橋臺(tái)對(duì)連續(xù)梁橋縱向地震響應(yīng)的影響

王 翼, 李建中

(1.同濟(jì)大學(xué) 土木工程學(xué)院,上海 200092；2.安徽工業(yè)大學(xué) 建工學(xué)院,安徽 馬鞍山 243032)

橋臺(tái)作為銜接路堤與橋梁的建筑物，在正常運(yùn)營時(shí)中起到支承主梁和抵御臺(tái)后填土壓力的作用.但在《公路橋梁抗震設(shè)計(jì)細(xì)則:JTG/T B02-01—2008》[1]中，沒有明確提出在抗震設(shè)計(jì)中應(yīng)如何分析和考慮橋臺(tái)的作用.設(shè)計(jì)人員在橋梁設(shè)計(jì)中往往不考慮橋臺(tái)對(duì)橋梁的抗震作用，僅依靠橋墩承受主梁的地震慣性力[2].在實(shí)際設(shè)計(jì)中，為避免橋臺(tái)因分擔(dān)主梁慣性力而受到損傷，可以在臺(tái)梁之間設(shè)置足夠大的伸縮縫間隙以避免發(fā)生臺(tái)梁碰撞，或者在橋臺(tái)背墻上設(shè)置“碰即脫”結(jié)構(gòu)[3]，在避免橋臺(tái)分擔(dān)主梁的慣性力同時(shí)減小伸縮縫的寬度.

研究[4]表明：橋臺(tái)、臺(tái)后填土與主梁之間的相互作用在強(qiáng)震作用下能明顯改變橋梁地震響應(yīng).文獻(xiàn)[5]允許考慮橋臺(tái)參與橋梁抗震的作用，設(shè)計(jì)時(shí)通常有以下2種做法：①將橋臺(tái)背墻設(shè)計(jì)得非常弱，地震時(shí)橋臺(tái)背墻底部被剪斷，主梁地震慣性力通過橋臺(tái)背墻直接傳遞到臺(tái)后填土，通過臺(tái)后填土分擔(dān)主梁慣性力[6]；②橋臺(tái)背墻為受彎破壞模式，在地震作用下，容許背墻進(jìn)入彎曲屈服，橋臺(tái)臺(tái)身和臺(tái)后填土一起分擔(dān)主梁慣性力[7].

上述2種方法利用臺(tái)后填土傳遞部分主梁慣性力，減少支座的位移以及橋墩墩頂?shù)奈灰?，并通過適度損傷橋臺(tái)背墻以減少直接傳遞到橋臺(tái)臺(tái)身的主梁慣性力，以保證橋臺(tái)基礎(chǔ)不發(fā)生破壞.

本文選取一座帶有樁基礎(chǔ)的U形座式橋臺(tái)的連續(xù)梁橋?yàn)檠芯勘尘?，研究地震作用下容許橋臺(tái)背墻底部被剪斷或容許橋臺(tái)背墻彎曲屈服2種情況下橋臺(tái)對(duì)連續(xù)梁橋縱向地震響應(yīng)的影響，并對(duì)橋臺(tái)背墻的屈服彎矩、橋臺(tái)處伸縮縫間隙和橋墩墩高進(jìn)行參數(shù)分析.

1 計(jì)算模型與地震動(dòng)輸入

1.1 工程背景

以一座3跨等高連續(xù)梁橋作為計(jì)算實(shí)例，如圖1所示.其中，主梁為3×30 m連續(xù)預(yù)應(yīng)力混凝土T梁，兩端均設(shè)有橋臺(tái)，橋?yàn)橹睒?主梁由5片T梁組成，5片T梁全寬12 m，高2 m，與橋臺(tái)背墻之間設(shè)置8 cm的伸縮縫.下部橋墩為混凝土雙柱墩，橋墩蓋梁橫向?qū)?1.2 m，縱橋向長2.2 m，高2.0 m；墩柱直徑為1.8 m，墩高為5.0 m，配筋率為1.82%，墩柱中心距為6.0 m；樁徑2.0 m，樁長20.0 m；橋臺(tái)上設(shè)有搭板和背墻，背墻后的臺(tái)后填土壓實(shí)，臺(tái)身為U形，下設(shè)5根樁基礎(chǔ)，樁長20.0 m，樁基直徑為1.0 m，橋臺(tái)U形臺(tái)身及其他具體尺寸如圖2a、2b所示，背墻截面配筋如圖2c所示，臺(tái)后填土參數(shù)如表1所示.每個(gè)橋墩蓋梁上橫向設(shè)置5個(gè)普通板式橡膠支座，規(guī)格為GYZ450×69(圓形板式橡膠支座)；每個(gè)橋臺(tái)臺(tái)身橫向設(shè)置1排5個(gè)四氟滑板支座.橋臺(tái)和橋墩處地質(zhì)條件如表2所示(不考慮土壤液化對(duì)地震響應(yīng)的影響).

圖1 某3跨連續(xù)梁橋立面(單位:m)Fig.1 Elevation of a three-span continuous girderbridge (unit:m)

1.2 動(dòng)力計(jì)算模型

采用OpenSees程序建立橋梁的空間動(dòng)力有限元模型，半橋有限元模型如圖3所示.

a 橋臺(tái)半平面

b 橋臺(tái)側(cè)面

c 橋臺(tái)背墻橫截面俯視圖2 橋臺(tái)構(gòu)造(單位:cm)Fig.2 Stucture of abutment (unit: cm)表1 臺(tái)后填土參數(shù)Tab.1 Parameters of backfill

填土材料容重/(kN·m-3)內(nèi)摩擦角/(°)黏聚力/kPa泊松比初始彈性模量/MPa墻土摩擦角/(°)粉砂18.992727.30.3538.320

表2 橋臺(tái)橋墩處地質(zhì)條件Tab.2 Geological conditions at pier and abutment

圖3 半橋有限元模型Fig.3 Half bridge finite element model

1.2.1主梁、橋墩、支座的模擬

主梁采用線彈性梁柱單元進(jìn)行模擬，主梁每跨劃分成6個(gè)等長單元以使主梁質(zhì)量分布更趨合理.

橋墩蓋梁和樁基采用線彈性梁柱單元進(jìn)行模擬，由于橋墩墩柱在地震作用下可能會(huì)進(jìn)入非線性狀態(tài)，因此采用三維彈塑性纖維單元對(duì)其進(jìn)行模擬，墩柱內(nèi)無約束混凝土采用Kent-Scott-Park本構(gòu)模型，約束混凝土的抗壓強(qiáng)度、極限應(yīng)變等參數(shù)根據(jù)Mander等[8]提出的公式確定，鋼筋則采用簡化的理想彈塑性雙線本構(gòu)模型.土體對(duì)橋墩樁基的水平約束采用非線性彈簧曲線[9]模擬，分別在黏土層、中砂層和礫石層中部每根單樁樁身處縱橫方向各施加一個(gè)非線性土彈簧，因樁底位移非常小，所以采用固結(jié)模擬中密礫石對(duì)樁底的約束的方式.

板式橡膠支座和四氟滑板支座采用理想彈塑性單元模擬，以考慮支座與梁體間的滑動(dòng)摩擦效應(yīng),在支座剪力達(dá)到臨界滑動(dòng)力Fcr之前，所有板式橡膠支座滑動(dòng)前的水平剪切剛度Ke為

(1)

式中:n為支座個(gè)數(shù)；G為支座的動(dòng)剪切模量，文獻(xiàn)[1]建議取1 200 kN·m-2；A為支座的剪切面積；t為支座橡膠層的總厚度.

臨界滑動(dòng)力Fcr和臨界位移ue為支座發(fā)生滑動(dòng)時(shí)的臨界支座剪力和支座水平剪切變形，可按下式計(jì)算確定：

(2)

式中:N為恒載支座反力；μ為支座的滑動(dòng)摩擦系數(shù)，根據(jù)同濟(jì)大學(xué)的試驗(yàn)結(jié)果[10],板式橡膠支座與梁底鋼板間的滑動(dòng)摩擦系數(shù)近似取值為0.3.根據(jù)式(1)、式(2)可得橋墩蓋梁上板式橡膠支座的并聯(lián)初始剛度和臨界滑動(dòng)位移分別為19.5 MN·m-1和8.6 cm，支座滑動(dòng)后,支座剛度為零.板式橡膠支座水平恢復(fù)力模型如圖4表示.

圖4 板式橡膠支座恢復(fù)力模型Fig.4 Hysteretic model of laminated rubber bearing

四氟滑板支座的摩擦系數(shù)取0.02，并聯(lián)支座滑動(dòng)前剛度和臨界滑動(dòng)位移分別為18.8 MN·m-1和0.3 cm，支座滑動(dòng)后支座剛度為零.

1.2.2橋臺(tái)的模擬

根據(jù)橋臺(tái)背墻在地震作用下的損傷可以建立2種模型：①容許橋臺(tái)背墻在地震作用下彎曲屈服(見圖5a)，背墻底部的損傷可簡化為等效塑性鉸.在地震作用下，背墻通過底部的等效塑性鉸轉(zhuǎn)動(dòng)并帶動(dòng)橋臺(tái)搭板和臺(tái)后填土運(yùn)動(dòng)，主梁地震慣性力通過背墻傳遞到臺(tái)后填土，考慮橋臺(tái)背墻質(zhì)量、橋臺(tái)搭板質(zhì)量和橋臺(tái)搭板與臺(tái)后填土摩擦對(duì)橋梁抗震的影響.②橋臺(tái)背墻非常弱，地震初期背墻底部被剪斷(見圖5b)，僅作為傳遞主梁地震慣性力到臺(tái)后填土的構(gòu)件，在地震作用下背墻的縱向位移和臺(tái)后填土位移保持一致，完全靠臺(tái)后填土分擔(dān)主梁的慣性力，橋臺(tái)臺(tái)身除承受支座傳遞的縱向水平作用力外不分擔(dān)主梁的縱向慣性力，可忽略橋臺(tái)背墻質(zhì)量、橋臺(tái)搭板質(zhì)量和橋臺(tái)搭板與臺(tái)后填土摩擦對(duì)全橋抗震的影響.

a 橋臺(tái)背墻彎曲屈服模型

b 背墻底部被剪斷模型圖5 橋臺(tái)有限元模型Fig.5 Abutment finite element model

(1)在容許橋臺(tái)背墻進(jìn)入彎曲屈服模型中，橋臺(tái)臺(tái)身和樁基采用線彈性梁柱單元進(jìn)行模擬，土體對(duì)橋臺(tái)樁基的水平約束與橋墩樁基相同.

橋臺(tái)背墻采用彈塑性單元模擬，根據(jù)文獻(xiàn)[1]，計(jì)算出背墻與橋臺(tái)連接處的等效塑形鉸的屈服轉(zhuǎn)角和極限轉(zhuǎn)角分別為3.05 mrad和54.00 mrad，計(jì)算得到的相應(yīng)屈服彎矩和極限彎矩分別為1 383 kN·m和1 920 kN·m.

橋臺(tái)背墻向橋跨中心位移時(shí)不考慮臺(tái)后填土對(duì)背墻的作用，當(dāng)橋臺(tái)背墻向填土方向位移時(shí)，臺(tái)后填土對(duì)橋臺(tái)背墻的約束采用Duncan雙曲線模型[11]模擬.

(3)

式中:F(y)為被動(dòng)土壓力,y為填土的變形尺寸；Fult為最大被動(dòng)土壓力，按對(duì)數(shù)螺旋條分法[6]計(jì)算取值為5 524.6 kN；Rf為最大被動(dòng)土壓力與雙曲線的漸近線的比值,取值范圍為0.75～0.95,本文取0.95；Kmax為土的力位移曲線的初始切線剛度，根據(jù)Douglas等[12]提出的方法取值為1 030 MN·m-1.這種關(guān)系如圖6所示，被動(dòng)土壓力合力作用在橋臺(tái)臺(tái)身向上1/3的背墻高度處.

圖6 Duncan雙曲線模型Fig.6 Duncan hyperbolic model

橋臺(tái)搭板與臺(tái)后填土之間的摩擦本構(gòu)采用理想彈塑性單元模擬，臨界滑動(dòng)摩擦力為352 kN(0.4倍的支承反力)[13],假設(shè)臨界滑動(dòng)位移為0.2 cm.

考慮橋臺(tái)伸縮縫處橋臺(tái)與主梁的碰撞，橋臺(tái)背墻與主梁之間的碰撞采用帶間隙的線性彈簧碰撞模型模擬，碰撞剛度取梁體的軸向剛度[14]1 310 MN·m-1，忽略碰撞過程中的能量損失，該模型目前被廣泛應(yīng)用于伸縮縫處相鄰梁體間的碰撞模擬[14-16].

(2)在橋臺(tái)背墻底部被剪斷模型中，主梁與橋臺(tái)背墻之間的碰撞采用帶間隙的非線性單元模擬，臺(tái)后填土的最大被動(dòng)土壓力和力-位移關(guān)系采用式(3)計(jì)算；忽略臺(tái)后搭板質(zhì)量和與臺(tái)后填土摩擦對(duì)全橋抗震的作用.

1.3 地震動(dòng)輸入

非線性動(dòng)力分析共采用了7條二類場地地震波記錄，數(shù)據(jù)采用的7組地震波來自太平洋地震工程中心的地震波數(shù)據(jù)庫(PEER Strong Motion Database)，具體地震波相應(yīng)震級(jí)和地震波地面運(yùn)動(dòng)加速度峰值(PGA)參見表3.對(duì)7條地震波的PGA進(jìn)行調(diào)值，幅值增量為0.2g，下限為0.2g，上限為1.0g.根據(jù)文獻(xiàn)[1]第6.4.2條，采用7組及以上地震加速度時(shí)程計(jì)算時(shí)，可取結(jié)果的平均值.計(jì)算時(shí)僅考慮縱橋向地震作用的影響，忽略豎向地震作用.

表3 實(shí)際加速度時(shí)程記錄Tab.3 Recorded groud motions

2 橋臺(tái)對(duì)橋梁縱向地震響應(yīng)的影響

2.1 工況分析

在地震作用下，主梁和橋臺(tái)的相互作用使橋臺(tái)分擔(dān)主梁的慣性力，減小支座和橋墩縱向位移，但橋臺(tái)分擔(dān)了部分主梁慣性力，可能會(huì)造成橋臺(tái)承受較大的地震慣性力.為了研究橋臺(tái)和主梁相互作用效應(yīng),分以下3種工況進(jìn)行討論.

(1)工況1.橋臺(tái)背墻與主梁之間的伸縮縫間隙設(shè)置足夠大，在地震反應(yīng)分析中主梁和橋臺(tái)背墻之間不發(fā)生碰撞，不考慮橋臺(tái)對(duì)主梁地震慣性的分擔(dān).

(2)工況2.容許橋臺(tái)背墻進(jìn)入彎曲屈服，背墻底部的損傷可簡化為等效塑形鉸，在分析時(shí)考慮橋臺(tái)背墻和搭板的質(zhì)量、橋臺(tái)背墻與主梁的碰撞、臺(tái)后填土對(duì)橋臺(tái)背墻作用及臺(tái)后搭板與臺(tái)后填土之間的摩擦效應(yīng).

(3)工況3.橋臺(tái)背墻非常弱，在地震發(fā)生初期橋臺(tái)背墻底部就被剪斷，在地震作用下僅作為傳遞臺(tái)后填土壓力的構(gòu)件，主梁通過橋臺(tái)背墻和臺(tái)后填土相互作用.橋臺(tái)臺(tái)身除承受支座傳遞的縱向水平作用力外不分擔(dān)主梁的縱向慣性力，所以可忽略背墻和臺(tái)后搭板質(zhì)量以及臺(tái)后搭板和臺(tái)后填土摩擦對(duì)全橋抗震的影響.

2.2 結(jié)果分析與討論

根據(jù)前面的地震動(dòng)輸入，對(duì)不同工況進(jìn)行動(dòng)力時(shí)程分析.表4給出3種工況在不同地震動(dòng)強(qiáng)度作用下的主梁縱向位移、1號(hào)墩支座縱向位移、1號(hào)墩位移延性需求、0號(hào)橋臺(tái)單樁彎矩和0號(hào)橋臺(tái)臺(tái)后填土壓力，其中橋墩位移延性需求為地震作用下橋墩墩頂響應(yīng)與橋墩的屈服位移之比.

由表4數(shù)值可知，根據(jù)臺(tái)梁的相互作用及墩梁的相對(duì)位移，橋梁結(jié)構(gòu)的地震響應(yīng)可以分為3個(gè)階段：①第1階段.地震動(dòng)強(qiáng)度較小，主梁和橋臺(tái)背墻未碰撞(主梁位移小于8.0 cm).②第2階段.地震動(dòng)強(qiáng)度較大，主梁和橋臺(tái)背墻碰撞(主梁位移大于8.0cm)但橋墩支座未滑移(1號(hào)墩支座縱向位移小于8.6 cm).③第3階段.在強(qiáng)震作用下，主梁和橋臺(tái)背墻碰撞(主梁位移大于8.0 cm)且橋墩支座發(fā)生滑移后(1號(hào)墩支座縱向位移大于8.6 cm).

表4 工況1～3在不同地震動(dòng)強(qiáng)度作用下橋梁的縱向地震響應(yīng)Tab.4 Longitudinal seismic response of bridge under different intensity of ground motion in case 1～3

(1)第1階段以表4中PGA為0.2g為例，除工況3中橋臺(tái)單樁彎矩略小于工況1和2，橋梁結(jié)構(gòu)地震響應(yīng)基本一致.這是因?yàn)橹髁汉蜆蚺_(tái)碰撞前，工況3忽略橋臺(tái)背墻的慣性力造成橋臺(tái)單樁彎矩比其他工況略小.

(2)第2階段以表4中PGA為0.4g為例，因?yàn)榕_(tái)后填土的作用，工況2和工況3在支座縱向位移上較工況1分別減少了9.4%和14.1%，橋墩位移延性需求則分別減少了8.1%和14.9%，但對(duì)于橋臺(tái)單樁彎矩，工況2和工況3較工況1分別增加了9.1%和3.0%.

從上述數(shù)據(jù)對(duì)比可以看到，工況2因?yàn)闃蚺_(tái)臺(tái)身和臺(tái)后填土分擔(dān)了作用在橋墩上的主梁慣性力，使橋墩支座位移和橋墩位移延性需求較工況1有所減小，但橋臺(tái)單樁彎矩較工況1有一定增加；從表4中的0號(hào)橋臺(tái)臺(tái)后填土壓力可以看到，主梁和橋臺(tái)背墻碰撞后，工況3中臺(tái)后填土分擔(dān)主梁地震慣性力明顯高于工況2，因此橋墩支座位移和橋墩位移延性需求小于工況2的結(jié)果，而且因?yàn)闃蚺_(tái)臺(tái)身沒有分擔(dān)主梁慣性力，導(dǎo)致橋臺(tái)單樁彎矩明顯低于工況2，和工況1的結(jié)果差別基本可以忽略不計(jì).

(3)第3階段以表4中PGA為0.6g為例，工況2和工況3在支座縱向位移上較工況1分別減少了15.1%和26.7%，橋墩位移延性需求則僅分別減少4.3%和1.1%，但對(duì)應(yīng)橋臺(tái)單樁彎矩，工況2和工況3較工況1增加了36.2%和6.4%.

從上面分析結(jié)果對(duì)比可以得出，當(dāng)主梁和橋臺(tái)背墻碰撞且橋墩支座滑移后，工況2中因支座滑移，橋墩分擔(dān)的主梁慣性力不再增加，橋墩位移延性需求和工況1相比基本沒有差別，但作用在臺(tái)身和臺(tái)后填土的主梁慣性力更大，使支座位移較工況1減小，橋臺(tái)單樁彎矩較工況1增大；而工況3因臺(tái)身不分擔(dān)主梁慣性力，臺(tái)后填土對(duì)主梁的縱向約束作用與工況2相比更強(qiáng)，不僅支座縱向位移相較工況2結(jié)果更小，而且橋臺(tái)單樁彎矩明顯低于工況2.

綜上所述，考慮橋臺(tái)-主梁相互作用時(shí)，隨著地震動(dòng)強(qiáng)度的增加，橋臺(tái)分擔(dān)主梁慣性力的比例增加.這種情況下需避免臺(tái)身因分擔(dān)過大的主梁慣性力而造成橋臺(tái)單樁彎矩過大而損傷.

3 參數(shù)分析

為了進(jìn)一步研究橋臺(tái)與梁體相互作用效應(yīng)，針對(duì)圖1的背景工程，分別以橋臺(tái)背墻的屈服彎矩、臺(tái)梁之間伸縮縫間隙大小和橋墩高度等參數(shù)的影響進(jìn)行分析.分析時(shí)地震動(dòng)輸入采用表3的7條加速度地震波，PGA取0.6g，計(jì)算結(jié)果取7條波的平均值.

3.1 橋臺(tái)背墻的屈服彎矩

針對(duì)容許背墻彎曲屈服工況(工況2)，取背墻的屈服彎矩My與背景工程背墻屈服彎矩Mn之比在1.0～7.0之間進(jìn)行參數(shù)分析.圖7給出了在縱向地震作用下的1號(hào)墩支座縱向位移、1號(hào)墩位移延性需求和0號(hào)橋臺(tái)單樁彎矩隨My/Mn的規(guī)律.

從圖7a可以看到，隨著My/Mn的增加，支座縱向位移逐漸減小.從圖7b和7c可以看到，隨著橋臺(tái)背墻屈服彎矩的增加，橋墩縱向位移延性需求呈現(xiàn)逐漸增加并趨于穩(wěn)定的趨勢，而橋臺(tái)單樁彎矩則呈現(xiàn)逐漸增大的趨勢.

3.2 橋臺(tái)處伸縮縫間隙

當(dāng)考慮橋臺(tái)承擔(dān)梁體慣性力時(shí)，為研究橋臺(tái)處伸縮縫間隙大小對(duì)橋梁縱向地震響應(yīng)的影響，對(duì)橋臺(tái)處伸縮縫間隙進(jìn)行標(biāo)準(zhǔn)化參數(shù)分析，引入量綱一化參數(shù)rG(間隙比).

rG=ΔG/Δmax

(4)

式中：ΔG為伸縮縫間隙大小；Δmax為不考慮橋臺(tái)承受梁體地震慣性力時(shí)計(jì)算出的橋臺(tái)背墻與梁端的最大相對(duì)位移.

當(dāng)初始間隙取值為Δmax時(shí)，即rG=1時(shí)，主梁與橋臺(tái)背墻沒有接觸.分析時(shí)，取rG在0.1～0.9之間.圖8給出了3種工況下1號(hào)墩支座縱向位移、1號(hào)墩縱向位移延性需求及0號(hào)橋臺(tái)單樁彎矩隨橋臺(tái)處伸縮縫間隙比變化的規(guī)律.

a 1號(hào)墩支座縱向位移

b 1號(hào)墩位移延性需求

c 0號(hào)橋臺(tái)單樁彎矩圖7 工況2下橋臺(tái)背墻屈服彎矩對(duì)橋梁地震響應(yīng)的影響Fig.7 Effect of yield moment of abutment backwall on seismic response of bridge in case 2

由圖8a和8c可見，隨著橋臺(tái)處伸縮縫間隙比的減小，工況2、工況3中橋臺(tái)分擔(dān)主梁慣性力比例增加能力增強(qiáng)，支座縱向位移減小.從圖8b可見，當(dāng)橋臺(tái)處伸縮縫間隙比在一定范圍內(nèi)時(shí)，地震作用下主梁和橋臺(tái)背墻的碰撞對(duì)主梁產(chǎn)生的反作用力加上主梁的慣性力反而會(huì)增加橋墩縱向位移延性需求，橋墩縱向位移延性需求隨著橋臺(tái)處伸縮縫間隙比的減小呈現(xiàn)帶有一定波動(dòng)的總體下降趨勢.

a 1號(hào)墩支座縱向位移

b 1號(hào)墩縱向位移延性需求

c 0號(hào)橋臺(tái)單樁彎矩圖8 橋臺(tái)處伸縮縫間隙對(duì)橋梁縱向地震響應(yīng)的影響Fig.8 Effect of expansion joint clearance at abutment on seismic response of bridge

3.3 橋墩高度

在對(duì)橋墩高度進(jìn)行參數(shù)分析時(shí)，墩高變化在5～20m范圍.圖9給出了工況1～3中連續(xù)梁橋在縱向地震輸入下的1號(hào)墩支座縱向位移、1號(hào)墩縱向位移延性需求及0號(hào)橋臺(tái)單樁彎矩隨墩高的變化.

從圖9中可見，不考慮橋臺(tái)對(duì)橋梁抗震作用時(shí)(工況1)，因全橋剛度隨著墩高的減小而增加，作用在橋墩支座頂部的主梁慣性力也增大，橋墩支座位移逐漸增大；但橋墩的位移延性需求先隨橋墩高度的減小而增大，但橋墩高度減小到一定程度后，因支座發(fā)生滑移，墩柱慣性力也相對(duì)較小，橋墩的位移延性需求隨橋墩高度的減小而減?。挥捎跇蚺_(tái)不承擔(dān)梁體地震慣性力，橋臺(tái)單樁彎矩對(duì)墩高變化不敏感.

從圖9可見，考慮橋臺(tái)對(duì)橋梁的抗震作用時(shí)(工況2和工況3)，由于橋臺(tái)和臺(tái)后填土對(duì)主梁的限位作用，支座位移隨墩高的減小而增加，橋墩位移延性需求雖然總體上隨墩高的減小而增加，但在墩高相對(duì)較小時(shí)，它隨墩高減小而減小.工況2中的橋臺(tái)單樁彎矩隨墩高的減小而減小，但工況3中橋臺(tái)單樁彎矩受橋臺(tái)墩高變化影響較小.

a 1號(hào)墩支座縱向位移

b 1號(hào)墩縱向位移延性需求

c 0號(hào)橋臺(tái)單樁彎矩圖9 墩高對(duì)橋梁地震響應(yīng)的影響Fig.9 Effect of pier height on seismic response of bridge

4 結(jié)語

以一座帶樁基礎(chǔ)U形座式橋臺(tái)的連續(xù)梁橋?yàn)槔? 采用非線性時(shí)程分析方法，研究了考慮橋臺(tái)與梁體相互作用對(duì)橋梁結(jié)構(gòu)地震響應(yīng)的影響，并對(duì)橋臺(tái)背墻的屈服彎矩、橋臺(tái)處伸縮縫間隙和墩高進(jìn)行參數(shù)分析，結(jié)論如下：

(1) 考慮橋臺(tái)承擔(dān)梁體地震慣性力時(shí)，隨著地震動(dòng)強(qiáng)度的增加，橋臺(tái)分擔(dān)主梁慣性力的比例增加；通過橋臺(tái)分擔(dān)主梁慣性力可以減小支座的縱向位移和橋墩的位移延性需求，但需避免橋臺(tái)背墻為受彎破壞模式時(shí)橋臺(tái)分擔(dān)過大的主梁慣性力而造成橋臺(tái)單樁彎矩過大而損傷.

(2) 與容許橋臺(tái)背墻進(jìn)入彎曲屈服工況相比，容許橋臺(tái)背墻底部被剪斷工況中的支座縱向位移、橋墩位移延性需求和橋臺(tái)單樁彎矩明顯減小.

(3) 容許橋臺(tái)背墻進(jìn)入彎曲屈服時(shí)，增大橋臺(tái)背墻屈服彎矩可減小支座位移，但橋墩位移延性需求隨橋臺(tái)背墻屈服彎矩增加呈現(xiàn)逐漸增加并趨于穩(wěn)定的趨勢，而橋臺(tái)單樁彎矩則呈現(xiàn)逐漸增長的趨勢.

(4) 考慮橋臺(tái)承擔(dān)梁體地震慣性力時(shí)，減小伸縮縫間隙的大小可減小支座縱向位移，但可能會(huì)增大橋墩位移延性需求.對(duì)于容許橋臺(tái)背墻進(jìn)入彎曲屈服工況，伸縮縫間隙減小還會(huì)明顯增加橋臺(tái)單樁彎矩.

(5) 考慮橋臺(tái)承擔(dān)梁體地震慣性力時(shí)，由于橋臺(tái)和臺(tái)后填土對(duì)主梁的限位作用，支座位移隨墩高的減小而增加，而橋墩位移延性需求隨墩高的減小呈現(xiàn)先增大后減小的變化趨勢.

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