黃 穎，高 杰，許永吉

(1.福建船政交通職業(yè)學(xué)院， 福建 福州 350007；2.福建省智能養(yǎng)護工程有限公司， 福建 福州 350001)

Ford在1926年首次提及了結(jié)構(gòu)碰撞現(xiàn)象。1985年密西哥城(Mexico City)地震后，研究人員針對建筑結(jié)構(gòu)碰撞問題開展了大量研究，取得了一系列豐碩的成果[1-3]。相關(guān)研究表明，碰撞對橋梁結(jié)構(gòu)地震反應(yīng)的影響不可忽視[4-6]。

基于規(guī)則橋梁的碰撞理論，近幾年學(xué)者以斜交梁橋為研究對象，開展了一系列針對斜交梁橋的碰撞響應(yīng)分析。李建中等[7]研究了縱向地震作用下非規(guī)則梁橋的碰撞效應(yīng)，分析表明：當(dāng)梁式橋相鄰聯(lián)周期相差較大時，碰撞會導(dǎo)致低墩地震反應(yīng)增大，對結(jié)構(gòu)抗震不利。何健等[8]基于連續(xù)斜交梁橋震后落梁震害和平面旋轉(zhuǎn)現(xiàn)象，提出一種帶碰撞單元的單梁簡化模型，能比較準地考慮斜交梁橋碰撞后橋面的平面旋轉(zhuǎn)現(xiàn)象。羅婧文等[9]以45°斜交單跨簡支梁橋作為研究對象，對擋塊與梁體間的碰撞反應(yīng)敏感性進行分析，表明擋塊的設(shè)置對橋面殘余轉(zhuǎn)角起到了一定的限制作用，能使殘余轉(zhuǎn)角變小。盧明奇等[10]利用模態(tài)分析和非線性時程分析方法對不同斜度的斜交橋梁在地震作用下的扭轉(zhuǎn)效應(yīng)展開研究。研究表明增大橋梁的斜度并不影響上部結(jié)構(gòu)的扭轉(zhuǎn)位移；若梁體與橋臺發(fā)生接觸碰撞，斜度增大，上部結(jié)構(gòu)的扭轉(zhuǎn)位移增大。

1 有限元模型建立

為了研究單跨斜交梁橋碰撞效應(yīng)震害機理，利用OpenSees建立單跨斜交梁橋的實橋模型，見圖1?？鐝胶蜆?qū)挿謩e設(shè)置為25 m和8.6 m，采用單梁模型[11]，梁高2 m，支座形式為板式橡膠支座，橋臺與主梁之間采用非線性滑移單元連接，主梁和橫向擋塊之間設(shè)置碰撞單元。本文的分析選擇四種場地各三條地震動記錄，合計12條實測地震動，地震動選取情況見表1。將地震動加速度峰值通過調(diào)整系數(shù)分別依次調(diào)整為0.1g～0.4g，并且按照1∶1∶0.65沿斜交橋縱向(X軸)、橫向(Y軸)、豎向(Z軸)三向同時輸入。

圖1 單跨斜交梁橋的OpenSees模型

2 碰撞效應(yīng)分析

2.1 動力特性分析

在進行單跨斜交梁橋地震碰撞效應(yīng)分析之前，本節(jié)先進行結(jié)構(gòu)的動力特性分析。模型參數(shù)如前所述，采用的斜度為30°，支座采用板式橡膠支座，獲得單跨斜交梁橋的自振周期、質(zhì)量參與系數(shù)和模態(tài)形式見表2。表中：UX、UY、Uz、URX、URY、URZ分別表示順橋向、橫橋向、豎向彎曲、面內(nèi)繞X軸、面內(nèi)繞Y軸、面內(nèi)繞Z軸的質(zhì)量參與系數(shù)，其他斜度的分析結(jié)果與30°時類似。從表中可知，板式橡膠支座的單跨簡支斜交梁橋第一階、第二階振型分別以橫橋向平動和順橋向平動為主，兩者的質(zhì)量參與系數(shù)均大于95%，縱、橫向平動耦合現(xiàn)象不明顯。第三階模態(tài)形式為面內(nèi)繞Z軸旋轉(zhuǎn)，此時縱、橫向質(zhì)量參與系數(shù)很小。

表2 單跨斜交梁橋自振周期和質(zhì)量參與系數(shù)

注：表中數(shù)據(jù)“0.00”表示很小的數(shù)值，為非零數(shù)。

2.2 輸入地震動影響分析

當(dāng)防震擋塊的初始剛度固定為10.38×108N/m2，碰撞剛度設(shè)置為3.85×108N/m2， 主梁與防震擋塊之間的間隙和伸縮縫間距均為50 mm時， 分析在四類場地波作用下30°斜交簡支梁體伴隨地震動強度增強情況下主梁位移響應(yīng)、 主梁分別與橋臺與擋塊之間的最大碰撞力[12-13]， 分析結(jié)果圖2～圖6。

2.2.1 主梁位移響應(yīng)分析

(1) 主梁橫向位移。圖2中橫向坐標系表示的是隨著地震動逐級增大，每類場地各三條地震動作用在有橫向擋塊和無橫向擋塊作用下的情況，縱坐標表示的是梁體橫向位移值。從圖2中可以看出，有無橫向擋塊作用對梁體橫向位移的影響差別較大，在無橫向擋塊作用的情況下，當(dāng)?shù)卣饎訌姸葹?.1g時，I類場地中I-3波、II類場地中II-3波，橫向響應(yīng)分別達到0.15 m與0.16 m；當(dāng)?shù)卣饎訌姸葹?.2g時，III類場地III-2波、IV類場地IV-1波橫向響應(yīng)分別達到0.09 m、0.17 m，此時結(jié)構(gòu)已經(jīng)發(fā)生落梁破壞；當(dāng)?shù)卣饎訌姸冗_到0.4g時，I類場地中I-3波、II類場地中II-2波、III類場地III-1波、IV類場地IV-1波，橫向響應(yīng)分別達到1.90 m、0.60 m、0.20 m、0.36m。當(dāng)?shù)卣饎訌姸葹?.1g時有橫向擋塊作用的主梁最大橫橋向位移值均小于擋塊與蓋梁間的間距，因此未發(fā)生碰撞破壞；當(dāng)擋塊破壞失效時主梁最大橫向響應(yīng)也只有59 mm，說明橫向擋塊對梁體的限位作用是十分明顯的。在不同地震動作用下梁體橫向最大位移響應(yīng)差別較大，I-2、II-1、Ⅲ-3、IV-3作用橫向位移響應(yīng)較小，說明不同地震動類型對梁體橫向位移響應(yīng)影響也很大。從柱狀圖可以看出，無橫向擋塊作用時，隨著地震動強度的增大，梁體橫向響應(yīng)逐漸增大，符合理論分析結(jié)果，有橫向擋塊作用時，梁體橫向位移響應(yīng)隨著地震動強度的增大變化幅度不大，再次說明橫向擋塊在抵抗梁體橫向位移中發(fā)揮了積極作用。

圖2梁體橫向最大位移響應(yīng)

(2) 主梁縱向位移。由分析可知，有無橫向擋塊對梁體縱向位移影響不大，因此只分析I類場地響應(yīng)情況，見圖3。從圖3中可以看出，I-1和I-3地震動作用下，梁體縱向最大位移約為55 mm，超過了伸縮縫間隙50 mm，說明在實際地震作用下，梁體將會與橋臺發(fā)生碰撞導(dǎo)致破壞；I-2地震動作用下縱向位移較小，沒有達到50 mm，因此隨著地震動強度的增大位移逐漸增大，有無橫向擋塊的響應(yīng)結(jié)果相同，說明在地震動強度不大時橫向擋塊對梁體縱向位移無影響；當(dāng)?shù)卣饎訌姸容^大時，如I-1和I-3地震動作用梁體縱向位移已經(jīng)超過了伸縮縫間隙，有橫向擋塊時隨著地震動強度的增大梁體縱向位移基本不變，有橫向擋塊時的梁體縱向位移略小于無橫向擋塊作用的結(jié)果，從主梁縱向位移分析可以看出，地震作用下，橫向擋塊對梁體縱向位移影響不顯著，隨著地震動強度的增大，梁體縱向位移逐漸增大。

圖3梁體縱向最大位移響應(yīng)

(3) 主梁轉(zhuǎn)角位移。圖4分析了在無橫向擋塊即僅考慮梁體與橋臺間的縱向碰撞、有橫向擋塊即考慮梁體與橋臺和橫向擋塊雙向碰撞情況下地震引起單跨斜交梁橋梁體的旋轉(zhuǎn)反應(yīng)。從圖4中可以看出，四類場地不同地震動作用下，無論縱向碰撞還是雙向碰撞，主梁轉(zhuǎn)角的變化隨著地震動強度的增大沒有明顯的規(guī)律性；縱向碰撞時梁體的轉(zhuǎn)角約為雙向碰撞時梁體轉(zhuǎn)角的2倍～10倍，說明縱向碰撞作用使梁體產(chǎn)生較大的轉(zhuǎn)角，而擋塊的碰撞作用阻礙了轉(zhuǎn)角的增大。

圖4梁體最大轉(zhuǎn)角響應(yīng)

2.2.2 碰撞力響應(yīng)分析

(1) 橋臺碰撞力。圖5分析了四類場地各3條地震動隨著地震動強度的增大橋臺的反力響應(yīng)，從圖5中可以看出，Ⅰ-2、Ⅳ-3地震動作用下橋臺最大反力為零，說明這兩條地震動作用下梁體與橋臺沒有發(fā)生碰撞；雙向碰撞和縱向碰撞時，橋臺最大反力均隨著地震動強度的增大而增大，而橫向擋塊對橋臺碰撞力的影響不顯著，沒有一定的規(guī)律性。

圖5橋臺最大反力響應(yīng)

(2) 擋塊碰撞力。圖6分析了四類場地12條地震動隨著地震動強度的增大擋塊的反力響應(yīng)，從圖6中可以看出，當(dāng)?shù)卣饎蛹铀俣确逯禐?.1g時，主梁的橫向位移沒有超過間隙50 mm，主梁與擋塊沒有發(fā)生碰撞，擋塊的反力為0，隨著地震動強度的增大，碰撞效應(yīng)逐漸加劇，擋塊最大反力也逐漸增大。

圖6擋塊最大反力響應(yīng)

2.3 斜度影響分析

2.3.1 主梁位移響應(yīng)分析

(1) 主梁橫向位移。分別輸入表1中的四類場地各三條地震動，地震動強度取0.4g，無橫向擋塊即僅考慮梁體與橋臺間的縱向碰撞、有橫向擋塊即考慮梁體與橋臺和橫向擋塊雙向碰撞，分析在不同碰撞情況下斜度對單跨斜交梁橋主梁橫向位移隨斜度的變化規(guī)律。結(jié)果表明有無橫向擋塊主梁的橫向位移差別較大，橫向擋塊在限制梁體橫向位移起到積極的作用。僅考慮縱向碰撞時，隨著斜度的增大，橫向位移逐漸增大，斜度15°時達到最大值，此時結(jié)構(gòu)落梁破壞，之后橫向位移逐漸減??；而雙向碰撞時，除了Ⅰ-2和Ⅳ-3地震動，主梁沒有與擋塊發(fā)生碰撞，其他地震動作用下主梁均與擋塊發(fā)生碰撞破壞，橫向位移均隨著斜度的變化先增大后減小，斜度為30°時達到最大值。

(2) 主梁縱向位移。結(jié)果顯示在四類場地12條地震動作用下，有無橫向擋塊時主梁縱向位移值基本一致，并且隨著斜度的增大縱向位移逐漸減小。當(dāng)斜度為60°時，相比直橋縱向位移減小約50%。I-3地震動作用下，斜度15°時，梁體縱向位移最大，達到55 mm，超過了伸縮縫間隙50 mm，梁體將會與橋臺發(fā)生碰撞。

(3) 主梁轉(zhuǎn)角位移。分析在四類場地各三條地震動作用下，不同碰撞情況下，斜度對斜交簡支梁橋體旋轉(zhuǎn)效應(yīng)的影響。結(jié)果顯示隨著斜度的增大，梁體最大轉(zhuǎn)角呈現(xiàn)先增大后減小的變化規(guī)律，從大部分地震動作用呈現(xiàn)出的趨勢可以看出，斜度15°時梁體轉(zhuǎn)角最大。無擋塊時梁體產(chǎn)生的轉(zhuǎn)角明顯比有橫向擋塊時產(chǎn)生的轉(zhuǎn)角的大，與后者相比梁體轉(zhuǎn)角平均值高估約50%～200%，可見橫向擋塊能起到很好的橫向限位作用，對單跨斜交梁橋旋轉(zhuǎn)具有重要影響。

2.3.2 碰撞力效應(yīng)

通過分析單跨斜交梁橋伴隨斜度增大四類場地12條地震動作用下橋臺最大反力響應(yīng)和橋臺擋塊反力響應(yīng)。結(jié)果表明伴隨斜度的增大橋臺最大反力曲線和橋臺擋塊反力沒有一定的規(guī)律性，不同的地震動差異較大。

3 結(jié) 語

本文通過建立單跨斜交梁橋有限元模型，對其進行碰撞效應(yīng)分析，得到以下結(jié)論：

(1) 無橫向擋塊作用時，隨著地震動強度的增大，梁體橫向位移響應(yīng)逐漸增大，當(dāng)?shù)卣饎訌姸葹?.2g時，大部分工況結(jié)構(gòu)發(fā)生落梁破壞；當(dāng)?shù)卣饎訌姸葹?.1g時，有橫向擋塊作用的主梁最大橫橋向位移值均小于擋塊與蓋梁間的間距，因此未發(fā)生碰撞破壞，當(dāng)擋塊破壞失效時主梁最大橫向響應(yīng)也只有59 mm，說明橫向擋塊對梁體的限位作用是十分明顯的。橫向擋塊對斜交梁橋的縱向位移無影響，說明在地震作用下，橫向擋塊對梁體縱向位移影響不顯著。

(2) 當(dāng)梁體沒有發(fā)生碰撞時，梁體的轉(zhuǎn)角很小，并且有無橫向擋塊梁體的最大轉(zhuǎn)角相同，說明碰撞效應(yīng)會增大梁體的旋轉(zhuǎn)效應(yīng)；四類場地不同地震動作用下，無論縱向碰撞還是雙向碰撞，主梁轉(zhuǎn)角的變化隨著地震動強度的增大而增大；對于四類場地的大部分地震動，單跨斜交梁橋雙向碰撞時產(chǎn)生的梁體轉(zhuǎn)角比只考慮縱向碰撞時小約10%～50%，梁體與擋塊的碰撞阻礙了轉(zhuǎn)角的增大，不考慮橫向擋塊的作用將嚴重高估梁體的旋轉(zhuǎn)。

(3) 伴隨地震加速度峰值的增大，橋臺最大反力和橋臺擋塊的最大反力均逐漸增大，并且在相同地震動作用下，雙向碰撞產(chǎn)生的橋臺反力較縱向碰撞大約10%～30%。而橫向擋塊對橋臺碰撞力的影響不顯著，沒有一定的規(guī)律性。蓋梁擋塊反力在地震加速度峰值為0.2g～0.3g時，增長的幅度最大；在相同地震動及相同地震動強度作用下，橋臺擋塊反力約為蓋梁擋塊反力的2倍。

(4) 僅考慮縱向碰撞時，伴隨斜度增大，橫向位移先增大再減小，單跨斜交梁橋斜度為15°時達到最大值，此時結(jié)構(gòu)落梁破壞；而雙向碰撞時，隨著斜度的變化主梁橫向位移差別維持在毫米級，說明考慮橫向擋塊作用時，斜度對梁體橫向位移的影響很小。而當(dāng)斜度為60°時相比正橋縱向位移減小約50%，說明無論對于縱向碰撞還是雙向碰撞，斜度對斜交梁橋的縱向位移的影響不可忽略。

(5) 大部分地震動作用呈現(xiàn)出的趨勢是斜交角為15°時梁體轉(zhuǎn)角最大，無擋塊時梁體產(chǎn)生的轉(zhuǎn)角明顯比有橫向擋塊時產(chǎn)生的轉(zhuǎn)角的大，說明橫向擋塊能起到很好的橫向限位作用。

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