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.1078 北京科技大学学报 第31卷 中的反应并未呈现“强柱弱梁”的现象，而是柱端先 地振动则通过弹簧和阻尼器来输入给结构).文 于梁出现塑性铰，形成“柱铰机构”造成破坏，桥梁 献[4]为桩土相互作用提出了改进的Penzien模型， 设计同样需要合理控制塑性铰区的产生部位和发展 模型中直接考虑墩的实际桩基根数建模，从而避免 过程，目前在上部结构设计中通常以车辆荷载组合 额外增加承台处的转动弹簧刚度，并且在地震作用 作为设计依据，通过人为提高上部结构相对于桥墩 下能够考虑桩基轴力变化对桩基弯矩的影响，将多 的抗弯能力，使上部结构在强震下不出现塑性铰，或 点输入问题转换为单点；但应注意到由于采用土弹 推迟出现塑性铰，引导结构形成以桥墩端部滞回耗 簧模型进行模拟，其并不能分析场地大变形条件下 能为主的塑性较控制机构，并通过有效构造措施保 的土与桩基分离的接触问题，文献[5]基于子系统 证各潜在塑性铰区具有抗震所需的塑性转动能力， 法，在考虑土体材料非线性的基础上建立了三维分 因此，针对性能设计的要求以及桥梁设计的实际需 析模型，对单桩及群桩情况下结构的桩土相互作用 求，在桥梁抗震设计中应综合考虑结构的性能要求， 进行了分析；文献[6]基于振动台试验建立了针对桥 通过地震反应分析，控制塑性铰区的出现位置、次序 墩的考虑桩土相互作用的平面应变模型：文献[7]则 及其转动能力以保证桥梁具有足够的延性，从而达 以三水二桥为实例，利用Penzien模型对具有单肢薄 到既定性能设计的目标 壁墩的连续刚构桥进行水平地震反应分析，探讨了 另外，随着大跨度钢拱桥在我国跨江、跨河工程 桩一土相互作用、结构一水相互作用以及不同水深对 中的广泛应用以及桥梁跨度的不断增加，其抗震性 结构地震反应的影响. 能显得尤为突出，甚至成为结构设计中的主要控制 本文面向复杂桥梁性能设计中的关键问题，以 因素.与中等跨径普通桥梁相比较，大跨度钢拱桥 大型钢拱桥在罕遇地震下的反应为背景，利用 的地震反应和抗震设计都比较复杂，如高阶振型的 ANSYS有限元程序对比研究了其在假定基础固结 影响比较明显，需要考虑多点激励、行波效应、桩一 和考虑桩土相互作用这两种边界约束处理方式下的 土结构相互作用以及各种非线性因素等，而目前 动力特性，分析了主梁、主拱以及桥墩的内力、位移 现行的桥梁抗震规范只适用于主跨小于150m的混 响应，明确结构塑性铰区的出现位置及先后顺序， 凝土简支梁桥、连续梁桥和拱桥，对于跨径超过 另外，在实际土体分层的基础上，考虑均质土、较弱 150m的大跨梁并未作明确的规定山，即便对其进行 置换土以及较强置换土三种工况，分析了层状场地 地震反应下的验算，也多采用基础固结模型，将整个 土对桩基以及上部结构的影响，从而为保证结构的 基础的抗弯刚度集中于桥墩底部，忽略桩一土相互 延性和整体性，提高结构的抗震性能提供了依据， 作用对桥梁地震反应的影响，正是由于大跨度钢拱 桥地震反应的复杂性，以及相关设计规范的不完善， 1动力分析模型及地震动参数 因此无论是侧重上部结构抗震性能的分析还是着重 计算模型为日本樱岛与大禹半岛之间的中承式 下部桩基土体的地震反应研究，考虑上部结构与桩 大跨度杆系钢拱桥一牛根大桥，结构主体采用全 土相互作用下的地震反应具有一定的理论价值和工 钢结构，其跨径分布为57.48m+260.05m十 程价值 63.55m=381.08m,如图1所示，边跨、主跨拱脚 目前，科研工作者已开始对桩一土相互作用下 均固结于拱座，边跨曲梁与边墩之间设置轴向活动 桥梁的地震反应进行研究H0],研究表明桩一土相 支座，主梁及主拱拱肋均为空腹箱型截面，其最大 互作用主要体现在两方面：一方面地基的柔性改变 截面分别为6.34m×2.44m和1.24m×2.40m,横 了上部结构的动力特性；另一方面上部结构对其底 向由工字梁腹杆进行连接；横梁与主梁组成桥面系 部地震波的反馈作用改变了地基运动的频谱组成， 主体骨架，面上布置桥面板，共同组成桥面系；主拱 使接近于结构自振频率的分量获得加强，导致结构 计算矢高45m,矢跨比1/5.8，拱轴线为二次抛物 地基的加速度幅值较邻近自由场减小，为考虑这种 线，拱面为15的角度向内侧倾斜.下部桥墩采用 效应，目前主要的理论分析方法包括有限元法、边界 柱式混凝土结构，桥台为框架式结构，上部结构选用 元法和集中质量模型，其中集中质量模型计算简单， 的钢材型号为Q235;桥墩选用的混凝土型号为 特别适用于工程抗震分析，Penzien模型就是其中的 C40.场地内土体共分4层，其基本参数如表1 代表，该模型在截面、抗弯刚度等条件不变的前提 所示 下，通过弹簧和阻尼器来模拟桩土相互作用，而水平中的反应并未呈现“强柱弱梁”的现象而是柱端先 于梁出现塑性铰形成“柱铰机构”造成破坏．桥梁 设计同样需要合理控制塑性铰区的产生部位和发展 过程目前在上部结构设计中通常以车辆荷载组合 作为设计依据通过人为提高上部结构相对于桥墩 的抗弯能力使上部结构在强震下不出现塑性铰或 推迟出现塑性铰引导结构形成以桥墩端部滞回耗 能为主的塑性铰控制机构并通过有效构造措施保 证各潜在塑性铰区具有抗震所需的塑性转动能力． 因此针对性能设计的要求以及桥梁设计的实际需 求在桥梁抗震设计中应综合考虑结构的性能要求 通过地震反应分析控制塑性铰区的出现位置、次序 及其转动能力以保证桥梁具有足够的延性从而达 到既定性能设计的目标． 另外随着大跨度钢拱桥在我国跨江、跨河工程 中的广泛应用以及桥梁跨度的不断增加其抗震性 能显得尤为突出甚至成为结构设计中的主要控制 因素．与中等跨径普通桥梁相比较大跨度钢拱桥 的地震反应和抗震设计都比较复杂如高阶振型的 影响比较明显需要考虑多点激励、行波效应、桩— 土—结构相互作用以及各种非线性因素等而目前 现行的桥梁抗震规范只适用于主跨小于150m 的混 凝土简支梁桥、连续梁桥和拱桥对于跨径超过 150m的大跨梁并未作明确的规定［1］即便对其进行 地震反应下的验算也多采用基础固结模型将整个 基础的抗弯刚度集中于桥墩底部忽略桩—土相互 作用对桥梁地震反应的影响．正是由于大跨度钢拱 桥地震反应的复杂性以及相关设计规范的不完善 因此无论是侧重上部结构抗震性能的分析还是着重 下部桩基土体的地震反应研究考虑上部结构与桩 土相互作用下的地震反应具有一定的理论价值和工 程价值． 目前科研工作者已开始对桩—土相互作用下 桥梁的地震反应进行研究［1—10］研究表明桩—土相 互作用主要体现在两方面：一方面地基的柔性改变 了上部结构的动力特性；另一方面上部结构对其底 部地震波的反馈作用改变了地基运动的频谱组成 使接近于结构自振频率的分量获得加强导致结构 地基的加速度幅值较邻近自由场减小．为考虑这种 效应目前主要的理论分析方法包括有限元法、边界 元法和集中质量模型其中集中质量模型计算简单 特别适用于工程抗震分析Penzien 模型就是其中的 代表．该模型在截面、抗弯刚度等条件不变的前提 下通过弹簧和阻尼器来模拟桩土相互作用而水平 地振动则通过弹簧和阻尼器来输入给结构［2］．文 献［4］为桩土相互作用提出了改进的 Penzien 模型 模型中直接考虑墩的实际桩基根数建模从而避免 额外增加承台处的转动弹簧刚度并且在地震作用 下能够考虑桩基轴力变化对桩基弯矩的影响将多 点输入问题转换为单点；但应注意到由于采用土弹 簧模型进行模拟其并不能分析场地大变形条件下 的土与桩基分离的接触问题．文献［5］基于子系统 法在考虑土体材料非线性的基础上建立了三维分 析模型对单桩及群桩情况下结构的桩土相互作用 进行了分析；文献［6］基于振动台试验建立了针对桥 墩的考虑桩土相互作用的平面应变模型；文献［7］则 以三水二桥为实例利用Penzien模型对具有单肢薄 壁墩的连续刚构桥进行水平地震反应分析探讨了 桩—土相互作用、结构—水相互作用以及不同水深对 结构地震反应的影响． 本文面向复杂桥梁性能设计中的关键问题以 大型钢拱桥在罕遇地震下的反应为背景利用 ANSYS 有限元程序对比研究了其在假定基础固结 和考虑桩土相互作用这两种边界约束处理方式下的 动力特性分析了主梁、主拱以及桥墩的内力、位移 响应明确结构塑性铰区的出现位置及先后顺序． 另外在实际土体分层的基础上考虑均质土、较弱 置换土以及较强置换土三种工况分析了层状场地 土对桩基以及上部结构的影响从而为保证结构的 延性和整体性提高结构的抗震性能提供了依据． 1 动力分析模型及地震动参数 计算模型为日本樱岛与大禹半岛之间的中承式 大跨度杆系钢拱桥———牛根大桥结构主体采用全 钢 结 构其 跨 径 分 布 为57∙48m＋260∙05m＋ 63∙55m＝381∙08m如图1所示．边跨、主跨拱脚 均固结于拱座边跨曲梁与边墩之间设置轴向活动 支座．主梁及主拱拱肋均为空腹箱型截面其最大 截面分别为6∙34m×2∙44m 和1∙24m×2∙40m横 向由工字梁腹杆进行连接；横梁与主梁组成桥面系 主体骨架面上布置桥面板共同组成桥面系；主拱 计算矢高45m矢跨比1／5∙8拱轴线为二次抛物 线拱面为1∶5的角度向内侧倾斜．下部桥墩采用 柱式混凝土结构桥台为框架式结构上部结构选用 的钢材型号为 Q235；桥墩选用的混凝土型号为 C40．场地内土体共分 4 层其基本参数如表 1 所示． ·1078· 北 京 科 技 大 学 学 报 第31卷