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高低墩連續(xù)剛構(gòu)橋動力特性與地震響應(yīng)分析

2018-03-21 07:05:48■張
福建交通科技 2018年1期
關(guān)鍵詞:剛構(gòu)剛構(gòu)橋根部

■張 迪

(新疆維吾爾自治區(qū)交通規(guī)劃勘察設(shè)計研究院,烏魯木齊 830006)

1 引言

橋梁連續(xù)剛構(gòu)體系綜合了T形剛構(gòu)和連續(xù)梁的受力特點,具有施工方便、造價低、車輛通行舒適性好等優(yōu)點,廣泛應(yīng)用于我國西部山區(qū)道路及鐵路建設(shè)中。然而,受山丘地勢條件的影響,山區(qū)修建橋梁的連續(xù)剛構(gòu)往往難以對稱布置[1,2]。

由于結(jié)構(gòu)剛度的不對稱性,不對稱連續(xù)剛構(gòu)與對稱連續(xù)剛構(gòu)在內(nèi)力分布上具有較大差異;不對稱連續(xù)剛構(gòu)在動力作用下的振動響應(yīng)也更為復(fù)雜。羅松濤等人[3-4]通過引入不對稱連續(xù)剛構(gòu)的不對稱系數(shù),研究了自重、活載、系統(tǒng)升溫、基礎(chǔ)沉降及各組合工況下連續(xù)剛構(gòu)的不對稱性所引起的結(jié)構(gòu)力學(xué)特性,提出當跨徑的不對稱系數(shù)超過0.4時,結(jié)構(gòu)受力明顯惡化。朱靜[5]分析了墩高及跨徑不對稱對主梁內(nèi)力及變形的影響,提出跨徑的不對稱是造成主梁內(nèi)力分布差異的主要因素。周朋[6],Huang C[7]等人研究了主梁不對稱和橋墩不對稱對結(jié)構(gòu)自振特性的影響,提出上部結(jié)構(gòu)的不對稱對主梁在橫橋方向的自振特性影響大。趙進鋒[8],T Liang[9]等人采用有限元的方法,研究了邊中跨比對不對稱連續(xù)剛構(gòu)橋地震響應(yīng)的影響。X Xu[10]等人以三跨不對稱連續(xù)剛構(gòu)橋為實例,闡述了不對稱連續(xù)剛構(gòu)橋的設(shè)計及施工技術(shù)難點。國內(nèi)外研究表明,不對稱連續(xù)剛構(gòu)的靜動力特性更為復(fù)雜,跨徑的不對稱對其地震響應(yīng)影響較大,但對于高低墩的影響仍不明確。

本文以云南山區(qū)某高低墩連續(xù)剛構(gòu)橋為例,基于自由振動的動力微分方程,采用有限元方法分析了高低墩(不對稱)連續(xù)剛構(gòu)與對稱連續(xù)剛構(gòu)的動力特性差異,并通過線彈性時程方法,引入墩的不對稱系數(shù),分析了高低墩對連續(xù)剛構(gòu)橋地震響應(yīng)的影響特征,并提出了高低墩連續(xù)剛構(gòu)橋抗震設(shè)計的幾點建議,為該類橋梁的抗震設(shè)計提供參考。

2 工程概況及有限元模型

2.1 工程概況

某高低墩連續(xù)剛構(gòu)橋跨徑對稱布置為(92+184+92)m,橋?qū)?m,設(shè)置雙向坡度為1.5%的縱坡。主梁采用變截面、單箱單室斷面,頂板寬度9.0m,底板寬度5.5m。梁底下緣按1.5次冪拋物線變化,主梁根部斷面梁高9.5m,左、中、右跨的合龍段梁高均為2.0m,梁高3.2m。橋墩采用矩形雙肢薄壁實心墩,矮墩墩高48m,高墩墩高60m,壁厚均為1.8m,位于I類場地,基本烈度為6度,橋梁總體布置及橫斷面示意圖如圖1、圖2所示。

圖1 橋梁總體布置圖(單位:cm)

圖2 橋梁橫斷面示意圖(單位:cm)

2.2 有限元建模概況

采用Midas Civil建立高低墩連續(xù)剛構(gòu)橋(簡稱S橋)空間有限元模型。主梁及橋墩采用空間梁單元模擬,由于場地條件較好,不考慮樁土作用,墩底固結(jié)。將本橋大T構(gòu)對稱,形成對稱連續(xù)剛構(gòu)(簡稱C橋)。

3 高低墩連續(xù)剛構(gòu)橋的動力特性分析

3.1 自由振動下的動力微分方程

結(jié)構(gòu)動力特性分析是進行地震響應(yīng)分析的前提與基礎(chǔ)。對于多自由度結(jié)構(gòu),其自由振動動力微分方程如式(1)所示:

式中:[M]、[C]、[K]分別為結(jié)構(gòu)質(zhì)量矩陣、阻尼矩陣和剛度矩陣;{u″}、{u′}、{u} 分別為結(jié)構(gòu)動力響應(yīng)的加速度矩陣、速度矩陣和位移矩陣。

不考慮阻尼的影響,則式(1)的解析式可以表示為:

將式(2)代入式(1),可以得到結(jié)構(gòu)的自由振動特征方程:

式中:ω2為特征值;ω為結(jié)構(gòu)固有頻率;{U}為結(jié)構(gòu)振型。

對于式(3)特征值的求解,目前主要有逆迭代法、瑞利—里茲法、里茲向量法、子空間迭代法、lanczos向量法等。其中,子空間迭代法綜合了瑞利—里茲法和逆迭代法在計算效率和精度上的優(yōu)點,是求解特征值問題中應(yīng)用最為廣泛的一種方法。

3.2 動力特性對比分析

本文采用子空間迭代法,通過有限元計算得到高低墩連續(xù)剛構(gòu)橋(S橋)與對稱連續(xù)剛構(gòu)橋(C橋)的自振頻率值及各方向累計振型參與系數(shù)對比結(jié)果,如表 1所示。

表1 兩橋自振頻率值及各方向累計振型參與系數(shù)

通過高低墩連續(xù)剛構(gòu)與對稱連續(xù)剛構(gòu)的動力特性對比分析,得到結(jié)論如下:

(1)與對稱連續(xù)剛構(gòu)相比,高低墩連續(xù)剛構(gòu)縱向、橫向及豎向一階頻率分布提高了12%、8%和2%。說明一側(cè)墩高的降低對橋縱向和橫向剛度的提高較為明顯,對豎向剛度影響較小。這是由于縱向、橫向和豎向一階頻率與橋墩的縱向、橫向抗推剛度和主梁豎向抗彎剛度有關(guān)。一側(cè)墩高的改變,對橋墩的縱向、橫向抗推剛度影響較大,對主梁豎向抗彎剛度并不敏感。

(2)高低墩連續(xù)剛構(gòu)與對稱連續(xù)剛構(gòu)前10階模態(tài)在x和y方向的累計振型質(zhì)量參與系數(shù)均達到70%以上,且高低墩連續(xù)剛構(gòu)和對稱連續(xù)剛構(gòu)在x和y方向的累計振型質(zhì)量參與系數(shù)相差不超過2%,而高低墩連續(xù)剛構(gòu)在z方向的累計振型質(zhì)量參與系數(shù)較對稱連續(xù)剛構(gòu)相比增加了70%。說明一側(cè)墩高的降低對水平方向振動影響較小,而對豎向振動影響較大。對稱連續(xù)剛構(gòu)橋以水平方向振動為主,而當高低墩連續(xù)剛構(gòu)高低墩高相差較大時,水平和豎向振動均起主導(dǎo)作用。

(3)高低墩連續(xù)剛構(gòu)與對稱連續(xù)剛構(gòu)豎向振型的累計質(zhì)量參與系數(shù)均收斂緩慢,前6階振型的累計質(zhì)量參與系數(shù)不超過6%。如果需要達到90%的累計質(zhì)量參與系數(shù)分別需要63階和61階。這說明豎向高階振形對二者影響均較大。

(4)高低墩連續(xù)剛構(gòu)與對稱連續(xù)剛構(gòu)自振頻率在1到7階均呈線性增長,在8到10階趨于穩(wěn)定,隨著階數(shù)的增加兩橋自振頻率基本趨于一致,且兩橋振形序列也十分吻合。說明當高低墩相差不大時,一側(cè)墩高的降低對結(jié)構(gòu)動力特性的影響并不明顯。

4 高低墩連續(xù)剛構(gòu)橋的地震響應(yīng)分析

4.1 地震作用下的動力微分方程

地震作用下,不考慮行波效應(yīng)的影響,多自由度結(jié)構(gòu)的動力微分方程可以表示為:

其中:[M]、[C]、[K]分別為結(jié)構(gòu)質(zhì)量矩陣、阻尼矩陣和剛度矩陣;{u″}、{u′}、{u} 分別為結(jié)構(gòu)動力響應(yīng)的加速度矩陣、速度矩陣和位移矩陣;[I]為單位向量;{u″g}為地面加速度。

本文采用國際上常用的EI-Centro波作為地面加速度進行橫橋向及縱橋向激勵,不考慮豎向地震的影響,調(diào)幅后的加速度峰值為0.05g。阻尼矩陣采用振型阻尼,阻尼比為0.05。采用直接積分法求解式(4),得到橋梁結(jié)構(gòu)的地震響應(yīng),積分方法為Newmark法。

4.2 高低墩的影響分析

為深入研究高低墩連續(xù)剛構(gòu)地震響應(yīng)規(guī)律,引入墩的不對稱系數(shù)N=H0/H1,即矮墩與高墩之比。通過調(diào)整一側(cè)墩高,建立不同不對稱系數(shù)的高底墩連續(xù)剛構(gòu)有限元模型。取主梁邊跨跨中、根部、中跨跨中及橋墩墩底作為內(nèi)力觀測截面,主梁邊跨跨中及中跨跨中位移作為變形觀測點,控制截面如圖1所示。

1)順橋向地震響應(yīng)分析

順橋向地震作用下,結(jié)構(gòu)控制截面的最大地震響應(yīng)如表2~表4和圖3所示。

表2 主梁最大內(nèi)力響應(yīng)

表3 主梁最大位移響應(yīng)

表4 墩底最大內(nèi)力響應(yīng)

圖3 順橋向地震響應(yīng)

由表2~表4和圖3可知:

(1)矮墩主梁根部出現(xiàn)較大豎向剪力;隨著不對稱系數(shù)的減小,矮墩主梁根部剪力急劇上升,高墩主梁根部剪力有所下降。當不對稱系數(shù)為0.8、0.6、0.4時,矮墩主梁根部剪力分別增加了39.8%、192.4%、438.1%;而高墩主梁根部剪力分別下降了28.2%,55.2%,22.7%。

(2)矮墩主梁根部出現(xiàn)較大豎向彎矩。當不對稱系數(shù)大于0.6時,矮墩主梁根部豎向彎矩最大增幅為51.5%,高墩主梁根部最大降幅49.1%。當不對稱系數(shù)降到0.4時,矮墩和高墩主梁根部均出現(xiàn)較大增幅,分別為122.2%,196.6%。

(3)主梁各截面縱向位移隨著不對稱系數(shù)而變化。不對稱系數(shù)大于0.6時,主梁縱向位移基本穩(wěn)定,各截面縱向位移最大降幅為29.4%。當不對稱系數(shù)減小到0.4時,各截面縱向位移最大降幅為56.2%。

(4)隨著不對稱系數(shù)的減小,矮墩墩底縱向彎矩急劇上升,高墩墩底縱向彎矩有所下降。不對稱系數(shù)取0.8、0.6、0.4時,矮墩墩底縱向彎矩分別增加了23.3%、85.8%、145.7%,高墩墩底縱向彎矩分別下降了11.8%、26.6%、38.5%。

2)橫橋向地震響應(yīng)分析

橫橋向地震作用下,結(jié)構(gòu)控制截面的最大地震響應(yīng)如表5~表7和圖4所示。

表5 主梁最大內(nèi)力響應(yīng)

表6 主梁最大位移響應(yīng)

圖4 橫橋向地震響應(yīng)

由表5~表7和圖4可知:

(1)矮墩主梁根部出現(xiàn)較大橫向剪力。隨著不對稱系數(shù)的改變,最大增幅為15.3%。

(2)不對稱系數(shù)較大時,中跨跨中橫向彎矩較大;隨著不對稱系數(shù)的減小,主梁橫向彎矩峰值向矮墩主梁根部轉(zhuǎn)移。不對稱系數(shù)大于0.6時,矮墩主梁根部橫向彎矩基本穩(wěn)定,此時橫向彎矩增加了87.6%。不對稱系數(shù)降到0.4時,矮墩主梁根部橫向彎矩急劇上升,增幅為167.1%。

(3)對于主梁橫向位移來說,中跨橫向位移較大。不對稱系數(shù)分別取0.8、0.6、0.4時,中跨橫向位移分布下降了 13.1%、31.1%、40.5%。

(4)矮墩墩底出現(xiàn)較大橫向彎矩。隨著不對稱系數(shù)的減小,矮墩墩底橫向彎矩有所上升,最大增幅20.8%。高墩墩底橫向彎矩有所下降,最大降幅10.5%。

5 結(jié)語

本文以云南山區(qū)某高低墩連續(xù)剛構(gòu)橋為例,采用有限元的方法高低墩(不對稱)連續(xù)剛構(gòu)橋與對稱連續(xù)鋼構(gòu)橋動力特性的差異,并基于線彈性時程方法,引入墩的不對稱系數(shù),分析了高低墩對連續(xù)剛構(gòu)橋地震響應(yīng)的影響,結(jié)論如下:

(1)較對稱連續(xù)剛構(gòu)相比,高低墩連續(xù)剛構(gòu)橫橋向及順橋向一階頻率均有所上升,豎向一階頻率影響較小,當高低墩相差較大時,水平和豎向振動均起主導(dǎo)作用。

(2)順橋向地震作用下,矮墩主梁根部出現(xiàn)較大豎向剪力和豎向彎矩。隨著一側(cè)墩高的降低,矮墩墩底縱向彎矩急劇上升。橫橋向地震作用下,主梁根部及邊跨跨中均出現(xiàn)較大橫向剪力,橫向彎矩在中跨跨中取最大值,且隨著一側(cè)墩高的降低,主梁最大橫向彎矩由中跨跨中向矮墩主梁根部轉(zhuǎn)移。

(3)當墩的不對稱系數(shù)超過0.6時,其地震響應(yīng)明顯惡化。在實際工程中,應(yīng)盡量將墩的不對稱系數(shù)控制在0.6以內(nèi)。矮墩墩底及主梁根部截面控制全橋抗震設(shè)計,當高低墩相差過大,應(yīng)通過增設(shè)系梁,釋放矮墩墩頂約束及調(diào)整橋墩截面形式等剛度優(yōu)化措施,使高墩和矮墩共同承擔地震響應(yīng)。

[1]周軍生,樓莊鴻.大跨徑預(yù)應(yīng)力混凝土連續(xù)剛構(gòu)橋的現(xiàn)狀和發(fā)展趨勢[J].中國公路學(xué)報,2000,13(1):34-40.

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