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近、遠場強震下深水橋梁群樁基礎(chǔ)的非線性響應(yīng)及損傷特性

2018-01-23 10:23白曉宇
振動與沖擊 2017年24期
關(guān)鍵詞:動水遠場深水

江 輝, 王 志, 白曉宇, 曾 聰, 王 敏

(1.北京交通大學(xué) 土木建筑工程學(xué)院,北京 100044; 2.中國土木工程集團有限公司,北京 100038)

群樁基礎(chǔ)以其造價低廉、施工方便等優(yōu)點,在跨海、跨江及跨庫區(qū)深水橋梁工程中得到廣泛應(yīng)用,如我國蘇通長江大橋、杭州灣大橋和港珠澳大橋等深水橋梁,均采用了大量的樁基礎(chǔ)。然而,樁基礎(chǔ)往往也是地震中的易損部位和薄弱環(huán)節(jié),如1964年日本新潟地震、1976年我國唐山地震、1989年美國Loma Prieta地震及1995年日本阪神地震中,均出現(xiàn)了嚴重的橋梁樁基震害,主要震害形式包括樁土脫離、樁基與承臺連接處開裂、一定深度處樁基發(fā)生嚴重剪切、彎曲破壞等。

相對于陸上橋梁,由于地震下墩(樁)、水之間的動力相互作用效應(yīng),深水橋梁的振動特性和動力響應(yīng)均可能發(fā)生明顯改變[1-2]。因此,充分認識地震激勵下動水壓力對深水橋梁動力響應(yīng)的影響,尤其是強震下深水橋梁群樁基礎(chǔ)的非線性動力行為與損傷特性,對于新建深水橋梁抗震設(shè)計及已建橋梁抗震評估均具有重要意義。

對于陸上群樁基礎(chǔ)橋梁,Kimura等[3]采用彈塑性動力分析方法研究了樁身的損傷分布特性。葉愛君等[4]采用Pushover靜力方法,對橋梁群樁基礎(chǔ)抗震性能的影響因素及改善措施進行了分析。江輝等[5]采用基于性能點軌跡法的非線性靜力分析方法,發(fā)展了一種可綜合考慮樁-土相互作用的地基土柔度效應(yīng)、運動學(xué)效應(yīng)及阻尼效應(yīng)的樁基礎(chǔ)RC橋梁抗震性能評估方法。

對于群樁基礎(chǔ)水中橋梁的抗震研究,隨著新世紀以來我國深水橋梁的大規(guī)模建設(shè),我國學(xué)者開展了創(chuàng)新性工作。魏凱等[6-7]分別采用模型試驗和數(shù)值模擬兩種方法,對比了不同水深下橋梁群樁基礎(chǔ)的流固耦合動力特性,并發(fā)展了適用于高樁承臺基礎(chǔ)動水效應(yīng)計算的數(shù)值-解析混合算法。黃信等[8]分別采用Morison方程法和輻射波浪理論,研究了考慮土-結(jié)構(gòu)相互作用時雙向地震作用下動水效應(yīng)對樁基橋墩地震響應(yīng)的影響。宋波等[9]提出了圓形高樁承臺動水壓力的簡化計算方法。Wei等[10]以橋梁群樁基礎(chǔ)-水耦合系統(tǒng)為對象,采用模型試驗方法驗證了基于勢流體理論的完全數(shù)值計算法(流固耦合有限元法)的有效性。

對既有研究的總結(jié)表明,當前針對深水橋梁群樁基礎(chǔ)的研究主要集中于彈性結(jié)構(gòu),而在強烈地震下,結(jié)構(gòu)有可能進入非線性損傷狀態(tài)。黃麟等[11]對2008年汶川地震后廟子坪岷江大橋橋墩水下部分的檢測發(fā)現(xiàn),該橋5#主墩墩底裂縫寬度最大達到0.8 mm,且環(huán)向基本連通,進入嚴重的非線性狀態(tài)。黃信等[12]研究發(fā)現(xiàn),動水壓力作用下考慮橋墩混凝土材料非線性時的地震響應(yīng)大于彈性橋墩結(jié)構(gòu),應(yīng)引起注意。

本文以某跨江深水橋梁為對象,建立考慮樁基礎(chǔ)及墩底塑性變形集中部位非線性力學(xué)行為的等效群樁基礎(chǔ)模型,并計入動水效應(yīng)和樁-土相互作用的影響,選取六組共12條代表性的近、遠場地震記錄為激勵,對深水橋梁群樁基礎(chǔ)在近、遠場地震作用下的非線性動力響應(yīng)和損傷分布特征進行了較為系統(tǒng)的對比分析。

1 深水橋梁群樁基礎(chǔ)非線性分析模型

1.1 算例概況

選取跨越松花江的某大型梁式橋為研究對象,該橋全長3 000 m,由南引橋、南航道橋、中航道橋、北航道橋、北引橋組成,按Ⅷ度(0.2g)抗震設(shè)防,橋址所在場地類型為Ⅲ類。選取該橋中航道橋主墩為研究對象,墩高17 m,3 m×4.8 m矩形截面,墩頂上部結(jié)構(gòu)質(zhì)量為3 000 t。該墩之下是由排列方式為3×3的9根混凝土鉆孔灌注樁組成的方形群樁基礎(chǔ),樁總長58 m,樁徑1.8 m,樁中心距4.5 m,河床面以上部分的自由段樁長為9.54 m,正方形承臺厚3 m,邊長12 m。

樁基、承臺以及墩柱均采用C40混凝土和Ⅱ級鋼筋,單樁縱向主筋采用36Φ28的HRB335鋼筋,全截面配筋率為0.86%;箍筋采用R235鋼筋,體積配箍率為0.38%;保護層混凝土厚度為6 cm。群樁基礎(chǔ)立面圖、平面圖如圖1(a)所示,圖中單位為cm,橋墩、承臺和樁基采用C40混凝土;墩、樁截面配筋圖如圖1(b)所示,圖中單位為mm,保護層厚度為60 mm。

圖1 群樁基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 Prototype of the group-piles foundation

1.2 群樁基礎(chǔ)非線性分析模型的建立

為了研究強震下結(jié)構(gòu)損傷在群樁基礎(chǔ)各部位的分布特性,采用SAP2000有限元軟件建立群樁基礎(chǔ)的非線性有限元計算模型。其中,墩底潛在塑性區(qū)域以外的橋墩部分采用Beam彈性梁單元模擬,承臺采用Solid實體單元模擬,墩頂上部結(jié)構(gòu)質(zhì)量采用Mass集中質(zhì)量單元模擬,墩底潛在塑性區(qū)及群樁樁體全部采用Link塑性連接單元模擬[13]。

1.2.1 墩、樁非線性力學(xué)行為模擬

群樁基礎(chǔ)的損傷狀態(tài)主要由墩底潛在塑性區(qū)及樁身的塑性變形能力確定。根據(jù)橋墩和單樁的截面尺寸及配筋,采用XTRACT軟件進行不同高度處截面的彎矩-曲率(M-φ)分析,可得到各截面的屈服曲率φy、極限曲率φu,以及屈服彎矩My和極限彎矩Mu,以確定非線性滯回模型的骨架曲線?;謴?fù)力模型采用Takeda三線性滯回模型模擬,如圖2所示。由于地震作用過程中橋墩和群樁的軸力不斷變化,既有研究表明[14],地震下的動軸力對截面滯回模型參數(shù)取值的影響不可忽略,本文采用文獻[15]所提出的等代定軸力考慮動軸力對滯回模型參數(shù)的影響。所得滯回模型參數(shù)如表1所示,給出了墩底及不同高度處樁身截面的滯回參數(shù)。為了適當降低數(shù)值模擬的工作量,在保證計算精度的前提下將樁身沿高度分為七種代表性截面,沖刷線以上劃為一段,沖刷線以下的分段及所對應(yīng)的滯回參數(shù)見表1。

圖2 Takeda三線性滯回模型Fig.2 Takeda trilinear hysteretic model

表1 滯回模型參數(shù)表

1.2.2 樁-土相互作用模擬

為了考慮樁和樁周土之間的動力相互作用,沿橋軸橫向和縱向分別設(shè)置土彈簧進行模擬。依據(jù)地勘資料,當土層厚度大于等于3 m時,每3 m分為一層,當土層厚度不足3 m時,單獨作為一層。樁-土相互作用彈簧的初始彈性剛度依據(jù)“m法”計算,各土層彈簧的彈性水平剛度取值如表2所示。

表2 土彈簧初始水平剛度取值

客觀而言,“m法”將樁側(cè)土視為彈性體,只適用于一般水平地震下樁頂位移較小時,而在強震下,樁側(cè)土體很有可能進入非線性狀態(tài),導(dǎo)致較大的樁頂位移,此時“m法”不再適用。p-y曲線法可以較好地考慮樁-土相互作用中土的非線性特性。燕斌等[16]將p-y曲線法和“m法”計算結(jié)果對比后發(fā)現(xiàn),將m值適當修正后可以得到合理的樁基礎(chǔ)動力響應(yīng)。因此,本文分別采用p-y曲線法和“m法”建立樁-土作用模型進行計算,根據(jù)兩種方法下樁頂位移相一致為原則對m值進行修正。限于篇幅,文中未列出不同PGA (Peak Ground Accelerations)所對應(yīng)的剛度修正值。為了驗證上述處理方法的準確性,以表5中所示6條近場地震波(PGA=0.2g)為輸入開展動力時程分析,圖3給出了p-y曲線法模型和“m法”模型的樁身響應(yīng)均值對比。可看出,對于樁身彎矩、剪力、位移,未修正的“m法”計算結(jié)果和p-y曲線法差別較為明顯,而修正后的“m法”結(jié)果則和p-y曲線法吻合很好。因此,本文中采用修正m值開展動力計算。

1.2.3 動水效應(yīng)的計算方法

對于結(jié)構(gòu)與水體之間的動水效應(yīng),采用附加質(zhì)量法計算。對于樁(墩)周動水引起的等效附加質(zhì)量,采用Jiang等[17]所提出的簡化公式計算;對于承臺側(cè)面動水引起的等效附加質(zhì)量,采用文獻[6]等所提出簡化公式計算。

①樁(墩)周動水效應(yīng)計算方法

圖3 近場地震波作用下(PGA=0.2g)兩種方法樁身響應(yīng)均值對比Fig.3 Comparison of average responses using two methods under near-fault earthquakes(PGA=0.2g)

Jiang等研究發(fā)現(xiàn),當忽略自由表面波和流體壓縮性的影響時,由墩柱剛體運動和彈性振動所引起的動水附加質(zhì)量M(1)、M(2)基本相等,可進行等效計算。以此為基礎(chǔ),構(gòu)建覆蓋面較寬的深水墩柱模型庫(直徑D為2~30 m,墩柱高H為2D~200 m),采用輻射波浪理論計算墩柱的動水附加質(zhì)量并經(jīng)參數(shù)擬合,得到圓形截面墩柱動水效應(yīng)的簡化算法,見式(1)。以近、遠場地震波和簡諧荷載為激勵,采用基于勢流體理論的完全數(shù)值法驗證了該簡化算法在深水墩柱動力響應(yīng)計算中的有效性,并和Morison方程法[18]、Goto和Toki等公式[19]對比,證明所建議簡化算法具有計算精度高、適用范圍廣的優(yōu)點

(1)

式中:M(1)為單位高度水體質(zhì)量(等效于墩(樁)剛體運動引起的附加質(zhì)量);Mwater為單位高度墩(樁)所排開水的質(zhì)量;Cαi為剛體運動附加質(zhì)量系數(shù);ρ為水體密度;a為墩(樁)半徑;HW為墩(樁)入水深度;Zi為第i單元所對應(yīng)的水深。

對于本文算例矩形截面橋墩動水效應(yīng)的計算,需將其等效成圓形截面(見圖4)[20],并引入動水附加質(zhì)量修正系數(shù)KC

(2)

(3)

為了討論不同水深的影響,設(shè)定以下4種水深(HW)工況:工況Ⅰ——HW=0 m(無水);工況Ⅱ——HW=9.54 m(水面位于承臺底);工況Ⅲ——HW=12.54 m(水面位于承臺頂);工況Ⅳ——HW=22.54 m(水面位于承臺頂面以上10 m處)。依據(jù)以上計算方法,可計算得到不同水深下群樁基礎(chǔ)的動水附加質(zhì)量如表3所示。不同工況下,沖刷線以上樁身分為10段,每段長0.954 m,對應(yīng)表中序號1~10;承臺沿高度分為3段,每段厚1 m,對應(yīng)表中序號11~13;水中墩身分為10段,每段長1 m,對應(yīng)表中序號14~23。

圖4 不同截面的換算關(guān)系Fig.4 Sketch of equivalent section

表3 群樁模型附加質(zhì)量表

②承臺動水效應(yīng)計算方法

對于承臺這種大體積混凝土,其動水附加質(zhì)量的計算方法和墩、樁類的細長柱體存在差別,不僅與承臺迎水面面積、水深有關(guān),還與承臺振動周期相關(guān)[21]。文獻[6]采用3D勢流體單元和實體單元建立承臺-水耦合模型,基于勢流體模型和附加質(zhì)量模型周期相等的原則給出了承臺動水附加質(zhì)量ma的計算方法

(4)

式中:Tnw、Tw分別為承臺在無水及一定水深下的自振周期;mc為承臺質(zhì)量。

根據(jù)上述原則,建立橋梁單墩-群樁基礎(chǔ)的有限元模型,不同高度處墩、樁及承臺的動水附加質(zhì)量分別采用式(3)和式(4)計算確定,并采用節(jié)點質(zhì)量單元在模型中予以施加。所建立的完整模型如圖5所示,當水面剛好到達承臺底面時,其前6階自振周期如表4所示,其前4階模態(tài)的振型如圖6所示,與典型樁基礎(chǔ)的振動特性相匹配。

表4 群樁基礎(chǔ)模型前6階自振周期

2 近、遠場強震記錄選取

在進行近、遠場強震作用下群樁基礎(chǔ)的非線性動力響應(yīng)和損傷特性對比分析時,為了確保所選地震記錄的科學(xué)性和代表性,按照以下原則選?。孩贋榱吮M可能在同等震源特性條件下實現(xiàn)近、遠場效應(yīng)的對比,分別選取同一典型地震下的近、遠場記錄;②所有地震事件的震級(M)>6.0級,按照深水橋梁所處的場地條件,記錄所在場地類別為Ⅲ類;③對于近場記錄,其所在臺站的斷層投影距離不大于10 km,且應(yīng)具有明顯的長周期脈沖波形,脈沖持時Tp>1 s;④近場地震波的PGV/PGA(峰值速度與加速度之比)>0.1。

圖5 等效群樁基礎(chǔ)有限元模型Fig.5 Equivalent model of the group-piles foundation

根據(jù)上述原則,分別從1979年Imperial Valley、1989年Loma Prieta、1992年Cape Mendocino、1994年Northridge、1995年Kobe和1999年Kocaeli Turkey地震中分別選取了6條具有明顯脈沖效應(yīng)的近場記錄和6條遠場記錄。限于篇幅,這里未列出各條記錄的加速度時程圖,記錄的基本參數(shù)如表5所示。12條記錄的加速度譜及近、遠場均值譜如圖7所示,可看出,近場反應(yīng)譜峰值段較寬,下降較平緩,遠場反應(yīng)譜峰值段較窄,在較小的周期T時達到峰值,之后迅速下降并趨于平緩。

圖6 群樁基礎(chǔ)模型前4階自振形態(tài)Fig.6 First four vibration modes of the group-piles foundation

3 近、遠場地震下群樁基礎(chǔ)動力響應(yīng)對比分析

為了對比不同水深下群樁基礎(chǔ)在近、遠場地震下動力響應(yīng)的差異特性,考慮到模型在縱、橫橋向的對稱性,以所選用的12條地震記錄為輸入,沿順橋向激勵開展非線性時程計算。圖8為群樁平面布置及單樁編號,可看出,因9根樁呈方形對稱分布,可將其分為四組:1#、3#、7#、9#樁是角樁,為第一組;2#、8#樁是橫橋向邊中樁,為第二組;4#、6#樁是順橋向邊中樁,為第三組;5#樁是中心樁,可單獨列為第四組?;诖硇?,后續(xù)可先選取1#、2#、4#、5#樁進行對比分析。

表5 所選取的近、遠場地震波

圖7 地震波加速度譜(阻尼比為5%)Fig.7 Acceleration spectra of the selected earthquake records (damping ratio=5%)

圖8 單樁編號示意圖Fig.8 Diagrammatic sketch of the piles in the group-piles foundation

限于篇幅,以水深HW=9.54 m時為例,圖9給出了群樁基礎(chǔ)在PGA=0.2g時動力響應(yīng)峰值的均值(包絡(luò)值)沿不同高度h分布的對比。從圖9中可看出,對于彎矩響應(yīng),從樁底到?jīng)_刷線,彎矩先增大后減小,在沖刷線以下一定位置(第5與第6土層交界處附近)達到土層內(nèi)部的最大值,之后從沖刷線往上又顯著增大,并在樁頂處達到整個樁身的最大值。對于剪力,其分布特征和彎矩類似,只是土層內(nèi)部峰值出現(xiàn)的位置有所差異。對于位移響應(yīng),從樁底向上不斷增大。

從圖9中還可看出,近、遠場地震下,1#、2#、4#、5#4根樁的動力響應(yīng)分布特征及量值都相一致,因此后文以1#角樁為代表進行分析。此外,近、遠場地震下的響應(yīng)對比表明,近場地震下,軸力P、彎矩M、剪力Q和位移d的峰值分別為8.14 MN、4.21 MN·m、0.38 MN和21.24 cm,而在遠場地震下分別對應(yīng)為6.40 MN、2.03 MN·m、0.15 MN和5.16 cm,近場地震下群樁基礎(chǔ)的動力響應(yīng)明顯大于遠場。

為了量化對比近、遠場地震下群樁基礎(chǔ)動力響應(yīng)的差異,定義無量綱指標—動力響應(yīng)差異率E(M,Q,d,P),如式(5)所示。圖10給出了水深HW=9.54 m時在PGA=0.2g時1#樁E指標沿高度方向(樁底到樁頂)的分布??煽闯?,不同高度處,E均為正值,表明近場地震下群樁基礎(chǔ)的動力響應(yīng)均大于遠場,其中,彎矩、剪力、位移的最大增幅分別出現(xiàn)在沖刷線以下不同深度處,軸力的最大增幅則出現(xiàn)在樁頂處。剪力、彎矩、位移和軸力的最大增幅分別為141.2%、213.9%、333.4%和64.2%。通過上述分析可知,相比遠場地震,具有明顯脈沖波形的近場地震會引起群樁結(jié)構(gòu)更大的動力響應(yīng)。

圖9 近、遠場地震下各樁動力響應(yīng)包絡(luò)圖Fig.9 Envelope of the dynamic response of the piles under near-fault and far-field earthquakes

(5)

圖10 近、遠場地震下1#樁動力響應(yīng)差異率分布Fig.10 Distribution of the dynamic response difference ratio of 1# pile under near-fault and far-field earthquakes

為了分析不同水深下樁身近、遠場地震動力響應(yīng)的差異率,以1#樁為對象,圖11給出了近、遠場地震下1#樁動力響應(yīng)差異率隨墩高的分布(PGA=0.2g)。從圖11中可看出,樁身動力響應(yīng)總體增幅隨水深的增加先增大后減小。樁身彎矩、剪力、位移最大增幅位于沖刷線下不同深度處,軸力的最大增幅位于樁頂。樁身軸力、彎矩、位移和剪力的最大增幅分別為64.2%,150.6%,333.4%及227.2%。

4 群樁基礎(chǔ)損傷特性對比分析

圖11 不同水深下近、遠場地震下1#樁動力響應(yīng)差異率(PGA=0.2g)Fig.11 Distribution of the dynamic response difference ratio of 1# pile under near-fault and far-field earthquakes under different water depths(PGA=0.2g)

為了對比近、遠場地震下群樁基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)損傷的分布特性,根據(jù)算例橋梁的抗震設(shè)防烈度,將所選取的12條記錄的PGA分別調(diào)整為0.2g(設(shè)計地震)、0.38g(罕遇地震)和0.6g(本文設(shè)定的極端罕遇地震)3種地震動水平,對不同水深下的群樁基礎(chǔ)模型進行非線性動力時程分析,以研究損傷沿樁身和橋墩的分布特征。從圖9已知,各樁的動力響應(yīng)結(jié)果在數(shù)值上雖然略有差異,但總體趨勢相一致,因此這里以1#角樁為代表,討論群樁基礎(chǔ)在不同地震動水平下的損傷特性。

4.1 損傷狀態(tài)評估準則

在結(jié)構(gòu)的地震損傷分析中,選取合適的破壞準則至關(guān)重要。目前,已有的破壞準則可大體歸納為4類[22]:強度破壞準則、變形破壞準則、能量破壞準則、變形和能量雙重破壞準則。對鋼筋混凝土結(jié)構(gòu),變形和能量雙重破壞準則是當前公認的更為合理的破壞準則,該準則同時考慮了結(jié)構(gòu)的最大變形效應(yīng)和累積耗能損傷效應(yīng)。其中,由Park等[23]所提出的雙參數(shù)破壞準則最為經(jīng)典,被廣泛應(yīng)用于鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)的地震損傷評估。之后,Stone等[24-27]以Park-Ang雙參數(shù)地震損傷評估模型為基礎(chǔ),分別進行了改進研究。本文采用Stone等提出的Park-Ang改進模型,該模型剔除了Park-Ang評估模型第一項中的可恢復(fù)彈性變形,并采用彎矩和曲率指標描述結(jié)構(gòu)的地震響應(yīng),適合于群樁基礎(chǔ)的損傷判定

(6)

表6 Stone等建議的破壞等級

4.2 群樁基礎(chǔ)損傷分布特性

由式(6)可知,滯回耗能是地震過程中結(jié)構(gòu)損傷的重要組成部分,為了揭示耗能沿樁身、墩底的分布特征,以所選用的1979年Imperial Valley地震CA-Array臺站近場記錄為輸入,計算水面位于承臺底部(HW=9.54 m)時群樁基礎(chǔ)的動力響應(yīng)。由不同高度處樁截面的滯回曲線可發(fā)現(xiàn),樁頂處較早進入非線性狀態(tài)并向下擴展,而樁身偏下部位則基本保持彈性狀態(tài),限于篇幅這里未列出各截面在不同PGA下的滯回圖。圖12給出了滯回耗能沿樁基豎向的分布,從圖中可看出,3種地震動水平下,墩底(對應(yīng)的結(jié)構(gòu)高度H=61 m)處滯回耗能最大,在沖刷線以上,滯回耗能從樁頂自上而下逐漸減小,且隨著地震動強度的增大,發(fā)生塑性耗能的范圍相應(yīng)擴大。當PGA=0.38g時,在沖刷線以下一定深度的兩土層(第5層與第6層)交界處,樁身產(chǎn)生塑性耗能,出現(xiàn)一定程度的非線性損傷,并且,隨著PGA的增大,塑性損傷逐漸向兩端擴展。

圖12 CA-Array近場記錄下1#樁及墩底滯回耗能分布Fig.12 Distribution of hysteretic energy along 1# pile and pier bottom under CA-Array record

為了對比近、遠場地震下群樁基礎(chǔ)的損傷分布特性,將所選取的12條記錄的PGA分別調(diào)整為前述3種地震動水平開展非線性動力時程分析。圖13為水深HW=9.54 m(水面位于承臺底部)時損傷均值沿1#樁和墩底高度方向的分布。從圖中可看出,不同PGA水平下,近場地震時樁身損傷最嚴重的部位均在樁頂,沖刷線以下的樁身也可能出現(xiàn)不同程度的損傷。具體的,PGA=0.38g時,最大損傷出現(xiàn)在樁頂,DI=0.19,處于第二破壞等級(0.11~0.4)之間,其損傷狀態(tài)為“可修復(fù)~壓潰展開但仍具有固有剛度”。PGA=0.6g時,最大損傷仍然出現(xiàn)在樁頂,此時DI=0.40,處于第二破壞等級(0.11~0.4)之間,其損傷狀態(tài)也為“可修復(fù)~壓潰展開但仍具有固有剛度”,但此時損傷開始沿樁身向下擴散。遠場地震下,群樁基礎(chǔ)主要處于彈性狀態(tài),和近場下存在顯著差別。

圖13 近、遠場地震下1#樁和墩底損傷分布Fig.13 Distribution of damage of 1# pile and pier bottom under near-fault and far-field earthquakes

為了討論水深的影響,圖14列出了近場地震下1#樁樁頂在不同PGA水平下?lián)p傷均值隨水深的分布??砂l(fā)現(xiàn),同一PGA水平下,樁頂損傷均隨水深增加而有所增大。

圖14 近場地震下1#樁樁頂損傷隨水深的分布Fig.14 Distribution of damage of 1# pile top with water depths under near-fault earthquakes

由上述分析可知,近場地震作用下群樁基礎(chǔ)的動力響應(yīng)和損傷水平均明顯大于遠場,表明脈沖型近場地震動具有更高的變形和耗能需求,應(yīng)在近斷層區(qū)深水橋梁的抗震設(shè)計中予以重視,尤其應(yīng)關(guān)注高烈度區(qū)非線性階段的延性設(shè)計。

5 結(jié) 論

通過本文分析,可得到以下結(jié)論:

(1)近場地震下群樁基礎(chǔ)的動力響應(yīng)明顯大于遠場,PGA=0.2g時剪力、彎矩、位移和軸力的最大增幅分別為150.6%、227.2%、333.4%和64.2%,表明脈沖型近斷層地震動具有更高的需求,應(yīng)在深水橋梁的抗震設(shè)計中予以重視。

(2)墩底、承臺底與樁頂交界處是群樁基礎(chǔ)的主要易損部位,近場地震下,其損傷水平隨地震動強度增加而增大,隨水深增加而略有增大。不同地震動水平下,樁頂分別處于“完好或局部輕微開裂”和“可修復(fù)~壓潰展開但仍具有固有剛度”狀態(tài),且損傷范圍不斷擴大。遠場地震下,群樁基礎(chǔ)主要處于彈性狀態(tài)。

(3)由于樁周土的約束作用,一定深度的土層交界處(本文算例為第5層與第6層土交界附近)也可能出現(xiàn)結(jié)構(gòu)損傷,且損傷程度會隨著地震動強度的增加而增大,并向兩端擴散,但損傷程度低于樁頂。

(4)“m法”是一種線彈性模擬方法,不能直接用于強震下樁側(cè)土進入非線性狀態(tài)后的模擬,此時如繼續(xù)采用“m法”,有可能導(dǎo)致計算結(jié)果偏于保守。對比可發(fā)現(xiàn),根據(jù)樁側(cè)土體進入非線性程度的不同對m值進行適當修正后,也可以得到較為準確的樁基礎(chǔ)動力響應(yīng)。

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