,1084 北京科技大学学报 第31卷 着考察点逐渐靠近跨中位置，内力的减小幅度愈加 果，土质较好的置换土4所得出的各反应值最小，相 明显；以El-Centro波为例，主梁中点处的弯矩值减 对于分层1，其结构最大位移反应下降了32%，而桩 小了10.1%，而1/4跨以及梁拱交点依次下降 身弯矩及位移也相应减少了10.1%和16.2%，由 6.9%和5.9%.拱肋轴力值的减小则主要表现在主 此可以看出，旨在提高静力桩土相互作用中土抗力 拱1/4跨度位置以及主拱与主梁结合位置，分别达 而进行的置换表层局部场地土的做法也可起到提高 到8.6%和10.8%，剪力响应值的减小在拱顶位置 横向桩基整体抗震性能的作用，从而有效地降低了 和主拱与主梁的结合位置最为明显，分别达到 基础上塑性铰出现的可能，此外，与均质2所得计 9.5%和12.9%.内力响应的降低主要是由于在地 算结果相比，工况1、4下的反应较小，从结构设计的 震作用下桩基础的变形耗散掉了积聚的弹性变形 观点出发，土的分层可以明显改善上部结构的动力 能，从而使得结构的地震响应诚小. 反应峰值，这与Gezates有关置于层状土上的表面 与内力响应不同，在考虑桩土作用时，桩基尽管 基础动力特性的研究结果相一致， 受到周围土体的约束作用，但由于土体刚度较低，导 表5不同分层情况下的结构动力反应 致场地的响应，并影响到传向桥梁结构的运动特性， Table 5 Structural dynamic response of different layered soils 故各点的位移响应基本呈现出增大的规律，其中主 主梁 主拱 桩身 桩身弯矩/ 拱中点处的位移响应变化最为明显，增幅达到 工况 位移/m 位移/m 位移/m (kN'm) 15.2%,如图10所示.考虑桩土相互作用后增大了 分层16.38×10-26.19×10-25.17×10-21.83×10 结构的延性，降低了结构的地震反应，但也应注意到 均质？ 6.52×10-26.47X10-25.78×10-22.01×101 较大的结构位移同样可造成结构的垮塌，故在采用 强度设计准测的同时，应向强调性能设计的基于位 置换土36.67×10-26.59×10-25.97×10-22.19×104 移的设计方法转换，另外，尽管考虑桩土作用后，结 置换土44.34×10-24.79×10-24.33×10-21.65×10 构的内力以及位移响应有一定改变，但就本次分析 而言，其影响所形成的区别不甚明显，其变化控制在 综合分析不同地震动输入条件下桩土固结模型 10%左右，造成这种结果的原因主要是计算中并未 以及桩土相互作用模型下结构的地震反应，主梁 将桩基以下的区域视为无限空间，而只是对桩基与 1/4处、梁拱结合处以及柱底在整个地震过程中反 基岩的接触部分以简单的固结处理，从而导致边界 应均非常剧烈，不同程度的出现了塑性铰，尽管在考 效应的影响减弱. 虑桩土相互作用后，结构的内力响应较基础固结模 0.08 式稍有下降，但整体的反应趋势没有发生改变，其中 桩土固结一桩土作用 桥墩底部弯矩历时以及弯矩一曲率曲线如图11所 示，不同的地震动输入尽管各自反应有所不同，但 其变化趋势基本一致. 另外，值得注意的一点是：对于该复杂结构，其 上部结构塑性铰的出现较桥墩塑性铰的出现存在一 时间s 定的迟滞性，这主要是因为在设计过程中，上部结 图10主拱中点前20s位移历时曲线 构主要以机动车荷载组合为设计依据，在地震荷载 Fig.10 Displacement time history of the middle of the arch 20s ago 下其基本处于弹性范围内，破坏主要集中在支座和 另外，为探讨分层土体对桩土动力反应的影响， 桥梁下部结构上，造成桥墩率先出现塑性铰，因而合 本文在原始分层1的结果上，对比分析了均质土2、 理控制塑性铰的出现位置、先后次序及转动能力，对 较弱置换土3以及较强置换土4等工况下的结构动 于保证结构的安全可靠具有重要意义 力反应，其计算结果如表5所示.结果显示：上覆土 除此之外，考虑到震后基础检测维修的复杂性 层越弱，则其位移反应越强，主梁以及主拱的位移反 以及高额的成本，在设计中应使桩基础保持在弹性 应较分层1以及均质工况下强，同时桩身内的弯矩 工作范围内，避免塑性较的产生.图12给出了单桩 也明显增加，这是由于土的相对柔弱而产生了高于 桩顶的弯矩历时及弯矩一曲率曲线，由图12可以看 其他土质条件下的不平衡力的结果.针对本计算结 出，桩基仍处于弹性工作范围内，满足设计要求，着考察点逐渐靠近跨中位置‚内力的减小幅度愈加 明显；以 E-l Centro 波为例‚主梁中点处的弯矩值减 小了 10∙1％‚而 1／4 跨以及梁拱交点依次下降 6∙9％和5∙9％．拱肋轴力值的减小则主要表现在主 拱1／4跨度位置以及主拱与主梁结合位置‚分别达 到8∙6％和10∙8％‚剪力响应值的减小在拱顶位置 和主拱与主梁的结合位置最为明显‚分别达到 9∙5％和12∙9％．内力响应的降低主要是由于在地 震作用下桩基础的变形耗散掉了积聚的弹性变形 能‚从而使得结构的地震响应减小． 与内力响应不同‚在考虑桩土作用时‚桩基尽管 受到周围土体的约束作用‚但由于土体刚度较低‚导 致场地的响应‚并影响到传向桥梁结构的运动特性‚ 故各点的位移响应基本呈现出增大的规律‚其中主 拱中点处的位移响应变化最为明显‚增幅达到 15∙2％‚如图10所示．考虑桩土相互作用后增大了 结构的延性‚降低了结构的地震反应‚但也应注意到 较大的结构位移同样可造成结构的垮塌‚故在采用 强度设计准测的同时‚应向强调性能设计的基于位 移的设计方法转换．另外‚尽管考虑桩土作用后‚结 构的内力以及位移响应有一定改变‚但就本次分析 而言‚其影响所形成的区别不甚明显‚其变化控制在 10％左右‚造成这种结果的原因主要是计算中并未 将桩基以下的区域视为无限空间‚而只是对桩基与 基岩的接触部分以简单的固结处理‚从而导致边界 效应的影响减弱． 图10 主拱中点前20s 位移历时曲线 Fig．10 Displacement time history of the middle of the arch20s ago 另外‚为探讨分层土体对桩土动力反应的影响‚ 本文在原始分层1的结果上‚对比分析了均质土2、 较弱置换土3以及较强置换土4等工况下的结构动 力反应‚其计算结果如表5所示．结果显示：上覆土 层越弱‚则其位移反应越强‚主梁以及主拱的位移反 应较分层1以及均质工况下强‚同时桩身内的弯矩 也明显增加‚这是由于土的相对柔弱而产生了高于 其他土质条件下的不平衡力的结果．针对本计算结 果‚土质较好的置换土4所得出的各反应值最小‚相 对于分层1‚其结构最大位移反应下降了32％‚而桩 身弯矩及位移也相应减少了10∙1％和16∙2％．由 此可以看出‚旨在提高静力桩土相互作用中土抗力 而进行的置换表层局部场地土的做法也可起到提高 横向桩基整体抗震性能的作用‚从而有效地降低了 基础上塑性铰出现的可能．此外‚与均质2所得计 算结果相比‚工况1、4下的反应较小‚从结构设计的 观点出发‚土的分层可以明显改善上部结构的动力 反应峰值‚这与 Gezates 有关置于层状土上的表面 基础动力特性的研究结果相一致． 表5 不同分层情况下的结构动力反应 Table5 Structural dynamic response of different layered soils 工况 主梁 位移／m 主拱 位移／m 桩身 位移／m 桩身弯矩／ （kN·m） 分层1 6∙38×10—2 6∙19×10—2 5∙17×10—2 1∙83×104 均质2 6∙52×10—2 6∙47×10—2 5∙78×10—2 2∙01×104 置换土3 6∙67×10—2 6∙59×10—2 5∙97×10—2 2∙19×104 置换土4 4∙34×10—2 4∙79×10—2 4∙33×10—2 1∙65×104 综合分析不同地震动输入条件下桩土固结模型 以及桩土相互作用模型下结构的地震反应‚主梁 1／4处、梁拱结合处以及柱底在整个地震过程中反 应均非常剧烈‚不同程度的出现了塑性铰‚尽管在考 虑桩土相互作用后‚结构的内力响应较基础固结模 式稍有下降‚但整体的反应趋势没有发生改变‚其中 桥墩底部弯矩历时以及弯矩—曲率曲线如图11所 示．不同的地震动输入尽管各自反应有所不同‚但 其变化趋势基本一致． 另外‚值得注意的一点是：对于该复杂结构‚其 上部结构塑性铰的出现较桥墩塑性铰的出现存在一 定的迟滞性．这主要是因为在设计过程中‚上部结 构主要以机动车荷载组合为设计依据‚在地震荷载 下其基本处于弹性范围内‚破坏主要集中在支座和 桥梁下部结构上‚造成桥墩率先出现塑性铰‚因而合 理控制塑性铰的出现位置、先后次序及转动能力‚对 于保证结构的安全可靠具有重要意义． 除此之外‚考虑到震后基础检测维修的复杂性 以及高额的成本‚在设计中应使桩基础保持在弹性 工作范围内‚避免塑性铰的产生．图12给出了单桩 桩顶的弯矩历时及弯矩—曲率曲线．由图12可以看 出‚桩基仍处于弹性工作范围内‚满足设计要求． ·1084· 北 京 科 技 大 学 学 报 第31卷