌ Ｆ ｒ ｇ ｅｉ ｄ ｇ
，
ｔ ｒｄｇ ｅ ｏｔ ｍ ｔｐ ｉ ｔ ｈ ｔ ｔ ｆｅａ ｔｃ ｐ ａ ｔｃｔ ｔ ｌ ｓｉ ｉ ｇ ｌ ｂ ｅ ｅｏ ｅ ｔｔｅ ｈｅ ｂ ｉ ｅ ｐｉｒｂ ｔ ｏ ｓｅ ｎｏ ｔ ｅ ｓａｅ ｏ ｌｓｉ・ ｌｓｉｉｙ， ｈｅ ｐ ａ ｔｃ ｈ ｎ ｅ ｗｉ ｅ ｄ ｖ ｌｐ ｄ ａ ｈ ｌ ｂｏｔｍ ｆｐ ｅ ｓｕ ｄ ｒｒ ｒ ａ ｈ ａ ｅ ａ ｔｏ ｔｏ ｏ ｉｒ ｎ ｅ ａ ｅ ｅ ｒ ｑｕ ｋ ｃｉ ｎ， ａ ｈ ｒｆ ｒ ｔ ｎｄ ｔ ｅ ｅｏ ｅ，ｔ ｅ ｎｕ ｒｃ ｌｒ ｓ ｌｓｏ ｌ ｓｉ ｎ ｅ ｌｎｇｈ ｈ ｍｅ ｉ ａ ｅ ｕ ｔ ｆｐ ａ ｔ ｈｉｇ ｅ ｔ ｃ ａ ｅ ｖ ｒｆｅ ｏ ｐ ｒｄ ｗｉ ｒ ｅ ｉ ｄ ｃ ｍ ａ ｅ ｔ ＡＡＳ Ｔ ｃ ｄ ． ｉ ｈ Ｈ Ｏ ｏ ｅ
高墩桥梁地震响应分析_王克海
高墩桥梁地震响应分析王克海,李 茜(交通部公路科学研究所,北京100088)摘 要:近年来,高墩桥梁越来越多地在西部强震地区被采用,并且多采用简支梁桥、连续梁桥和刚构桥。
对具有高墩的某桥梁工程进行高墩桥梁抗震性能分析,研究高墩动力特性和地震响应特点。
并通过适当的改变结构形式降低桥墩的地震响应,达到较好的减震效果,可为高墩桥梁的建设和抗震设计提供参考。
关键词:高墩;刚构桥;地震响应分析;减震中图分类号:U442.55文献标识码:A文章编号:1671-7767(2006)01-0041-03收稿日期:2005-08-18基金项目:西部交通建设科技项目(200231800028)作者简介:王克海(1964-),男,副研究员,1987年毕业于石家庄铁道学院桥梁工程专业,工学学士,1992年毕业于兰州铁道学院结构研究所结构力学专业,工学硕士,1999年毕业于北方交通大学土木工程专业,工学博士。
0 引 言近年来,我国交通基础建设迅速发展,在西南和西北地区兴建了大量桥梁,为了跨越深沟险壑,采用高墩桥梁不可避免,而且桥墩的高度也越来越高,有的甚至超过百米,例如云南元江-墨黑高等级公路上的桥梁,陕西禹门口-阎良高速公路上的桥梁,桥墩最高高度达到了120m 以上。
大陆地区有80%以上破坏性地震集中在西藏、青海、新疆、云南和四川地区。
目前,国内外缺乏高墩桥梁经受地震的经验,震后修复困难[1],而合理的结构形式和成功的抗震设计可以大大地减轻甚至避免震害的产生[2]。
因此,详细地分析高墩桥梁地震响应,对提出高墩桥梁合理的抗震设计方法是十分必要的。
调查结果表明,这些高墩桥梁多为简支梁桥、连续梁桥和刚构桥[3],本文将对某一高墩梁桥工程实例进行地震响应分析,研究高墩梁桥的地震响应特点,为高墩梁桥的建设、设计提供参考。
1 刚构桥动力特性及地震响应分析1.1 计算模型主桥为4跨预应力混凝土刚构桥,最大跨度200m 。
主梁为单室单箱截面,桥面宽13.5m ,梁高按二次抛物线变化。
近断层地震方向脉冲效应对高速铁路桥梁弹塑性反应的影响
近断层地震方向脉冲效应对高速铁路桥梁弹塑性反应的影响陈令坤;张楠;胡超;徐庆元【期刊名称】《振动与冲击》【年(卷),期】2013(032)015【摘要】基于PEER-NAG强震数据库,采用ANSYS分析软件、ANSYS-APDL语言和弯矩曲率关系计算程序,以高速铁路多跨简支梁桥为研究对象,建立了近断层脉冲型地震作用下的高速铁路桥梁全桥模型,考虑了轨道不平顺的影响,分析了结构的自振特性,计算了近/远断层地震作用下桥梁的弹塑性地震响应.计算结果表明,近断层方向脉冲型地震作用下的墩底的荷载-变形曲线呈现中间加强的特点,此时需要桥墩有更强的能量释放能力和较好的延性要求,相比远断层地震而言,近断层方向脉冲型地震作用下墩底梁体位移、墩顶位移以及墩底弯矩增大,且导致更大的塑形变形；远断层地震趋向于能量的逐渐释放过程并与较少的滞回环损伤疲劳相联系；由于近断层地震动方向脉冲效应的影响,在一些地震动的某些时段内,对结构破坏起控制作用的因素是速度或位移而不是峰值加速度；由于近断层地震较大的竖向地震动,导致梁体竖向挠度比远断层地震增加较多,《铁路工程抗震设计规范》等取竖向地震为横向的2/3左右,会导致竖向动力响应偏小,建议取竖向地震动的合理范围进行计算较为妥当.【总页数】8页(P149-155,167)【作者】陈令坤;张楠;胡超;徐庆元【作者单位】扬州大学建筑科学与工程学院,扬州225127;北京交通大学土木建筑工程学院,北京100044;北京交通大学土木建筑工程学院,北京100044;扬州大学建筑科学与工程学院,扬州225127;中南大学土木工程学院,长沙410075【正文语种】中文【中图分类】U448.13【相关文献】1.近断层地震方向脉冲效应对高速铁路桥梁弹塑性反应的影响 [J], 李文哲2.高速铁路桥梁方向脉冲型近断层地震反应分析 [J], 陈令坤;张楠;蒋丽忠;陈格威3.近断层地震脉冲效应对大跨度桥梁地震响应的影响 [J], 段昕智;徐艳;李建中4.近断层地震速度脉冲效应对桥墩地震反应的影响 [J], 李新乐;朱晞5.圆端型墩高速铁路桥梁的弹塑性地震反应分析 [J], 陈令坤;蒋丽忠;王丽萍;罗波夫因版权原因，仅展示原文概要，查看原文内容请购买。
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考虑场地条件以及脉冲周期等因素的影响。
关键词：脉冲型地震动；高墩桥；脉冲周期；场地条件；动力响应
中图分类号：TU317+.1；TU352.1
文献标志码：A
文章编号：1672 − 7029(2019)07− 1719 − 09
Effect of pule-like ground motion on elastic-plastic dynamic response of high pier bridges in mountainous areas
Abstract: To study the effect of pule-like ground motion on seismic response of high pier bridge in mountainous area, this paper presented a theoretical analysis for a typical high pier bridge. The fiber section was first adopted to fully consider the elastoplastic behavior of the pier. The actual ground motion records with different pulse periods were selected by using the spectrum match method, and then a comparative analysis was carried out considering the pulse effect. The results showed that pulse-like ground motion can significantly affect the elastic-plastic responses of high pier bridge, and the closer the pulse period was to the natural vibration period of the structure, the more obvious the amplification effect on the structural response. The pulse effect should be considered even if the site condition was good due to the effect of pulse on high pier bridge was most obvious in site A. Therefore, it was suggested that not only the pulse effect but also the influence of site condition and the pulse period on the pulse effect should be considered for the seismic design of high pier bridge in mountainous area. Otherwise, the structural response of high pier bridge will be incorrectly estimated. Key words: pulse-like ground motions; high pier bridge; pulse period; site condition; dynamic response
LI Qian1, YANG Ningxin1, LI Xi1, LI Yan2
(1. School of Civil Engineering, Southwest Jiaotong University, Chengdu 610031, China; 2. School of Transportation Science and Engineering, Harbin Institute of Technology, Harbin 150090, China)
李倩 1，杨宁欣 1，李晰 1，李岩 2
(1. 西南交通大学 土木工程学院，四川 成都 610031； 2. 哈尔滨工业大学 交通科学与工程学院，黑龙江 哈尔滨 150090)
摘 要：为研究脉冲型地震动对山区高墩桥弹塑性动力响应的影响，以一座典型的高墩桥作为研究对象，通过纤维截面充分
考虑桥墩的弹塑性，并采用谱兼容的方法选取具有不同脉冲周期的天然地震记录，在此基础上对比分析脉冲效应对桥梁结构
收稿日期：2018−10−15 基金项目：国家自然科学基金资助项目(51508473) 通信作者：李晰(984−)，男，山东栖霞人，讲师，博士，从事桥梁抗震与减震研究；E−mail：xi.li@
1720
铁道科学与工程学报
2019 年 7 月
中国西南地区山高谷深,为了适应其复杂的地 形变化，在高等级公路及铁路系统里存在大量高墩 桥梁。该地区分布了多条活跃断裂带，使得大部分 桥梁结构距离断层较近，如四川的百花大桥距离断 层只有 2 km[1]，在地震中更容易受到近场效应的影 响。已有研究表明断层附近的地震记录受到方向性 效应[2]、滑冲效应[3]、上盘效应[4]以及竖向效应[5]等 近场效应的影响，与远离断层的地震记录存在较大 的差别，其中最明显的为方向效应和滑冲效应所引 起的速度脉冲[6]，并将这类含有速度脉冲的地震动 称为近断层脉冲型地震动。由于这类地震动最显著 的特点为短持时高能量，会对工程结构的地震响应 产生显著影响。从近几十年的地震灾害中也同样可 以发现，不仅强烈地震中断层附近的建筑和桥梁出 现严重破坏[7]，即使中等震级的地震中断层附近的 结构损坏也很严重[8−9]。近年来，脉冲型地震作用 下桥梁结构的抗震性能得到了各国学者的广泛关 注，如简支梁桥[10]、连续梁桥[11]、刚构桥[12]、曲线 梁桥[13]、悬索桥[14]、拱桥[15]、隔震桥梁[16−17]，这些 研究指出，桥梁结构在脉冲型地震作用下的抗震响 应与其在远场地震作用下的响应存在较为明显的 区别，现行桥梁抗震设计规范无法合理地体现近断 层地震所包含的脉冲特性。但是对于山区高墩桥而 言，大部分研究只分析了其在远场地震作用下的抗 震性能，缺乏对近断层地震动脉冲特性的考虑。因 此有必要对脉冲型地震作用下高墩桥的抗震性能 进行更为深入的研究。本文基于 OpenSees 平台采 用弹塑性动力时程分析方法对山区高墩桥在脉冲 型地震作用下的动力响应进行研究，对比分析速度 脉冲以及不同脉冲周期对结构抗震性能的影
动力响应的影响。研究结果表明：脉冲型地震动对高墩桥的弹塑性动力响应产生较为明显的影响，并且脉冲周期与结构自振
周期越接近，对结构响应的放大作用就越明显；在 A 类场地条件下脉冲效应对高墩桥的动力响应影响最大，在场地条件较
好时也应充分考虑脉冲效应对结构的影响；建议在对山区高墩桥进行抗震设计时，不仅要考虑地震动的脉冲效应，还应充分
第 16 卷 第 7 期 2019 年 7 月
铁道科学与工程学报 Journal of Railway Science and Engineering
DOI: 10.19713/ki.43−1423/u.2019.07.016
Volume 16 Number 7 July 2019
脉冲型地震动对山区高墩桥弹塑性 动力响应的影响分析