可液化河谷場地不同形式梁式橋的地震反應(yīng)

王曉偉， 葉愛君， 李 闖

(1. 同濟大學(xué) 土木工程防災(zāi)國家重點實驗室，上海 200092； 2. 浙江省交通規(guī)劃設(shè)計研究院，浙江 杭州 310000)

我國沿江河地區(qū)水網(wǎng)密布，河谷場地的中小跨徑梁式橋分布廣泛.結(jié)構(gòu)體系上一般采用簡支梁橋或連續(xù)梁橋，而基礎(chǔ)形式以樁基礎(chǔ)為主，分為群樁基礎(chǔ)和樁柱式基礎(chǔ).橋址所在的河谷場地多包含飽和、半飽和砂土層，即存在大量的可液化土層.近些年全球各地地震頻發(fā)，地震導(dǎo)致的土體液化所引起的橋梁震害屢有報道[1-3].震害主要有：液化引起堤岸土體側(cè)向大變形、橋臺沉陷、樁基變形、墩柱傾斜和落梁等[4-5].針對以上震害，國內(nèi)外學(xué)者進(jìn)行了液化場地橋梁結(jié)構(gòu)的地震反應(yīng)分析研究.其中多數(shù)針對單墩、單樁模型，主要包括液化場地離心機[6-8]、振動臺模型試驗[9-10]的模擬和液化條件下樁基礎(chǔ)的數(shù)值分析[11-13].另外，少數(shù)研究對液化場地全橋進(jìn)行了地震反應(yīng)分析[14-16]，但這些研究亦主要針對橋梁下部結(jié)構(gòu).相比之下，對液化場地橋梁上部結(jié)構(gòu)的分析很少.王曉偉等[17]對我國典型可液化河谷場地群樁基礎(chǔ)簡支橋梁進(jìn)行了地震反應(yīng)分析，揭示了場地液化對該類梁橋上、下部結(jié)構(gòu)各部件的地震反應(yīng)規(guī)律的影響，分析結(jié)果與國內(nèi)外報道的震害現(xiàn)象相吻合.然而，梁橋因結(jié)構(gòu)體系不同、基礎(chǔ)形式不同，在可液化河谷場地中的地震反應(yīng)規(guī)律可能有差異.更重要的一點，目前我國橋梁抗震設(shè)計規(guī)范[18]對于場地液化的考慮尚不全面，因而大量已建的，特別是建造年代久遠(yuǎn)的中小跨徑橋梁在場地液化情況下的地震反應(yīng)特性尚不明確.換言之，場地液化對不同結(jié)構(gòu)體系、基礎(chǔ)形式的中小跨徑梁橋的地震反應(yīng)影響程度如何，是一個亟待解決的問題.這也是本研究的立足點.本文首先介紹二維場地-結(jié)構(gòu)一體化模擬方法.然后，建立典型河谷場地的三類常見梁式橋的數(shù)值模型，包括群樁基礎(chǔ)簡支梁橋、群樁基礎(chǔ)連續(xù)梁橋和樁柱式基礎(chǔ)簡支橋梁，進(jìn)行地震反應(yīng)分析，研究可液化河谷場地下不同結(jié)構(gòu)體系、基礎(chǔ)形式的梁橋地震反應(yīng)規(guī)律，以及場地液化的影響程度，為液化場地已建橋梁的加固、新建橋梁的設(shè)計提供參考.

1 二維場地-結(jié)構(gòu)一體化模擬方法

1.1 模擬方法概述

圖1給出了二維場地-結(jié)構(gòu)一體化模擬方法的圖示.該方法基于有限元平臺OpenSees[19].數(shù)值模型主要由土體、結(jié)構(gòu)和連接單元組成.土體單元基于平面應(yīng)變理論，動力方程為基于Boit土-水耦合作用理論的U-P公式[20](U為土顆粒位移、P為孔隙壓力)，可考慮土體液化所伴隨的孔隙水壓上升、有效應(yīng)力下降等.結(jié)構(gòu)單元可采用彈性或非線性梁柱單元模擬，具體根據(jù)所研究對象的受力情況和模型復(fù)雜程度而定.土和結(jié)構(gòu)的相互作用采用土彈簧，可考慮超孔壓比變化所導(dǎo)致的土壓力峰值變化的效應(yīng)，其中樁身水平向采用p-y彈簧(p為水平土抗力，y為土-樁水平相對位移)，樁側(cè)豎向摩擦采用t-z彈簧(t為樁側(cè)摩擦力，z為土-樁豎向相對位移)，樁尖豎向采用q-z彈簧(q為樁尖豎向土抗力).左、右邊界土體不可排水，表層土體可排水，土體底部固定，模擬基巖面，地震動在此輸入.各部件的主要特征介紹如下.

圖1 土-結(jié)構(gòu)相互作用模擬方法

1.2 材料本構(gòu)

砂土采用對孔隙水壓變化較為敏感的多屈服面塑性材料本構(gòu)[21]，可模擬砂土在循環(huán)荷載作用下出現(xiàn)的剪脹、流動等現(xiàn)象，包括剪切大變形效應(yīng)，并且特別考慮了液化引起的砂土永久剪應(yīng)變循環(huán)積累效應(yīng).

黏土采用對孔隙水壓變化不敏感的多屈服面塑性本構(gòu)模型[22]，即孔隙水壓的變化對土體剪切特性的影響較小.

1.3 土-結(jié)構(gòu)相互作用

對于可液化砂土，樁身與土體側(cè)向、豎向相互作用采用考慮液化影響的p-y、t-z彈簧[23-24].對于非液化黏土，土彈簧采用傳統(tǒng)的p-y、t-z彈簧[23].由于樁尖埋深一般很深，土質(zhì)較密，液化的影響很小，故樁尖與土體的豎向相互作用采用不考慮液化影響的q-z彈簧[23].

對于考慮液化的p-y、t-z彈簧，極限強度pult_liq滿足下式：

(1)

(2)

結(jié)合式(1)可知，液化后p-y、t-z彈簧的極限強度隨相鄰的土體單元平均超孔壓比的增大而減小，即隨液化程度的加深而減小.

上述場地-結(jié)構(gòu)一體化模擬方法已通過離心機試驗[25]的數(shù)值模擬得到了驗證，考慮到本文的簡明性，具體模擬結(jié)果見文獻(xiàn)[17,26-28].

2 可液化河谷場地梁式橋數(shù)值模型

2.1 場地和不同形式梁橋概括

在對實際工程調(diào)研的基礎(chǔ)上，以典型的河谷軟土場地三跨簡支、連續(xù)梁橋為背景，基礎(chǔ)形式包括群樁基礎(chǔ)和樁柱式基礎(chǔ)，共形成3組工況：

G1——群樁基礎(chǔ)簡支梁橋；

G2——群樁基礎(chǔ)連續(xù)梁橋；

G3——樁柱式基礎(chǔ)簡支梁橋.

本文研究縱橋向地震反應(yīng)規(guī)律.圖2給出了工況G1的場地和結(jié)構(gòu)布置：橋梁跨徑布置為3×30 m，T型截面主梁，橋墩和樁基礎(chǔ)直徑分別為1.5 m和1.2 m.圖3給出了該工況各部件的幾何尺寸.樁基礎(chǔ)埋置深度較長，伸入穩(wěn)定土層的長度較長，滿足現(xiàn)行橋梁抗震設(shè)計規(guī)范中有關(guān)液化場地樁基礎(chǔ)埋深的要求[18]；上、下部結(jié)構(gòu)采用板式橡膠支座連接，兩岸橋臺上、左墩(P1)頂右側(cè)布置四氟滑板式橡膠支座，其余位置布置普通板式橡膠支座.對于工況G2，P2墩設(shè)置普通板式橡膠支座，其余位置設(shè)置四氟滑板式橡膠支座.對于工況G3，與工況G1的區(qū)別在于P1、P2墩的樁基礎(chǔ)采用樁柱式基礎(chǔ)，樁徑1.5 m，與橋墩直徑相同(實際工程通常是橋墩直徑與樁基礎(chǔ)直徑相同或橋墩直徑稍小于樁基礎(chǔ)直徑，本文簡化處理為相同直徑)，沒有承臺，橋臺處樁基與工況G1相同.3組工況具有相同的土層分布，自上而下分為4層，各層土的物理性質(zhì)見表1.

圖2 橋梁結(jié)構(gòu)布置和場地土層情況

a 橋墩P1、P2立面

b 主梁橫斷面

c 橋臺正立面d 橋臺側(cè)立面

圖3 橋梁各部件截面尺寸(單位：m)

2.2 數(shù)值模型、邊界條件和數(shù)值算法

建模時取主梁、墩柱、橋臺和樁基礎(chǔ)的橫橋向半結(jié)構(gòu)，建立結(jié)構(gòu)的二維平面模型，土體單元劃分見圖2，單元厚度不超過2 m，這樣的劃分方式可保證高頻地震波在從基底向地表的傳播過程中不被過濾[15].考慮到土體材料和樁-土相互作用彈簧的高非線性特性，為提高整體有限元模型的計算收斂性和效率，樁、墩和主梁均以彈性梁柱單元模擬，后文將討論這樣的簡化模擬方式的合理性.滑動支座采用理想彈塑性本構(gòu)模擬，按板式橡膠支座的型號，初始剛度取6 600 kN·m-1；固定支座采用線彈性材料本構(gòu)，剛度與滑動支座的初始剛度相同.為保守地獲得主梁與橋臺、主梁與主梁之間相對變形的地震需求，忽略主梁與橋臺、主梁與主梁的碰撞，即伸縮縫未模擬.表2列出了模型中土體本構(gòu)的參數(shù)，液化后殘余強度pres=0.3pult[24].樁-土、橋臺-土相互作用的模擬采用上節(jié)所述結(jié)構(gòu)-土相互作用模擬方法.

值得說明的是，對于二維場地的平面應(yīng)變模型，需要通過合理選取土體單元的平面外尺寸，來近似模擬樁身對土體側(cè)向變形的阻礙效應(yīng).本文根據(jù)研究對象的特點(直徑1.2～1.5 m樁基礎(chǔ))，對土體單元平面外尺寸作如下處理：模型兩側(cè)邊界的土體模擬為遠(yuǎn)場土體(圖2)，平面外尺寸取10 km，而其余土體平面外尺寸取15 m[14,17].

基于Kramer等[29]有關(guān)液化場地邊界條件處理方法的研究，本文場地邊界條件為底部土體單元各節(jié)點的水平、豎向自由度約束.頂層土體可排水；對于液化場地，基底及兩側(cè)邊界土體不可排水；對于非液化場地，模型基底及兩側(cè)邊界可排水，同時土體滲透系數(shù)設(shè)為大值(1 m·s-1)，以阻止孔隙水壓的升高，避免土體液化[30].因此，上述3種梁橋形式的工況分別存在液化與非液化2種情況，共形成6個分析工況.

非線性時程反應(yīng)分析中采用剛度比例阻尼，比例系數(shù)為0.006，采用Krylov-Newton算法[31]和Newmark積分方法(系數(shù)β=0.302 5、γ=0.6).

表2 數(shù)值模型中各土層的本構(gòu)參數(shù)

2.3 地震動

采用1971年圣費爾南多地震記錄作為輸入，峰值加速度調(diào)整為0.5g(g=9.81 m·s-2)，目的在于激發(fā)顯著的液化.圖4給出了該地震動的加速度時程曲線和加速度反應(yīng)譜.值得說明的是，為了得到穩(wěn)定的震后反應(yīng)值，將加速度時程延長10 s的零值.另外，由于模型中加速度從土層底部輸入，深度較大，接近基巖，土質(zhì)一般很硬，故地震波的特征周期一般很短，從加速度反應(yīng)譜上可知，選用的地震動特征周期(Tg)很短，即Tg=0.16 s，滿足上述要求.

a 加速度時程

b 加速度反應(yīng)譜

3 地震反應(yīng)分析結(jié)果比較與討論

本節(jié)首先給出液化土孔隙水壓的變化，評估場地液化程度.然后從整體震后變形、樁基礎(chǔ)變形分布、橋墩漂移率、滑動支座位移4個方面，分析可液化河谷場地中不同形式中小跨徑梁式橋的地震反應(yīng)規(guī)律，以及液化對此的影響程度.

3.1 孔隙水壓變化

由于3組工況的場地相同，故地震下孔隙水壓發(fā)展基本相同.圖5代表性地給出了場地液化情況下工況G1砂土層的孔隙水壓變化.由圖可見，飽和松砂層中間ru的峰值達(dá)到了1.0，說明松砂層發(fā)生了完全的液化，而密砂層頂ru的峰值約達(dá)到0.6，說明密砂層頂發(fā)生了輕微的液化.

圖5 砂土層孔隙水壓變化

3.2 液化場地橋梁結(jié)構(gòu)整體的震后變形

圖6給出了地震后，液化場地G1～G3工況的變形圖示，通過通用前后處理程序GiD[32]得到.圖中，正值代表位移向右，負(fù)值代表向左.

由于場地條件以及地震動輸入相同，各工況的場地殘余變形基本一致，即河岸兩側(cè)土體向河中心方向移動，且總體上右岸土體比左岸土體變形更大，左岸最大位移為0.86 m，右岸最大位移為0.50 m.這是由于右岸的液化土層較厚，從河岸到河谷的土體累積剪切變形相對更大.對于樁基礎(chǔ)的殘余變形，無論是群樁基礎(chǔ)，還是樁柱式基礎(chǔ)，變形形態(tài)與土體變形趨勢基本吻合，即樁基礎(chǔ)發(fā)生同向變形，說明樁基礎(chǔ)的變形主要是由于場地變形所引起的.比較工況G1和G3(圖6a和c)，樁柱式基礎(chǔ)的殘余變形比群樁基礎(chǔ)稍小，這是由于樁柱式基礎(chǔ)的水平剛度比群樁基礎(chǔ)單樁的水平剛度大.此外，各工況的橋墩P1和P2均向河岸方向傾斜，這是由于樁基礎(chǔ)變形引起的承臺(或墩底)轉(zhuǎn)動所致.

a G1工況b G2工況c G3工況

圖6震后液化場地結(jié)構(gòu)整體殘余變形

Fig.6Post-earthquakeglobalresidualdeformationofliquefiedground

3.3 液化場地樁基礎(chǔ)的變形分布

圖7給出了震后液化場地各工況的樁基礎(chǔ)殘余變形，其中圖7a給出了不同結(jié)構(gòu)體系(G1、G2)橋墩P1、P2處群樁基礎(chǔ)變形的對比，可知簡支或連續(xù)的梁橋體系對樁基礎(chǔ)震后變形的影響很小，因為這兩種體系的本質(zhì)區(qū)別是上部結(jié)構(gòu)的慣性力差別顯著，而樁基礎(chǔ)的殘余變形主要由土體的幾何變形作用所引起.由圖7a可知，不同體系下群樁基礎(chǔ)樁身最大相對變形約為0.15 m，出現(xiàn)在豎向標(biāo)尺約-20 m處的P2墩群樁基礎(chǔ)中(埋深約12.5 m，10倍樁徑).圖7b給出了不同基礎(chǔ)形式(G1、G3)樁基礎(chǔ)變形.由圖可知，群樁基礎(chǔ)在黏土層下部和密砂層的變形大于樁柱式基礎(chǔ)，這是由于群樁基礎(chǔ)中單樁樁徑較小，水平剛度較小；而群樁基礎(chǔ)在松砂層的位移小于樁柱式基礎(chǔ)，這是由于群樁基礎(chǔ)的承臺阻礙了樁頂?shù)乃轿灰?同時，從圖7b可知，樁柱式基礎(chǔ)的樁身最大水平相對變形也約為0.15 m，與群樁基礎(chǔ)工況相似，這是因為樁基礎(chǔ)的變形主要是由場地變形引起的，而不同基礎(chǔ)形式下場地的殘余變形很接近(見圖6).但最大變形位置比群樁基礎(chǔ)工況稍淺，也就是說，樁柱式基礎(chǔ)的變形程度稍小于群樁基礎(chǔ)的單樁.另外，從圖7b中可推測：群樁基礎(chǔ)承臺的轉(zhuǎn)角明顯大于樁柱式基礎(chǔ)在土面的轉(zhuǎn)角，導(dǎo)致群樁基礎(chǔ)工況(G1)的橋墩震后變形明顯大于樁柱式基礎(chǔ)工況(G3).

此外，值得說明的是，以往有關(guān)橋梁地震易損性的研究中，往往采用承臺的水平位移來劃分損傷等級.對于與本文研究對象很相似的液化場地群樁基礎(chǔ)的情況，Wang等[32]指出承臺水平位移在7.4、11.2、26.3、39.5 cm時分別對應(yīng)輕微、中度、嚴(yán)重、完全損傷.而本文模型中群樁基礎(chǔ)承臺的水平位移約13 cm(圖7)，大致屬于中度損傷，非線性程度相對而言不高.加之樁基礎(chǔ)的變形主要由場地的位移所控制，故采用彈性單元模擬基本上是合理的.盡管如此，今后的相關(guān)研究宜考慮樁基礎(chǔ)的非線性，以期更準(zhǔn)確地模擬樁基礎(chǔ)在液化場地中的抗震行為.

a 體系對比G1-G2b 基礎(chǔ)形式對比G1-G3

圖7液化場地樁基礎(chǔ)震后殘余變形分布

Fig.7Post-earthquakepileresidualdeformationdistributionofliquefiedground

3.4 橋墩的漂移率

圖8給出了液化和非液化情況下固定墩P2的漂移率時程曲線.這里漂移率的定義為墩頂和墩底水平位移差與墩高的比值，其中正值代表向右岸傾斜，負(fù)值代表向左岸傾斜.總體上，場地液化增加了橋墩漂移率的峰值和震后殘余值.值得一提的是，對比地震動輸入時程曲線(圖4)，增加的10 s零值保證了穩(wěn)定的殘余反應(yīng)值.

a G1工況

b G2工況

c G3工況

圖8橋墩漂移率時程曲線

Fig.8Timehistoryofcolumndriftratio

圖9給出了液化場地中，各工況P2墩漂移率的峰值和殘余值的對比.值得說明的是，橋墩漂移率的峰值是由土體幾何變形作用和上部結(jié)構(gòu)慣性作用共同作用的結(jié)果，而殘余值主要是由土體幾何變形作用所決定.

圖9 液化場地橋墩漂移率峰值、殘余值比較

從圖9可知，工況G2(群樁基礎(chǔ)連續(xù)梁橋)橋墩的峰值漂移率在3種橋型中最大，主要是由較大的上部結(jié)構(gòu)慣性力和較大的樁身幾何變形共同決定的.進(jìn)一步地，對比工況G1和G2可知，較大的慣性力作用顯著增加了橋墩漂移率的峰值(從2.2%提高到3.1%，約提高40%).因為由圖7a可知，G1、G2工況下群樁基礎(chǔ)的變形基本相同，承臺轉(zhuǎn)角對于橋墩漂移率的貢獻(xiàn)應(yīng)當(dāng)也很接近.對于橋墩漂移率的殘余值，樁柱式基礎(chǔ)工況(G3)明顯小于群樁基礎(chǔ)工況(G1、G2).這是由于漂移率的殘余值主要由土體幾何變形作用決定，即土體幾何作用引起的承臺(或墩底)的轉(zhuǎn)角.

圖10給出了液化場地下工況G1和G3的橋墩漂移率和對應(yīng)承臺(或墩底)的轉(zhuǎn)角時程曲線.值得說明的是，橋墩的漂移率是兩部分的和，一是橋墩自身的相對變形，二是承臺(或墩底)的轉(zhuǎn)角.從圖10可知，總體上，轉(zhuǎn)角對橋墩漂移率的貢獻(xiàn)均較大，定量上看接近或超過50%，換言之，橋墩自身相對變形的貢獻(xiàn)相對較小.對圖中實、虛曲線作差可大致發(fā)現(xiàn)，群樁基礎(chǔ)工況橋墩自身相對變形產(chǎn)生的漂移率不超過1%，而樁柱式基礎(chǔ)工況不超過1.5%.根據(jù)以往橋梁易損性分析中有關(guān)橋墩漂移率損傷等級的研究，橋墩自身相對變形引起的漂移率在1.5%以內(nèi)時，橋墩往往處于彈性或低非線性的狀態(tài)[33-35].因此，本文采用彈性梁柱單元模擬橋墩大體上是合理的.具體來看，對于群樁基礎(chǔ)工況，橋墩的漂移率與對應(yīng)承臺轉(zhuǎn)角同步，從圖10a的數(shù)值上看，承臺轉(zhuǎn)動是橋墩漂移的主因，換言之，對于采用群樁基礎(chǔ)形式的中小跨徑梁式橋，應(yīng)重點關(guān)注承臺的轉(zhuǎn)角.相比之下，對于樁柱式基礎(chǔ)工況，墩底轉(zhuǎn)角對樁柱式基礎(chǔ)工況橋墩漂移率的貢獻(xiàn)稍小.

a G1工況

b G3工況

3.5 橋墩的支座位移和橋臺的伸縮縫變形

場地液化情況下支座和橋臺處伸縮縫的位移地震反應(yīng)是判斷橋梁是否會發(fā)生落梁或碰撞破壞的重要指標(biāo).本節(jié)分析探討不同形式梁式橋在非液化、液化場地中P1墩處支座以及左、右兩橋臺伸縮縫位移的地震反應(yīng)峰值.

表3列出了P1墩滑動支座位移峰值，其中比值大于1代表場地液化會增加支座位移反應(yīng)，小于1代表場地液化會減小支座位移反應(yīng).對于非液化的情況，支座向左位移值明顯大于向右位移值，而液化的情況下，工況G1、G2支座向右的位移值明顯增大(分別增加197%和32%)，說明群樁基礎(chǔ)簡支梁橋的中跨極易在場地液化的情況下發(fā)生落梁，這是由于G1、G2工況的P1墩向左岸傾斜嚴(yán)重，故而支座向右的位移增大，相應(yīng)地支座向左的位移減小.因此，液化場地群樁基礎(chǔ)簡支梁橋應(yīng)加強防落梁措施的設(shè)計.相比之下，工況G3支座向右位移值顯著減小(40%)，而向左位移僅稍有增加(5%).綜上可知，樁柱式基礎(chǔ)簡支梁橋的跨中滑動支座位移受場地液化的影響較小.

表3 P1墩滑動型支座位移峰值

表4列出了左、右橋臺處伸縮縫伸長和縮短的峰值.比較G1和G2工況可知，無論是液化或非液化的情況，連續(xù)梁橋的伸縮縫伸長和縮短值均大于簡支梁橋，說明連續(xù)梁橋比簡支梁橋在橋臺伸縮縫處需要更大的防止主梁和橋臺發(fā)生碰撞的寬度以及更長的防止落梁的搭接長度.比較液化和非液化情況可知，場地液化時，各工況左、右橋臺伸縮縫的伸長值均減小(3%～49%)，說明橋臺處落梁的風(fēng)險在場地液化的情況下并未增加，這是由于場地液化的情況下橋臺土體向河中央移動.與之相比，工況G1左、右橋臺處伸縮縫縮短值顯著增加(分別增加41%和78%)；類似地，工況G2右橋臺處伸縮縫縮短值亦有所增加(27%)，說明該兩類橋型在場地液化的情況下容易發(fā)生碰撞，造成橋臺的損壞；相比之下，工況G3左、右橋臺伸縮縫的縮短值均稍有減小.綜上可知，對于所研究的3種不同形式的中小跨徑梁橋，場地液化的情況下，樁柱式基礎(chǔ)簡支梁橋的落梁和碰撞風(fēng)險均較小.

表4 橋臺處伸縮縫伸長、縮短的峰值

4 結(jié)論

本文針對典型可液化河谷場地的三跨梁橋，采用數(shù)值分析的方式，選取特征周期較短的0.5g圣費爾南多實測地震波作為地震輸入，比較了不同結(jié)構(gòu)體系(簡支、連續(xù))、不同基礎(chǔ)形式(群樁、樁柱式)的梁式橋的地震反應(yīng)規(guī)律.在該地震動作用下，得到如下結(jié)論：

(1) 如果河谷場地遭受地震液化，震后兩側(cè)土體會向河中心移動，推動樁基礎(chǔ)發(fā)生同向變形，導(dǎo)致橋墩向岸邊傾斜.這一趨勢，基本不受結(jié)構(gòu)形式影響.

(2) 場地液化后，群樁基礎(chǔ)的承臺會發(fā)生較大的殘余傾角，導(dǎo)致群樁基礎(chǔ)橋墩的殘余漂移率會顯著大于樁柱式基礎(chǔ)橋墩.

(3) 場地液化后，群樁基礎(chǔ)簡支梁橋中跨的墩梁相對位移會顯著增大，易發(fā)生落梁震害，而樁柱式基礎(chǔ)簡支梁橋的落梁風(fēng)險相對較小.總體上，液化場地梁式橋應(yīng)加強防落梁措施的設(shè)計.

(4) 連續(xù)梁橋的臺梁相對位移較大，易發(fā)生落梁或碰撞震害，場地液化會顯著增大碰撞風(fēng)險；而場地液化對群樁基礎(chǔ)簡支梁橋的臺梁相對位移影響更大，會顯著增大碰撞風(fēng)險.因此，液化場地應(yīng)加強伸縮縫的設(shè)計.

(5) 總體來說，樁柱式基礎(chǔ)橋梁受場地液化的影響較小.

鑒于本文沒有考慮場地條件、地震動的變化以及樁、墩的非線性特性對橋梁地震反應(yīng)的影響，后期將研究不同場地條件、不同地震波以及樁、墩非線性特性對液化場地樁基橋梁地震反應(yīng)的影響.

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