地震响应特性

2024-10-06

地震响应特性（精选12篇）

地震响应特性篇1

摘要：本文通过算例对双塔连体结构进行动力特性以及地震响应分析，观察单塔结构、双轴对称双塔连体结构和单轴对称双塔连体结构动力特性的差别，从而总结出连体结构自振特性的规律。同时，本文还通过振型分解反应谱法对单轴对称双塔连体结构进行地震响应分析，并研究两塔楼的相对高度对双塔连体结构地震响应的影响。

关键词：双塔连体结构,动力特性,谱分析

引言

随着高层建筑高度的不断增高,平面布置日趋复杂的同时,高层建筑竖向立面造型日趋新颖,一些规模宏大,极富现代气息的高层建筑为建筑师们喜爱。因此,近年来高层连体建筑层出不穷,国内最具代表性的有:北京西客站、深圳文锦大厦、上海凯旋大厦等。高层连体结构由于连体的设置,使得各塔楼之间的振动互相耦合,并且使得整个结构沿竖向刚度和质量分布不均匀,因此,连体结构的自振振型较单塔结构复杂得多。连体结构总体为一开口薄壁构件,扭转性能较差,扭转振型丰富,地震作用下容易引起较大的扭转反应,易使结构发生脆性破坏。

连体结构动力计算模型

连体结构通常采用的计算模型主要有“串并联质点系模型”,“串并联刚片系模型”,以及“三维空间有限元模型”。“串并联质点系模型”是将塔楼各个楼层简化为一个质点,楼板上下各1/2层高的构件质量集中于该点,每个质点只有沿主轴方向的两个自由度,对于双轴对称以及单轴对称的连体结构,其在对称轴方向的振动互不耦合,地震作用下只激励地震作用方向上的平动振型,因此,这两种情况下,对称轴方向的地震作用计算,可以选用这种模型。对于不对称连体结构在双向地震作用下,以及单轴对称连体结构在非对称轴方向地震作用下,结构各楼层存在三个自由度,即两个沿主轴方向的平动和绕楼层质心的转动,在这种情况下,“串并联刚片系模型”更能满足要求。“三维空间有限元模型”是将整个结构根据抗侧力构件的特性,将其划分为不同的单元,并将单元质量集中于与单元相连的结点上,通过自由度的凝聚,将各结点自由度凝聚为楼层主轴方向和高度方向的三个平动自由度,最后,根据结点动力平衡方程求解。此种模型自由度数量较大,对计算机要求较高,在这种模型的基础之上,根据楼板平面内刚度无穷大的假定将楼板平面内的自由度凝聚为楼层质心沿主轴方向的平动和绕质心的转动,凝聚之后,总的结点动力自由度减少了近1/3,从而,大大提高了计算速度。

连体结构动力特性分析

由于连体结构各塔楼间振动的耦合作用,连体结构的动力特性有其自身的特点,不能套用单塔结构的自振振型对其进行分析。因此,本文将对单塔结构、双轴对称连体结构和单轴对称连体结构进行动力特性对比分析,以进一步探讨连体结构自振特性的规律。

本文算例取自某办公楼工程,此结构类型为框架一一核心筒体系,本文在此基础上构造连体结构。本文算例分别为25层单塔结构,25层双轴对称连体结构(在23、24、25层设置连体),以及高塔为25层,低塔为1 8层的单轴对称连体结构(在16、17、1 8层设置连体)。采用三维空间有限元程序进行分析,筒体和楼板均采用壳单元,框架采用梁单元,根据分块无限刚假定,在连体所在楼层处,将各塔楼楼板设为平面内无限刚性,连体部分的楼板设为弹性。前四振型以及前十阶自振周期分别如图1～3和表1所示。

对于双轴对称连体结构而言,两塔楼Y向的刚度相等,两塔楼沿Y向的振动具有同步性,此时,连体对两塔楼的Y向振动没有约束,因此,如上述图表中所示,双轴对称连体结构Y向平动振型与单塔结构相近。对于单轴对称连体结构,由于两塔楼侧向刚度不等,Y向振动不同步,此时,连体在其平面内起到协调两塔楼振动的作用,即高塔Y方向振动受到制约,侧向刚度有所增强,结构的自振周期必然有所下降。

由表1可知,双轴对称连体结构X向自振周期小于高塔X向自振周期。这是由于,与单塔结构相比,连体的设置增加了结构的纵向抗弯整体性,从而使其对应的自振周期低于单塔结构。同时,从表中可以看出,单轴对称连体结构X向的平动周期低于双轴对称连体结构,这是因为,在连体结构X向振动时,低塔实际对高塔起到一定的支撑作用,这种作用使得单轴对称连体结构的侧向刚度较双轴对称有所增大,且介于高塔和低塔之间。总而言之,连体结构的侧向刚度增大来源于两种途径,一种为连体本身的作用,另一种则是两塔楼间的相互支撑作用。

从振型图中可以看出,双轴对称连体结构前两阶振型依然为Y向和X向的平动振型,而后两阶振型分别为Y向的平扭耦联以及两塔楼的纯扭振型。从振型图上可以看出,与单塔结构不同,连体结构存在着两塔楼的同向振型和反向振型,在对称双塔结构中表现为反对称振型和对称振型,在水平地震作用下,由于对称振型的振型参与系数为零,因此,地震作用下,对称振型不被激励。同时,还可以看出,连体结构X向振动与Y向振动不耦合,但Y向振动与扭转互相耦合,即存在平扭耦联振型,双轴对称连体结构Y向的平扭耦联振型的振型参与系数为零;而单轴对称连体结构中,由于两塔楼关于Y非对称,因此,Y向平扭耦联振型的参与系数不为零,但随着对称性的增强,Y向平扭耦联振型的参与系数会越来越小,最终趋于零。

从表1中看出,连体结构的平扭耦联振型周期与单塔结构的扭转振型的周期相比,更接近于基本周期,即连体结构的整体抗扭刚度与Y向侧向刚度的比值较单塔结构小,因此,连体结构的抗扭性能较差,较易发生扭转振动。

地震作用下的响应分析

由以上分析可以看出,连体结构的动力特性与单塔楼结构有较大的区别,平扭耦联特性较为显著,因此,连体结构地震在作用下的响应应按整体进行分析。本文将采用振型分解反应谱法对连体结构分别进行X向和Y向的地震反应分析,设防烈度为七度,场地土类别为第三类场地土,设计地震分组为第一组,阻尼比取0.05。振型组合方式选取考虑平扭耦联效应的CQC组合方法,参与组合的振型数按照规范规定的振型参与质量百分比之和大于90%为依据进行选取,由于连体结构的低阶振型中存在大量振型参与系数较低的相对振动振型,因此连体结构参与组合的振型数较一般单塔结构大了很多。

对称双塔连体结构在地震作用下,连体对两塔楼的约束作用较弱,塔楼的响应与单塔较为接近,本文主要基于上面的算例对单轴对称双塔连体结构进行分析,高塔楼取为25层,低塔楼分别取23、21、19、17、15及13层,以考虑两塔楼间的相对高度,即连体结构的整体不对称性,对塔楼的内力、位移和连体内力的影响。单轴对称连体结构X向和Y向的地震响应如图4～5所示。

从分析结果可以看出,单轴对称连体结构在X向地震作用下,只产生X向的响应,Y向变形和内力以及结构的扭转变形和内力均为零;Y向地震作用下,存在扭转变形和内力,X向变形和内力为零,分析结果验证了此前的判断。

由图4 (a)可知,连体结构高塔楼X向顶点位移随着低塔楼层数的降低略有下降,低塔楼顶点侧移则下降较快,下降幅度也较高塔楼大。在低塔楼楼层从25层降至13层的过程中,连体内轴力是的不断上升的,即低塔对高塔的支撑作用在不断增强,但由于低塔楼层数的降低,连体以上楼层的相对局部振动有所增大,整个结构刚度逐渐由连体以上的单塔部分控制,因此,高塔顶点位移降低速率在低塔楼层降低的过程中有所降低,当降低至某一高度时,甚至会出现顶点位移上升的情况。低塔由于高度的下降,质量的减少,地震作用有所降低,正如图中所示,顶点位移会不断下降,此时,低塔基底剪力会有所下降,由于连体的剪力传递作用,高塔楼基底剪力也将相应地减小。

由图4 (c)可知,两塔楼基底弯矩均随低塔楼层的降低而不断减小。低塔基底弯矩的减小主要由低塔高度的降低以及低塔本身地震作用的减少所至,而高塔除本身受到的地震作用以外,连体轴力产生的反弯矩以及连体端部的竖向弯矩均对其塔底弯矩有较大的影响,由于影响高塔底部弯矩的因素较多,所以其变化规律与低塔相比也相对复杂一些。

从图4 (e)中可以看出,连体左端弯矩(和高塔相连)与右端弯矩(和低塔相连)相比较大,这是因为地震作用下,连体所在楼层可以看作受到上部塔楼集中弯矩的作用,这种作用使得一端的弯矩与另一端相比较大。

在连体所在楼层处,连体通过其水平面内较大的剪切刚度和弯曲刚度来约束两塔楼的侧移和扭转,从而达到协调两塔楼Y向振动的作用。如图5(b)所示,随着低塔楼层数的降低,高塔和低塔在连体所在楼层处的位移均将降低,且两塔楼在此楼层处始终存在Y向的位移差,由于连体面内剪切刚度很大,水平面内的相对变形很小,因此,此处的两塔楼的Y向相对侧移的原因可以归结为连体所在楼层平面内的整体扭转。

由图5(d)可知,随着低塔楼层从23层降至13层的过程中,两塔楼的基底弯矩均有所减小,低塔楼基底弯矩的减小主要由其质量的降低所致,而高塔基底弯矩受连体内水平剪力形成的反弯矩和连体内扭矩的影响,它们作用的结果是使得Y向地震作用下的基底弯矩有所减小。

从图5(e)中可以看出,Y向地震作用下,高塔与低塔的基底扭矩比较接近,且两者的和远小于基底总扭矩。这个现象证明,Y向地震作用下,本算例的连体结构以整体扭转为主,各塔楼的局部扭转所占比重较小,这主要取决于连体面内弯曲刚度和各塔楼的抗扭刚度,若连体面内刚度和塔楼抗扭刚度较大,结构以整体扭转为主,反之,则局部扭转占比重较大。同时,扭转降低了连体水平面内的传力效应,因此,一味地试图通过增大连体面内刚度来协调两塔楼Y向侧移,有时候是得不偿失的。

从以上图表中看出,X向地震作用下,连体处于拉压交替作用状态;Y向地震作用下,连体处于弯剪扭共同作用下的复杂受力状态。因此,地震作用下,连体受力极为不利,且连体与塔楼连接拐角处存在应力集中,所以,连体应采取必要的加强措施。

结语

从本文的分析,可以看出,双塔连体结构由于两塔楼振动的耦合作用,其自振振型较为复杂,存在同向振型和反向振型,对称双塔连体结构的同向振型参与系数为零,即在地震作用下不被激励,因此,对连体结构进行反应谱分析时,振型组合数的选取不能套用一般单塔结构的规律,宜根据振型参与质量百分比进行组合振型数的确定。连体结构的扭转振型丰富,在地震作用下,较小的偏心会产生较大的扭转效应,因此,连体结构宜采用对称性较好的结构布置形式。两塔楼的相对高度对结构受力有一定的影响,相对高度相差较大,则连体的传力和约束作用增强,本身的受力有所增大,塔楼的受力变化情况则相对复杂,它与连体的内力状态和所处位置有关。双塔连体结构中,连体起到协调两塔楼共同工作的作用,连体受力较为复杂,设计时应采取必要的加强措施。

参考文献

[1]包世华．王建东．大底盘多塔楼结构振动计算和动力特性．建筑结构．1997．27 (6)：40-44．

[2]李国胜．多高层钢筋混凝土结构设计中疑难问题的处理及算例．北京：中国建筑工业出版社．2004

[3]吴耀辉．大底盘双塔楼连体高层建筑的抗震与减振分析：博士学位论文．南京：东南大学土木学院，2002

[4]黄耀坤，孙炳楠．楼文娟．连体刚度对双塔连体高层建筑地震响应的影响．建筑结构学报．2001，22(3)：21—2

地震响应特性篇2

基于土-结构相互作用模型,利用粘-弹性边界条件,运用时程分析方法研究了岩溶地带公路隧道地震动力响应.探讨了溶洞发育程度和位置对隧道地震动力响应的.影响,总结了岩溶地区公路隧道结构位移场、围岩塑性区等的地震动力响应分布规律.

作者：姚春艳张学军张万里作者单位：姚春艳,张万里(沈阳地铁有限公司,沈阳,110011)

张学军(中铁隧道勘测设计院有限公司,天津,300133)

地震响应特性篇3

摘要：为了研究近场地震动速度脉冲参数对立式储罐地震响应的影响，以15万方立式储罐为研究对象，建立有限元数值仿真模型，引入人工合成的近断层脉冲型地震动记录的方法，定量分析脉冲周期、脉冲峰值以及脉冲类型对立式储罐地震响应的影响特性和规律。结果表明：脉冲作用会使储罐动力响应明显增大；随着脉冲峰值Vp的增大，储罐的地震响应逐渐增大；脉冲周期Tp接近储罐自振周期时，地震响应明显被放大。A类脉冲对于储罐影响最明显，B类脉冲影响次之，C类最小。建议进行近断层区储罐抗震设计时，应该对比检验不同类型脉冲参数的影响，确保储罐地震安全。

关键词：立式储罐；近场地震动；速度脉冲；脉冲参数；地震响应

中图分类号： TU352；P315.92 文献标识码： A 文章编号： 1673-1069（2016）24-178-2

0 引言

近断层区域[1-3]地震具有强烈的方向性效应以及速度脉冲，这主要是因为近断层地震动使得结构直接承受高能量冲击，尤其是长周期结构，往往造成难以恢复的大位移。立式储罐[4，5]其储液部分属于液固耦合长周期结构，一旦遭遇近断层长周期地震作用，很容易发生共振而造成储液的剧烈晃动和翻腾，极易导致石油泄露，造成很严重的次生灾害。文献[6]提出通过定义脉冲幅值、脉冲周期以及脉冲类型的方法来实现人工模拟近断层地震波。随着立式储罐数量的增加，长周期脉冲型近场地震下立式储罐的地震响应特性亟待研究。

本文以15万方立式储罐为研究对象，建立有限元数值仿真模型，引入人工合成的近断层脉冲型地震动的方法，定量分析脉冲峰值、脉冲周期以及脉冲类型对立式储罐地震响应的影响特性和规律，为更好设计出抵抗近断层地震动的立式储罐提供理论依据。

1 15万方立式储罐有限元模型

1.1 储罐基本参数

本文选取15×104m3立式储罐为研究对象，储罐罐壁高21.7m，充水高度Hw=20.1m，重力加速度g=9.8m/s2。

材料属性：钢板的密度ρ=7800kg/m3，弹性模量E=2.06×1011N/m2。储罐内油的密度鉴于安全性的考虑取为ρ=1000kg/m3，弹性模量E=2.0×108N/m2。

1.2 有限元模型

储罐底板及罐壁采用壳单元，液体采用三维势流单元，基于上述关于模型的参数、单元选取，建立15万方立式储罐有限元模型（图1）。

2 近断层速度脉冲模拟和脉冲参数的选取

2.1 近断层速度脉冲模拟模型

对于人工合成近断层脉冲型地震波，将前向脉冲A，前、后向脉冲B和多环脉冲C的速度脉冲模拟函数定义为：

式中， Vp为速度脉冲峰值；Tp为脉冲周期，wp为脉冲频率。式（1）中A类地震波为单一向传播；式（2）中B类地震波为往返传播；式（3）中C类地震波波形具有多个往返。

为系统研究近断层地震脉冲参数对立式储罐的影响，以El-Centro波为底波（PGA=341.7cm/s2，PGV=39.04cm/s）采用上述公式构造出A，B，C三类等效速度脉冲，其中α=0.25，k=1，C类脉冲n=2.5。

2.2 脉冲模型参数选取

脉冲模型参数采用如下取值方案：①研究脉冲峰值Vp对立式储罐地震响应的影响时，选取A类脉冲，Tp=1s，Vp分别取50cm/s、70cm/s、100cm/s和125cm/s；②研究脉冲周期Tp的影响时，选取A类脉冲，Vp=75cm/s，Tp分别取0.5s、1s、2s和4s；③研究脉冲类型的影响时，Vp=75cm/s，Tp=2s，分别选取A类、B类和C类脉冲。

3 近断层脉冲参数对立式储罐地震响应分析

3.1 脉冲峰值Vp对立式储罐地震响应的影响

图2和图3为A类脉冲，Tp=1s时不同Vp近断层地震波和El-centro波激励下的动液压力和有效应力峰值分布。

从图2可以看出储罐的动液压力沿液体高度方向逐渐增大，动液压力越大液体作用在罐壁上的应力就越大，震害也越明显。随着Vp的增大，液体动液压力也随之增大， Vp=125cm/s时达到最大，峰值为161.8kPa，相比无脉冲时其增幅近35.8%。从图3可以看出储罐在4～17m范围内储罐罐壁有效应力最大，有效应力随着Vp的增大而增大，在Vp=125cm/s时达到最大值，相比无脉冲时其增幅近22.9%，与图2液体动液压力分布规律一致。

3.2 脉冲周期Tp对立式储罐地震响应的影响

从图4和图5中可以看出当脉冲周期Tp=1s时液体动液压力和罐壁有效应力明显大于其他脉冲周期和El-Centro波，其中动液压力最大增幅为18.8%，有效应力最大增幅为23.5%，这主要是由于15万方立式储罐自振周期为0.884s，结构自振周期与脉冲周期接近，引起共振现象。

3.3 脉冲类型对立式储罐地震响应的影响

从图6和图7可以看出，当Vp=75cm/s，Vp=2s时，3类脉冲波相对于El-Centro波的动液压力和有效应力均有明显放大，其中A类脉冲作用下的动液压力和有效应力均明显大于B类和C类，相对于底波动液压力和有效应力最大增幅分别为28.1%和16.6%。

4 结论

本文以15万方立式储罐为研究对象，建立有限元数值仿真模型，引入人工合成的近断层脉冲型地震动记录的方法，定量分析脉冲周期、脉冲峰值以及脉冲类型对立式储罐地震响应的影响特性和规律。

①脉冲作用会使储罐动力响应明显增大，因此长周期脉冲型近场地震作用对立式储罐的抗震性能回提出更高的要求。②随着脉冲峰值Vp的增大，储罐的地震响应逐渐增大；脉冲周期Tp接近储罐自振周期时，地震响应明显被放大。A类脉冲对于储罐影响最明显，B类脉冲影响次之，C类最小。③储罐近断层地震响应并不是由某一类脉冲参数决定的，建议进行近断层区储罐抗震设计时，应该对比检验不同类型脉冲参数的影响，确保储罐地震安全。

参考文献

[1] 俞言祥.长周期地震动研究综述[J].国际地震动态，2004（7）.

[2] 王海云，谢礼立.近断层强地震动的特点[J].哈尔滨工业大学学报，2006，38（12）：2070-2072.

[3] 李爽，谢礼立.近场问题的研究现状与发展方向[J].地震学报，2007，29（1）：102-111.

[4] 孙颖，孙建刚，崔利富.浮顶储罐在地震荷载作用下数值模拟分析[J]科学技术与工程，2011（11）：4657-4659.

[5] 李想.立式储罐环梁滚动隔震装置设计与数值模拟[D].大庆：东北石油大学，2014.

地震响应特性篇4

为了探究梁拱组合人行天桥的地震响应特性, 揭示其地震响应机理,以某梁拱组合人行天桥为研究对象,运用Sap2000建立了该人行天桥的空间动力计算模型,采用非线性时程法研究了该人行天桥的地震响应特性以及各种因素对其地震响应的影响规律,得出了一些结论,希望能够为类似人行天桥的设计和加固提供一定参考[5,6]。

1地震荷载传递机理

以纵向地震荷载为例,图1给出了采用了板式橡胶支座的桥梁地震荷载传递示意图。如图( a) 所示,在较小的地震中,梁体与支座之间的摩擦力抵消了上部结构的全部水平惯性力,支座受力发生弹性变形并将惯性力传递至墩; 如图( b) 所示,在较大的地震中,梁体与支座之间的摩擦力抵消了部分上部结构的水平惯性力,支座发生弹性变形或剪切破坏, 梁与支座发生相对滑动。

2工程算例及动力计算模型

2.1工程算例

某跨越结构由单箱四室钢箱梁和钢板拱组合而成的人行天桥,箱梁跨度为49. 60 m,宽4. 00 m,高0. 65 m ( 不含地袱高度 ) ; 钢拱起拱半径为39. 75 m,矢高5. 68 m,从拱顶向两侧每3. 00 m对称布置截面为30 mm × 300 mm的钢板吊带; 全桥对称设置宽2. 00 m,高0. 40 m,梯度为1: 4的钢箱梁梯道,单侧梯道总长25. 59 m,梯道与跨越结构之间设置伸缩缝; 全桥共设10根直径0. 60 m的混凝土墩,墩顶设置规格为GJZ200 mm × 250 mm × 41 ( CR) mm的板式橡胶支座,其中主墩每墩设置两块,梯墩每墩设置一块。桥跨布置如图2和图3所示。

2.2动力计算模型

采用杆系单元法,运用Sap2000建立图4所示的梁拱组合结构人行天桥空间动力分析模型。定义纵桥向为X轴,横桥向为Y轴,竖向为Z轴[7,8]。

假定墩和梁都处于弹性范围,采用弹性梁单元模拟。计算模型忽略桩与土的相互作用,将墩底与地面刚接; 以附加线质量考虑活载和二期恒载,以附加集中质量考虑梯道。分析采用瑞利阻尼,阻尼比取固定值3% 。

采用图5所示的双线性模型模拟板式橡胶支座,图中K1为板式橡胶支座的水平剪切刚度,K2为屈服后刚度,Fcr为临界屈服荷载。

根据《城市桥梁抗震设计规范》,单个支座的水平剪切刚度:

式( 1) 中,G为板式橡胶支座水平剪切模量,一般取1 200 k N / m2; A为剪切面面积,t为支座橡胶层总厚度。

临界屈服荷载:

式( 2) 中,μ 为板式橡胶支座与梁、墩接触面的滑动摩阻系数,取0. 10; FN为支座轴向荷载。

根据式( 1) 和式( 2) ,本算例单个板式橡胶支座的水平剪切刚度为2 000 k N/m,屈服荷载为48. 8 k N。

2.3地震动的选取

根据《公路桥梁抗震设计细则》: 一般情况下, 公路桥梁可只考虑水平方向地震作用,直线桥可分别考虑顺桥向X和横桥向Y的地震作用,抗震设防烈度为8度和9度的拱式结构、长悬臂桥梁结构和大跨度结构以及竖向引起的地震效应很重要时,应同时考虑顺桥向X、横桥向Y和竖向Z的地震作用。为了探究简支梁人行天桥的地震响应特性,选取表1所示的三条实际强震记录对算例人行天桥进行非线性时程分析。分析考虑9度区罕遇地震,将各记录加速度峰值整到0. 6g[9,10]。

3三维地震响应特性分析

以结构的横桥向地震响应为研究对象,通过对不考虑竖向地震作用与考虑竖向地震作用的动力计算模型进行非线性时程分析,详细探讨了背景简支梁人行天桥地震响应特性,得到了一些结论[11,12]。

3.1结构位移响应

图6和图7分别为该梁拱组合人行天桥在1# 地震波输入下拱顶和跨越结构横向位移时程对比情况,表2为三条地震动作用下拱顶和跨越结构位移峰值响应结果。

从1#波作用下的拱顶和跨越结构横向位移响应时程可以看出: 竖向地震对拱顶和跨越结构的横向位移响应有影响,考虑竖向地震作用后,二者均增大。分析表2可知,2#波作用下跨越结构的横向位移响应最大,其中拱顶最大横向位移为111. 4 cm,梁体最大横向位移为109. 4 cm; 不同地震波的竖向地震动对跨越结构的位移响应影响不同,1#波和3#波的竖向地震动使跨越结构的位移响应增大,2#波减小。就具体数值而言,考虑竖向地震动后,1#波和3#波作用下拱顶横向峰值位移平均增大了约5% ,跨越结构横向峰值位移平均增大了约4% ; 2#波作用下拱顶和跨越结构的横向峰值位移均减小了约2% 。

3.2梁墩相对位移响应

图8给出了梁墩横向相对位移峰值对比情况。图9 ~ 图11分别为三条地震动作用下横向相对位响应移时程。

结合图8 ~ 图11可以看出: 竖向地震使1#波和3#波作用下梁墩峰值相对位移增大,2 #波作用下减小。不同地震动的竖向地震分量对梁拱组合人行天桥梁墩相对位移响应的影响不同。

3.3墩的响应

表3给出了墩顶横向峰值位移和墩底横向峰值弯矩的对情况。

分析表3可知: 竖向地震对墩的地震响应影响较大,考虑竖向地震作用后,三条地震动作用下各墩的墩顶位移和墩底弯矩均增大。就具体数值而言, 考虑竖向地震动后,墩顶横向峰值位移平均增大了约12% ,墩底横向峰值弯矩平均增大了约14% 。

3.4跨越结构地震稳定

拱的存在使梁拱组合人行天桥跨越结构的重心高度高于桥面,在较大的地震中,跨越结构在发生横向滑动的同时很有可能会绕某一支座发生倾覆。为了更好地表述跨越结构的地震稳定,定义跨越结构倾覆系数 γ:

式中,MQ为跨越结构地震倾覆弯矩; MK为跨越结构抗倾覆弯矩; m为跨越结构质量; ay为跨越结构重心处的横向地震加速度; az为跨越结构重心处的竖向地震加速度; H为跨越结构重心到支座顶面的垂直距离; g为重力加速度; h为跨越结构重心到支座中心的横向水平距离; D为支座横向间距,x为梁墩横向相对位移。γ 大于1. 0,跨越结构发生倾覆, γ 小于1. 0稳定。

图12 ~ 图14给出了三条地震动作用下跨越结构稳定分析结果。从图中可以看出,竖向地震动增大了跨越结构的倾覆危险,例如,1#波和3#波的竖向地震使跨越结构发生了倾覆。由此可见,竖向地震对梁拱组合人行天桥跨越结构的地震稳定产生不利影响,必须对梁拱组合人行天桥进行考虑竖向地震的三维地震响应分析。

4地震响应影响因素分析

在上文的研究基础上对梁拱组合人行天桥进行了考虑竖向地震作用的三维地震响应分析,以梁墩的横向相对位移、墩底的横向弯矩和跨越结构的地震稳定为研究对象,详细探讨了梯道、支座滑动性能和跨越结构重心高度对梁拱组合人行天桥地震响应的影响。

4.1梯道的响应

人行天桥梯道和跨越结构的动力特性存在较大差异。为了探讨梯道对梁拱组合人行天桥地震响应的影响,建立了图15所示的考虑梯道影响的动力计算模型,通过三维非线性时程分析得出了一些结论。

图16和图17分别给出了梯道对梁墩横向峰值相对位移和墩底横向峰值弯矩的影响情况。可以看出,梯道使梁墩横向峰值相对位移和墩底横向峰值弯矩均减小,限制了跨越结构的横向运动,起到了防落挡块的作用。

图18 ~ 图20为梯道对跨越结构地震稳定的影响。从图中可以看出,梯道对跨越结构的地震稳定产生了不利影响,使三条地震作用下的跨越结构均发生了倾覆,必须采取措施即能充分发挥梯道的挡块作用,又能有效保障跨越结构地震稳定。

4.2支座滑动性能的响应

由板式橡胶支座的荷载传递机理可知,支座滑动性能是采用了板式橡胶支座的桥梁的地震响应的重要影响因素。根据《城市桥梁抗震设计规范》,橡胶支座与钢板表面的动摩阻系数取0. 10。为了探究支座滑动性能对梁拱组合人行天桥地震响应的影响,分别建立了摩阻系数为0. 05、0. 10、0. 15、0. 20及0. 30的计算模型,通过三维非线性时程分析得出了一些结论。

图21和图22分别给出了支座摩阻系数对梁拱组合人行天桥梁墩的横向峰值相对位移和墩底横向峰值弯矩的影响情况。从图中可以看出,摩阻系数增大,梁墩横向峰值相对位移整体减小,墩底横向弯矩单调增大,可以在一定范围内调整支座滑动性能来充分利用墩的抗侧能力。

图23 ~ 图25给出了三条地震动作用下,支座摩阻系数分别为1. 0、2. 0和3. 0的跨越结构地震稳定情况。从图中可以看出,支座摩阻系数增大,各地震动作用下跨越结构的倾覆系数增大,达到倾覆控制值的时间越早。由此可见,支座摩阻系数对跨越结构的地震稳定产生较大影响,摩阻系数越大,跨越结构的地震稳定性越差。

4.3跨越结构重心高度的影响

梁拱组合人行天桥跨越结构重心偏高,在较大的地震中,跨越结构在发生横向滑动的同时很有可能会绕某一支座发生横向倾覆。为了探究跨越结构重心高度对其地震响应的影响,通过改变拱重使跨越结构相对于桥面的重心高度分别为0. 5 m、0. 8 m、1. 0 m、1. 5 m和2. 0 m,通过三维非线性时程分析得出了一些结论。

图26和图27分别给出了梁拱组合人行天桥跨越结构重心高度对梁墩横向相对位移和墩底横向弯矩的影响情况。从图中可以看出,重心高度增大,三条地震动作用下的梁墩横向峰值相对位移整体先增大后减小,最后又增大; 墩底横向弯矩单调增大,这是主要是由于增大跨越重心高度使跨越结构整体重量增大造成的。

图28 ~ 图30分别给出了三条地震动作用下跨越结构相对桥面重心高度分别为1. 0 m、2. 0 m和3. 0 m时的地震稳定情况。可以看出,随着跨越结构重心高度的增大,其倾覆系数均增大,发生倾覆的时间均提前。由此可知,跨越结构的重心高度对其地震稳定性产生很大影响,重心高度越大,地震稳定性越差,在进行相关设计时必须充分考虑其中心高度的影响。

5结论

以某典型梁拱组合人行天桥为研究对象,采用Sap2000建立了该人行天桥的空间动力计算模型, 通过非线性时程分析研究了其三维地震响应特性及影响因素的影响,主要得出了以下结论。

( 1) 竖向地震对梁拱组合人行天桥的地震响应产生较大影响,不同地震波的竖向地震动对跨越结构的位移响应影响不同; 竖向地震动增大了梁拱组合人行天桥跨越结构的倾覆危险,必须对梁拱组合人行天桥进行三维地震响应分析才能充分评估其地震响应。

( 2) 梯道限制了跨越结构的横向运动,起到了防落挡块的作用,对跨越结构的地震稳定产生了不利影响,应采取措施在充分发挥梯道的防落作用的同时有效保障跨越结构的地震稳定。

( 3) 支座摩阻系数对梁拱组合人行天桥地震响应影响较大,摩阻系数越大,梁墩横向相对位移响应越小,墩底横向弯矩响应越大,跨越结构倾覆可能性越大,可以在一定范围内通过控制支座摩阻系数来减小梁拱组合人行天桥的地震响应。

地震响应特性篇5

褶皱是挤压造山带中最普遍的地质构造,但是为什么在地震反射剖面上却极少呈现褶皱呢?本文从一个构造地质学者的角度出发,数值模拟了几种常见褶皱构造的地震波反射响应.结果表明,传统的反射地震技术并不能正确成像闭合褶皱、斜歪或倒转褶皱及二级以上的多级复合褶皱.褶皱陡倾翼的反射消失,而褶皱转折端的反射形成一系列断断续续分布的.假水平层理,这些假水平层理在下地壳中极易被错误地解释成由地壳拉张形成的水平构造层理或由底侵作用形成的水平基性岩席.笔者认为,老、中、新褶皱造山带的下地壳中大多数不连续水平反射可能是由褶皱造成的.

作者：嵇少丞龙长兴夏斌 JI Shaocheng LONG Changxing XIA Bin 作者单位：嵇少丞,JI Shaocheng(加拿大蒙特利尔综合工学院民用、地质与采矿工程系,蒙特利尔,H3C,3A7;中国科学院广州地球化学研究所边缘海地质重点实验室,510640)

龙长兴,LONG Changxing(中国地质科学院地质力学研究所,北京,100081)

地震响应特性篇6

（东风汽车股份有限公司商品研发院，武汉 430057）

随着社会的发展和技术的进步，人们对现代汽车的要求越来越高。结构紧凑、宽敞舒适、NVH性能良好的汽车受到普遍欢迎。汽车排气系统作为汽车乘坐舒适性的主要影响因素之一，其振动问题在业界得到了广泛的重视。车辆运行时，排气系统承受来自发动机的周期性动载荷，并引起排气系统振动从而影响系统零件以及吊挂零件的可靠性；同时周期振动通过排气系统橡胶吊挂软垫传递到车体，影响车身结构的噪声振动平顺性等指标，因此有必要对排气系统振动特性进行分析和优化。

1 排气系统有限元模型

汽车排气系统模型一般由以下几部分组成：减振波纹管、主消声器、后消声器、管道、连接法兰、挂钩及橡胶吊耳组成。其前端法兰盘通过螺栓与发动机刚性相连，中间法兰盘通过螺栓将管道连接，挂钩处通过橡胶吊耳悬挂在车厢地板面上。

本文利用某汽车排气系统三维CAD模型，在充分考虑各个零件质量分布情况的基础上，采用HYPERMESH软件建立有限元模型，并进行相应的简化处理。

1.1 动力总成

动力总成布置形式为横置，动力总成轮廓采用plot单元模拟，选取动力总成质心为主节点，与plot单元刚性连接，赋予动力总成质心集中质量和转动惯量，如图1所示。

1.2 减振波纹管

分析中一般采用零长度的弹簧单元（cbush）代替波纹管，在局部坐标系中赋予刚度值，如图2所示。

1.3 连接法兰

有限元模型中，两个法兰间采用rbe2连接，如图3所示。

1.4 前后消声器

由于前后消声器内部结构的复杂性，不能完全采用网格划分的方法建立它们的有限元模型，所以对前后消声器的外壳进行网格划分，再进行配重处理，如图4所示。

1.5 动力总成悬置及橡胶吊耳

与波纹管同方法，采用无阻尼的弹簧单元模拟，并给定初始设计的刚度值，如图5所示。

图6为带动力总成的排气系统有限元模型，零件材料参数见表1所列。

表1 零部件材料属性

2 汽车排气系统模态及频率响应分析

动力总成作为车辆的主要振动激励源之一，其激励可通过波纹管传递给排气系统，再由吊耳橡胶软垫组件传递给车身引起车内振动。若吊耳橡胶软垫的动刚度匹配不佳，会导致较大的车身振动，动刚度过高不利于吊耳隔振，同时动刚度也不能太低，过低的动刚度虽可以提高隔振率，但会导致吊耳橡胶软垫产生较大的静变形，对吊耳橡胶件的耐疲劳性能具有不利影响。在排气系统设计中，所需输入的转动惯量和刚度参数见表2。

表2 输入参数

2.1 排气系统模态分析

对汽车的排气系统进行约束模态分析，求解排气系统的特征频率和特征向量，为整车平顺性匹配提供依据。采用MSC.NASTRAN中模态分析模块SOL103对图6中的有限元模型进行了模态分析。表3为该排气系统的各阶次频率值。

表3 排气系统频率值

通过排气系统的约束模态频率与路面激励、发动机激励的对比，可以判断结构是否存在与激励源频率的耦合，从而可以分析排气系统振动对整车NVH性能产生的影响，掌握排气系统结构设计的优化方向。本文主要针对发动机排气激励进行分析，发动机在怠速范围内的频率为24～26 Hz，从表3可以看各阶次的频率均不在怠速频率范围内，避免了共振现象。

2.2 排气系统频率响应分析

发动机在工作状态时，排气系统会产生振动，吊耳会将动态载荷传递给车身，希望这种动载荷越小越好，那么车身的振动也越小。

吊耳传递给车身动态载荷计算：所研究车型的发动机怠速频率为24～26 Hz，将起始频率定为20 Hz，给发动机一个绕曲轴方向大小为100 N·m激励扭矩，分析20～100 Hz频率范围内吊耳承受的动态载荷。将处理好的模型提交MSC.NASTRAN计算，进行后处理，各吊耳处Z向动载荷如图7所示。

从图7可以看出，在20～100 Hz频率范围内，吊耳1、吊耳2、吊耳3、吊耳4、吊耳5的动载荷峰值在频率33 Hz，大小不超过2 N，发动机怠速时，各吊耳处动载荷更小。根据经验，发动机工作时，排气系统吊耳的动态载荷最好不超过10 N，说明吊耳的隔振效果是非常好的，达到了设计的要求。

3 排气系统强度分析

车辆运行时，排气系统承受来自发动机的周期动载荷，载荷引起排气系统振动从而影响系统结构件以及吊挂件的可靠性；所以有必要对排气系统在极限工况和疲劳工况下进行强度分析，检验设计方案是否满足强度要求。

极限工况1：发动机最大扭矩4736 N·m下静力学分析。约束动力总成车身端悬置支架和排气系统吊挂点，在动力总成质心处施加绕y轴方向的扭矩4736 N·m，进行静力学分析，结果见图8所示。

极限工况2：排气系统Z向加载4 g加速度下静力学分析。约束动力总成车身端悬置支架和排气系统吊挂点，施加Z向4 g加速度给动力总成和排气系统，结果见图9所示。

疲劳工况3：发动机在怠速25 Hz扭矩575 N·m下的频率响应分析。约束动力总成车身端悬置支架和排气系统吊挂点，在动力总成质心处施加绕y轴方向的扭矩575 N·m，进行频率响应分析，结果见图10所示。

强度判定标准：极限工况下，最大应力需小于材料屈服强度；疲劳工况下，最大应力需小于材料抗拉强度的0.4倍。从计算结果得，发动机最大扭矩和排气系统Z向4 g加速度两种极限工况下的最大应力分别是52.5 MPa和232 MPa，应力均小于材料SUH409的屈服极限234 MPa；发动机在怠速25 Hz扭矩575 N·m下的频率响应分析中最大应力为47.8 MPa，小于材料SUH409的抗拉强度的0.4倍，排气系统的可靠性满足要求，各工况下安全系数见表4。其中Target*为材料SUH409的屈服强度，Target**为材料SUH409的抗拉强度的0.4倍。

表4 三种工况下安全系数

4 结论

随着市场竞争的需要，为了提高车内NVH性能，在整车开发早期运用CAE分析手段，可以有效预测零部件的NVH性能。本文就是在整车开发阶段，通过对排气系统的模态分析可以发现，在怠速下发动机的排气激励频率避开了排气系统的固有频率，不会发生共振现象。从频率响应分析可以知道，发动机工作时排气系统传递到车身上动载荷很小，强度分析结果表明，排气系统各组件的耐久性和可靠性满足要求。

［1］庞剑，谌刚，何华.汽车噪声与振动―理论与应用［M］.北京：北京理工大学出版社，2006.

［2］刑素芳，王现荣，等.发动机排气系统振动分析［J］.河北工业大学学报，2005，34（5）：109-111.

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三维隔震结构的地震响应分析篇7

基础隔震是被动控制的一种——在结构基础顶面和上部结构之间安装一层具有足够可靠性的隔震层, 将结构基础和上部结构隔离开, 可有效控制地面运动向上部结构的传递。建筑的基础隔震技术经过近几十年的发展, 如今已进入实用阶段。目前, 国内外已建成数百上千的隔震建筑, 但是关于竖向地震作用对隔震建筑的影响尚处于研究阶段。

本文将基础隔震技术对水平地震分量的控制称为水平隔震, 而对水平地震分量、竖向地震分量共同作用的控制称为三维隔震。本文将通过一个实例分析, 阐述竖向地震分量对基础隔震建筑的作用, 进而提出一种三维隔震体系, 并通过与水平隔震体系的对比, 表明此三维隔震体系对三向地震作用的有效控制。

1 分析模型的建立

1.1 结构简介

计算结构为规则的3层混凝土框架, X向为三跨, Y向为两跨, 每跨皆为6m。柱的截面尺寸为500×500mm, 梁的尺寸为500mm×300mm, 板厚为100mm, 采用C30混凝土。层高皆为3m。抗震设防类别为乙类, 场地类别为Ⅱ类, 设防烈度为8度, 地震基本加速度为0.2g。

1.2 水平隔震层

水平隔震层由水平隔震支座以及一块厚度为0.12m的楼板构成, 水平隔震层的框架梁尺寸亦为500×300mm。所有柱子底部皆布置铅芯叠层橡胶隔震支座。在SAP2000软件中, 水平隔震支座用。

1.3 竖向隔震层

竖向隔震层独立布置于水平隔震之上, 由竖向隔震支座、导轨以及厚度为0.15m的楼板构成。竖向隔震支座由钢弹簧和粘滞阻尼器并联构成。导轨的作用在于将水平地震分量与竖向地震分量解耦, 即当水平地震分量单独作用时, 三维隔震结构同水平隔震结构并无太差异;而竖向地震分量单独作用时, 竖向隔震支座将发挥其隔震减震的功能;水平、竖向地震分量同时作用于结构时, 水平隔震支座、竖向隔震支座将独立地发挥其各自功能。

1.4 输入地震波

选取Ⅱ类场地适用的EI-Centro波作为时程分析的地震波输入, 持续时间为30s, 时段大小为0.02s, 加速度峰值为341.7cm/s2。根据我国现行抗震规范中规定:此结构采用三向 (两个水平和一个竖向) 地震波输入时, 其加速度最大值按1 (水平1) :0.85 (水平2) :0.65 (竖向) 的比例调整。

2 三维隔震结构的地震反应分析

2.1 三种结构形式的自振周期

表2是三种形式的结构前六阶振型的自振周期数据, 可以看出水平隔震明显延长了结构的自振周期, 而三维隔震结构与水平隔震结构相比, 前六阶的主振型的自振周期相差不大。

2.2 竖向地震分量对水平隔震结构的作用

对水平隔震结构分别只施加X、Y两向地震波, 对比同时施加X、Y、Z三向地震波的情况, 分别取顶层X向加速度的时程作图如下:

从图5中可以看出, 在高烈度地区, 竖向地震分量对水平隔震结构的影响是不能忽略的。三向地震波同时作用于水平隔震结构时产生的顶层X向的加速度时程的峰值为545.6cm/s2, 而仅对其施加水平地震波时顶层X向的加速度时程的峰值为453.4cm/s2。

2.3 三维隔震结构的减震效果

分别对水平隔震结构、三维隔震结构施加三向地震波, 考查各自的顶层X向加速度时程, 作图如图6:

由图6可知, 和水平隔震结构相比, 三维隔震结构由于设置了竖向隔震层, 使结构在三向地震作用下的反应明显削弱, 其顶层X向加速度时程的峰值为340.1 cm/s2。

结语

本文基于水平隔震结构的基础之上, 提出了一种新型的三维隔震结构, 用于减弱高烈度区竖向地震分量对于结构的作用。通过SAP2000软件建模分析, 可知竖向地震分量对于隔震结构的影响较大;而三维隔震结构可以有效减弱这一反应。

三维隔震结构尚处于研究阶段, 目前国内外并无太多的工程实践。其关键的问题在于竖向隔震层的竖向隔震支座的选取是否合适, 以及竖向隔震层导轨的抗弯刚度是否足以抵抗上部结构的倾覆弯矩。总之, 三维隔震结构的抗震性能还有待进一步的实验研究与分析。

参考文献

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[2]GB50011-2010.建筑结构抗震设计规范[S].北京:中国建筑工业出版社, 2010.

[3]熊世树.三维基础隔震系统的理论与试验研究[D].武汉:华中科技大学, 2004.

隐伏钾盐矿床地震响应特征研究篇8

钾盐矿床是卤水沉积演化最后阶段的产物, 它是一种分布有限且极易溶的矿产, 一般地表难于找到它的直接标志, 故而找矿难度极大。目前, 世界上大部分的钾盐矿床都是在找油过程中由钻探发现的。根据各国钾盐找矿的经验, 单一的任何一种找钾方法所取得的效果都是有限的, 只有将地质观察分析、地球物理探测、地球化学与水化学等方法结合进行, 找到钾盐矿床才能收到殊途同归的效果。应用地震法探测钾盐, 国外有一定应用, 而国内这方面应用很少。作为油气目标勘探的最主要技术手段, 地震勘探具有资料覆盖面广、技术手段灵活多样、预测精度高等特点。由此, 讨论钾盐矿在地震资料上的响应特征, 从而提出加速油 (气) 钾兼探的工作建议。

1 钾盐的反射特征及对比方法

钾盐在地震剖面上所显示的特点是具有层状和透镜状的外形, 顶面显示为强、中强振幅的反射, 低于或高于围岩的频率, 盐体内部反射零乱或无反射, 盐体的底面一般表现为平或断续或上凸等特点, 盐体两侧有超覆或退覆的现象, 盐体具有明显的速度异常。下面就盐体不同部位的反射特征做一个详细说明。

1.1 盐体顶面的反射特征

由于盐体与围岩之间有明显的速度、密度的差异, 故盐体顶界面常为强、中强振幅的反射特征。在地震剖面上通常为2个相位, 其连续性、光滑度视所处构造部位而异, 构造高点部位一般连续性较差, 而处于较低部位一般连续性较好。其反射频率略低于围岩的反射频率。

1.2 盐体内部的反射特征

通常表现为零乱或无反射。

1.3 盐体底面的反射特征

由于盐体与围岩的速度差异造成不同的底面反射特征。当盐体速度与围岩速度差异不大时, 底界面近于平直或断续;当盐体速度高于围岩速度时, 形成底界面上凸。

1.4 伴随盐体的反射特征

由于盆岩密度不变, 故不受埋深和沉积时代的影响, 如此与围岩岩性的差异而造成不同的压实作用, 形成了上覆地层的披覆现象。

1.5 盐体两侧的反射特征

在盐体形成时, 同一时期的地层或较晚时期的地层超覆或退覆在盐体上。

钾盐盐岩的对比及解释在于综合运用物探、地质、钻探等资料, 是一件非常细致而耐心

的工作, 一般可分为3步:盐体的识别与对比。对比中应注意以下3方面。

(1) 相位对比:注意波的连续性和可对比性, 尤其是当波的连续性较差时更应注意波的宏观对比。

(2) 构型特征对比:要研究反射构型特征的变化, 确定盐体的分布范围和形态。

(3) 与围岩的关系:通过识别披覆、超覆 (或退覆) 等与盐体伴生的反射现象确定盐体的存在。

2 对勘探钾盐工作的建议

从地球物理勘探油 (气) 钾兼探的角度来说, 找钾盐工作存在2个关键问题:一是地震资料的应用;二是建立找钾盐的工作流程, 改变以往多就钻孔发现的盐岩而寻找钾盐的工作模式。为此, 有以下建议。

(1) 充分利用大量的各类资料找矿, 特别是石油地震勘探资料。

(2) 根据地震资料、钻探资料, 快速初步分析目标区域成钾条件, 作出类别预评, 指出找矿方向。

(3) 对目标区域补做一些处理工作, 甚至补做一些野外地震工作, 确定出最有利部位钻探, 利用探井资料作进一步成钾条件分析。

总之, 钾盐的勘探工作是有一定难度的, 只有综合地质、地震、钻探等资料才能提高勘探的成功率, 在各种资料的运用过程中也应注意有所取舍, 尽量发挥出所选资料的长处, 为油 (气) 钾兼探工作贡献力量。

摘要：钾元素在我国农业生产中发挥着重要的作用, 但由于勘探钾盐矿床难度较大, 我国每年需要进口大量的钾肥来辅助农业生产。目前, 世界上大部分的钾盐矿床都是在找油 (气) 过程中由钻探发现的, 为了提高钾盐的勘探效率, 由此, 从地球物理勘探的角度出发, 对钾盐盐体的不同部位在地震剖面响应特征进行了分析, 介绍了盐体的对比方法并最终给出了对油 (气) 钾兼探工作的一些建议。

火郎峪桥地震响应分析篇9

火郎峪桥位于密兴路(巨各庄—市界)改建工程桩号K9+750处,跨越天然冲沟,为8×25 m现浇预应力混凝土连续箱梁桥,桥梁全长207 m,全宽为10.5 m。桥墩采用钢筋混凝土多边形实心墩柱,桥台为混凝土台帽,基础为钻孔灌注桩及扩大基础。施工方法为主梁满堂红支架浇筑。

桥梁上部构造为预应力混凝土连续箱梁,梁高为1.5 m,箱梁顶面宽为10.24 m,底面宽为6.24 m,悬臂宽度为2 m。箱梁采用C45预应力混凝土现浇。每联纵向分别设2道边支点横梁、3道中支点横梁及12道跨间横隔梁,边支点、中支点横梁宽度分别为1.5 m和3.0 m,跨间横隔梁宽度均为0.5 m。箱梁采用后张法,纵向预应力束为7×7ϕ5钢绞线,均为通长束,共有24束。

桥梁下部结构桥墩为多边形实心墩柱,共有7个墩柱,尺寸为B×L=500 cm×220 cm长方形(带倒角30 cm×120 cm)实心墩柱,普通钢筋混凝土,混凝土标号C30,0号和8号为桥台。1号墩柱高H=13.572 m,2号墩柱高H=25.495 m,3号墩柱高H=14.546 m,4号墩柱高H=16.710 m,5号墩柱高H=23.432 m,6号墩柱高H=19.755 m,7号墩柱高H=12.482 m。公用墩盖梁采用普通钢筋混凝土,5号墩基础为桩基础,桩径1.5 m,其他桥墩为扩大基础,桥台为台帽,基础为扩大基础。

火郎峪桥主桥技术标准为:1)公路等级:Ⅱ级公路;2)桥面宽度:0.75 m(防撞护栏)+9 m(行车道)+0.75 m(防撞护栏);3)设计荷载:公路—Ⅰ级;4)地震基本烈度:7度,地震峰值加速度为0.15g。

场地位于山区,地形较为复杂,从地表往下岩层分别为:①层素填土,②层碎石,③层长英质片麻岩。地基土无液化问题,场地土的分类为Ⅱ类。

2 结构动力特性分析

2.1 计算模型的建立

桥墩和主梁都采用空间梁单元进行模拟。主梁为单箱单室箱形截面,参考施工阶段梁段的划分和预应力钢束的布置,并考虑桥梁的实际情况,将主梁划分为194个单元,全桥共分为255个单元。

根据该桥的实际情况,设定如下边界条件:假定墩底固结;桥墩与主梁连接位置有相同的位移,处理为刚性连接;主梁两端设置为沿桥梁方向的滚动支座。计算图如图1所示。

2.2 动力特性分析

按照上述计算模型,计算了结构的自振特性。根据抗震分析的需要,计算了结构的前80阶振型,表1列出了结构前15阶自振特性情况。

3 结构抗震分析

3.1 地震动参数

抗震分析时地震动参数取值见表2。

表2中参数所构成的关系可用下式表示:

3.2 地震反应分析

在火郎峪桥的抗震设计中,选用了50年超越概率10%(P1)和50年超越概率2%(P2)2个水准的反应谱。竖向地震输入反应谱与水平向相同,但加速度峰值为水平向的2/3。振型组合采用SRSS法。设防烈度比地震基本烈度高1度,取8度设防。根据结构所处地质情况,场地类别为二类,根据桥梁所在道路情况,结构重要性修正系数取1.3,综合影响系数取0.2。按照规范反应谱分别计算3个方向单独在地震作用下的地震响应。

经比较,地震作用下的内力与永久荷载和基本可变荷载作用下的内力相比很小。

在地震荷载作用下,连续梁桥的地震反应取决于其刚度、质量的分布情况。主梁的惯性力按各柔性墩的刚度分配给各墩承受。如果有多个相同的设计桥墩,则希望各墩的受力较为均匀,这样有利于结构的整体抗震。

另一方面,连续梁桥的主梁与墩铰接,在进行抗震概念设计时,重点应放在塑性铰位置的选取上。对于桥梁结构,通常塑性铰出现在便于检查和易于修复且经过特殊配筋的墩柱处。

在火郎峪桥的抗震计算中,选定P1概率水平的反应谱,分别沿纵向+竖向、横向+竖向输入,进行结构的地震反应分析,分别得出内力反应包络图。

根据内力反应包络图与结构设计图纸,可以判断出预期会产生塑性铰的部位(抗震薄弱部位)为墩柱根部与顶部及4号墩顶梁的碰撞处,而这三个部位的抗震安全性可以通过正确的配筋设计得到保证。

4 结语

1)通过对火郎峪桥分析研究表明,50年超越概率10%时的地震(相当于地震烈度的7.5度),用反应谱法计算的地震响应,在纵向+竖向地震作用下各墩均处于弹性范围,横向+竖向地震作用下各墩均在弹性范围内。50年超越概率2%时的地震(相当于地震烈度的8.6度),纵向+竖向地震力作用下各墩均在弹性范围内。横向+竖向地震力作用下2号,4号,5号墩在屈曲值临界状态。建议适当增加2号,4号,5号墩箍筋以提高结构延性,达到大震不坏的目的。2)地震响应分析研究表明:火郎峪桥采用连续的结构体系,在1号,2号,3号,5号,6号和7号墩顶设支座与主梁相连,1号,3号和7号墩为矮墩,这样可以大大减少结构的纵向地震荷载,使得2号,4号,5号墩纵向地震力较为均匀地分配在结构上,这种结构形式的整体抗震性能较好。3)地震响应分析研究表明:火郎峪桥的抗震薄弱部位在4号墩。4)地震响应分析研究表明:由于火郎峪桥采用了合理的结构布置形式,火郎峪桥的整体抗震性能良好。

摘要：结合火郎峪桥的设计情况,建立动力分析有限元模型,对钢筋混凝土连续梁桥全桥动力特性进行了分析,分别选用50年超越概率10%和50年超越概率2%两个水准的反应谱进行桥的抗震分析,根据抗震分析的结果绘制结构在地震作用下的内力包络图,对塑性铰出现的位置进行了判断,对火郎峪桥各个桥墩在两水准地震作用下的弹塑性行为做出评估。

关键词：连续梁桥,动力特性,抗震分析

参考文献

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巨型框架悬挂结构地震响应分析篇10

1 数值分析模型

本文的主要目的是研究巨型框架悬挂减振结构的减振性能, 进行地震响应分析所选用的结构源自文献[3]中的原型结构, 建筑平面图、立面图及结构平面布置图, 在文献[3]中均有详细阐述, 在此不一一赘述。有限元分析软件ABAQUS以其强大的有限元分析功能和CAE功能, 被广泛应用于土木工程、水利水工和机械制造等行业, ABAQUS能够求解各种复杂的模型并能解决实际工程问题, 在分析能力和可靠性等方面表现很好。本文即采用ABAQUS作为本文的分析软件, 为保证分析结果的可靠性, 单元的选择和模型的准确建立是关键。本文即将建立的巨型框架悬挂减振结构有限元模型 (以下简称悬挂减振模型) 中, 选用的单元类型为:S4R, B31, Springs/Dashpots, Connector。其中, S4R用于模拟巨型框架柱及巨型框架梁中的剪力墙及楼板、悬挂楼盖;B31用于模拟吊索及主结构和次结构所有的梁、柱;Springs/Dashpots用于模拟连接悬挂楼层与主体结构的粘弹性阻尼器, 其中阻尼系数c=106 (N·s) /m, 刚度系数k=106N/m;悬挂楼段与主体结构中巨型框架梁的连接采用刚接, 采用连接单元Connectors中Join+Align属性模拟。此外, 为直观的展示悬挂减振模型在减小主体结构地震响应上的优越性, 本文还建立了悬挂楼层与主体结构采用刚性杆连接时的有限元模型 (以下简称刚性杆模型) , 在该模型中, 刚性杆用连接单元Connector中的Link属性模拟。由此建立的悬挂减振模型和刚性杆模型分别如图2和图3所示。巨型框架和悬挂楼盖选用C50强度等级混凝土, 弹性模量为3.45×1010N/m2, 泊松比v=0.2, 密度为2 550 kg/m3, 材料阻尼采用瑞雷阻尼;悬挂次结构中吊索为CFRP筋材, 弹性模量为1.8×1011N/m2, 泊松比v=0.3, 密度为1 600 kg/m3。

2 模态分析

通过模态分析能够获得结构物在某一易受影响的频率范围内各阶主要模态的动力特性, 因此可以预测结构在此频段内在外部或内部各种激励下的实际振动响应。对于巨型框架悬挂结构来说, 进行模态分析是必要的, 本节对上文建立的悬挂减振模型进行模态分析, 从频率值可以得出, 结构的第一阶自振频率为0.277 Hz, 说明结构基本自振周期较长, 存在成组密集模态现象;从振型图可以看出, 悬挂减振模型的前18阶均表现为悬挂楼盖的振动而巨型框架基本保持不动;直至第25阶才表现为巨型框架弯曲变形而悬挂楼盖基本保持不动, 说明悬挂减振模型中, 由于悬挂楼层的存在, 结构的振型主要分为悬挂楼层振动和巨型框架振动两种情况, 巨型框架和悬挂楼层同时振动或者两者组合振动的情况在前几阶振型中不会出现。图4给出了该悬挂减振模型水平Y方向的前6阶振型即第1, 3, 5, 8, 13, 14阶振型及以主体结构振动为主的前两阶振型即第25, 38阶振型的振型图。

3 地震响应时程分析

本节将对上文建立的悬挂减振模型和刚性杆模型进行地震响应时程分析。选取EI-Centro波和Taft波前30 s的加速度时程记录, 按规定的地震波的调整方法, 将加速度时程曲线峰值调整为400 gal, 作为输入地震波, 进而进行时程分析, 得到了悬挂减振模型和刚性杆模型中巨型框架的顶点的加速度响应时程曲线、位移响应时程曲线和结构的底部剪力响应时程曲线。

3.1 巨型框架顶点加速度响应时程曲线

悬挂减振模型和刚性杆模型在EI-Centro波作用下, 主体结构———巨型框架顶点的加速度时程响应曲线如图5所示, 从图中可以看出, 悬挂减振模型的响应值小于刚性杆模型的响应值;峰值响应方面, 刚性杆模型中, 主体结构顶点的加速度响应峰值为8.705 m/s2, 悬挂减振模型中, 峰值为6.228 m/s2, 比刚性杆模型降低了28.5%。说明悬挂减振模型中粘弹性阻尼器的存在使得主体结构的加速度响应值显著降低, 而刚性杆模型将悬挂楼层与主体结构铰接在一起, 使悬挂楼层对整个结构的阻尼作用显著降低, 整体耗能减小。

图6给出了Taft波作用下, 主体结构顶点加速度响应时程曲线, 也可以得到悬挂减振模型的响应值小于刚性杆模型的响应值的结论;但是对比图5和图6发现, 巨型框架悬挂结构中主体结构的加速度在不同的地震波输入下具有不同的响应, 图6中, 刚性杆模型和悬挂减振模型的峰值分别为8.173 m/s2和5.369 m/s2, 后者比前者降低了34.3%。

3.2 巨型框架顶点位移响应时程曲线

图7和图8给出了悬挂减振模型和刚性杆模型中巨型框架顶点的位移响应时程曲线, 从图中可以看出, 悬挂减振模型中主体结构位移响应远小于刚性杆模型;在EI-Centro波作用下, 主体结构顶部位移响应峰值分别为0.090 2 m和0.198 3 m, 即悬挂减振模型中主体结构位移响应峰值比刚性杆模型降低了54.5%, 这是因为阻尼器在悬挂减振模型中提供了阻尼力, 发挥了其良好的耗能作用;在Taft波下, 两者的峰值响应分别为0.095 m和0.120 m, 降低的幅度较小, 说明输入地震波不同, 位移减小效果有所差异。

3.3 结构底部剪力响应时程曲线

根据地震时程分析结果, 得到巨型框架悬挂结构在两种不同连接方式下的结构底部剪力响应时程曲线, 图9和图10表明, 悬挂减振模型底部剪力明显小于刚性杆模型, 峰值减小50.3%和39.2%, 减振效果差异较大, 随输入地震波的特性不同而异;悬挂减振模型的底部剪力较小, 表明其与刚性杆模型相比, 吸收的地震能量较少, 这是因为, 阻尼装置的存在使悬挂减振模型的整体刚度小于刚性杆模型, 使其自振频率较低, 自振周期较长, 同时, 阻尼装置可通过自身的阻尼力减小输入结构体系的地震能量。

4 地震输入的能量与耗散

本节将从能量的角度, 利用ABAQUS能量输出来分析悬挂减振模型的抗震性能的优越性, 考察地震波作用下结构的能量输入与耗散, 有助于深入理解悬挂减振模型中阻尼器的耗能减振作用。通常, 地震能量的输入与耗散可以用下面的方程表示:

其中, Ein为输入结构的地震总能量;Ek, Es, Eh, Ec分别为结构的动能、结构的弹性应变能、结构构件的滞回耗能、结构本身的阻尼耗能;Ed为阻尼器耗散的地震能量。

本文仅是在材料的弹性领域内分析巨型框架悬挂减振结构的抗震性能的优越性, 并未考虑混凝土的塑性性能, 因此, 式 (1) 中, 结构构件的滞回耗能Eh=0。本文的巨型框架悬挂结构, 其各项能量输入和输出, 利用ABAQUS的能量输出项的表示方法, 可表示为:

其中, ETOTAL为能量平衡;ALLKE为结构的动能;ALLIE为结构应变能, 本文不考虑材料塑性性能, 故ALLIE=ALLSE+ALLAE, 即弹性应变能与沙漏能之和;ALLVD为结构粘性耗散能, 本文中, 包括结构中材料阻尼耗散与阻尼器阻尼耗能;ALLWK为输入结构的地震能量。

图11代表性的给出峰值为0.4g的EI-Centro波作用下, 刚性杆模型和悬挂减振模型的地震能量输入和输出反应过程, 从图中可以看出, 巨型框架悬挂结构中在悬挂楼层和巨型框架柱之间设置阻尼器连接后, EI-Centro波输入结构的地震总能量减少, 结构的应变能 (此处主要是弹性应变能) 、动能大幅度减小, 从而结构的反应显著减小;另一方面, 虽然图11a) 和图11b) 中ALLVD相差不大, 但是从图12可以看出, 对于在EI-Centro地震波作用下的悬挂减振模型, 结构粘性耗散的能量ALLVD中, 通过阻尼器耗散的能量占结构总粘性耗散近50%, 因此与刚性杆模型相比, 悬挂减振模型中, 通过材料阻尼耗散的能量减小了近50%, 可以推出, 若考虑材料的塑性性能进行地震响应分析, 则可以减小结构材料的滞回耗能, 可以从很大程度上降低结构的损伤。

5 结语

通过以上的分析, 可得本文主要的完成工作和结论如下:

1) 对巨型框架悬挂减振模型进行了模态分析, 从模态分析结果可以看出:由于悬挂楼层的存在, 结构的振型主要分为悬挂楼层振动和巨型框架振动两种情况, 两者的组合振动对结构振动的影响很小;2) 通过对悬挂减振模型和刚性杆模型进行地震响应分析可以得出:悬挂减振模型具有良好的减振效果, 能够显著减小主体结构的峰值响应;3) 通过分析悬挂减振模型和刚性杆模型在地震作用下的能量输入与输出可得:悬挂减振模型中, 结构的应变能、动能大幅减小;可以通过阻尼器耗散能量, 通过材料阻尼耗散的能量比刚性杆模型减少许多, 因此可以从很大程度上降低结构的损伤。

参考文献

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[2]刘大海, 杨翠如.高层建筑结构方案优选[M].北京:中国建筑工业出版社, 1996.

地震响应特性篇11

关键词：养分释放；施氮模式；高效施肥

中图分类号： S158.2 文献标志码： A 文章编号：1002-1302（2014）07-0074-03

收稿日期：2013-10-08

基金项目：国家公益性行业（农业）专项（编号：20100314-4）；国家科技支撑计划（编号：2013BAD05B07）；辽宁省重大科技攻关计划（编号：2011201029）。

作者简介：隽英华（1979—），男，山东莒南人，博士，副研究员，主要从事作物营养与土壤氮转化的生物化学调控研究。Tel：（024）31028698；E-mail：juanyong_001@sohu.com。

通信作者：于涛。E-mail：13940000176@163.com。氮是农业生产中重要的养分限制因子，土壤氮损失严重、氮肥利用率低是制约我国发展高产、高效和优质农业的重要因素之一[1]。由于水稻等禾本科植物自身不具备固氮能力，其生长发育所需的氮素主要依靠根系从土壤中吸收，但土壤中可利用的氮素又难以满足其高产优质的需要[2]，因而以施肥的方式补充土壤氮素是作物优质、高产、稳产的有效措施。但是长期过量施氮会造成土壤中氮素的大量赢余，从而降低氮肥的增产效率和利用率，并给生态环境带来严重威胁[3]。目前世界各国都很重视提高氮肥利用率的研究[4-6]，并且研究发现，氮肥施用方式对氮肥利用率的影响较大[7]。不同施氮模式在农业生产中所起的作用存在差异，不同的养分释放特性会造成土壤养分供应能力的变化，同时也会影响作物对养分的吸收。目前，关于施氮模式的研究大多集中在施肥期和施用量对作物产量及氮肥利用率的影响方面[8-10]，而在施氮模式作用下的水稻土壤养分供应能力方面鲜有报道。本试验在辽南地区的水稻种植地中实施了不同的施氮模式，并研究了土壤养分的动态变化特性，以期为该地区水稻生产中的合理施氮和提高氮肥利用率提供数据支持。

1材料与方法

1.1试验材料

水稻供试品种为港源4115杂交稻。试验在辽宁省瓦房店市仙浴湾镇进行，该地区属于暖温带大陆性季风气候，年平均气温9.3 ℃，无霜期165～185 d，年平均降水量580～750 mm。供试土壤为水稻土，耕层土壤（0～20 cm）的理化性质：有机质12.62 g/kg，全氮0.71 g/kg，有效磷（P2O5） 14.36 mg/kg，速效钾（K2O）157.53 mg/kg，pH值8.30。

1.2试验设计

2结果与分析

2.1不同施氮模式作用下的土壤养分变化行为

由图1可见，土壤碱解氮含量的动态变化受施氮量和追氮次数的双重制约，与不施氮相比，施氮明显提高了整个生育期内土壤碱解氮含量，增加幅度为5.33%～73.62%。随着施氮量增加，碱解氮含量显著增加，说明通过增加氮肥用量可提高土壤碱解氮含量。随着生育期推进，土壤碱解氮含量呈下降趋势，以分蘖期含量最高，到乳熟期达到较低水平。在分蘖期，N210 3次追肥和N210 1次基施处理的土壤碱解氮含量分别为164.1、116.6 mg/kg，较不施氮处理分别增加48.24%、5.33%。随着追氮次数增加，土壤碱解氮含量先增加后降低再增加，以3次追肥处理的最高，其变化范围为121.3～1641 mg/kg。随着追氮次数增加，土壤碱解氮含量下降幅度随生育期的推进逐渐降低，以N210 1次追肥处理的下降幅度最大，到孕穗期下降了36.7%，其次为N210 2次追肥处理的20.0%和N210 3次追肥的13.5%。表明减少基肥施入量，适当增加追氮次数可以显著提高生育后期土壤碱解氮含量。

由图2可见，土壤有效磷含量的动态变化受施氮量和追氮次数的双重制约，随着施氮量增加，土壤有效磷含量在拔节期以前逐渐增加，而在拔节期以后呈波浪形变化。总体比较不同施氮水平下的土壤有效磷含量，以施氮量 255 kg/hm2 时土壤有效磷含量较高，且在整个生育期内均保持基本稳定，仅到成熟期略有下降，表明适当提高氮肥施用量可显著增加土壤有效磷含量。随着生育期推进，对照、N210 1次追肥、N165 2次追肥和N210 2次追肥处理的土壤有效磷含量均呈双峰曲线变化，峰值分别在拔节期和乳熟-成熟期；而N255 2次追肥、N210 3次追肥和N210 1次基施处理均逐渐降低。随着追氮次数增加，土壤有效磷含量在分蘖期和孕穗期增加，在拔节期和成熟期先增加后降低，而在乳熟期则先降低后增加，表明单独增加追氮次数对土壤有效磷含量影响呈无规律性变化。

由图3可见，土壤速效钾含量的动态变化受施氮量和追氮次数的双重制约，随着施氮量增加，土壤速效钾含量先增加后降低，当施氮量为210 kg/hm2时达到最大；之后进一步增加施氮量，土壤速效钾含量变化不大，甚至降低，表明适当增加氮肥用量可以提高水稻土壤速效钾含量。随着生育期推进，土壤速效钾含量呈现先缓慢下降后迅速下降的变化趋势，直至成熟期达到最小值。随着追氮次数增加，土壤速效钾含量先增加后减小，以2次追氮处理的土壤速效钾含量最高，表明适当增加追肥次数可以有效提高土壤速效钾含量。

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2.2不同施氮模式作用下的水稻产量性状及经济效益

从表2可见，与对照相比，施氮处理明显增加了水稻穗长、株高、穗粒数、千粒重和籽粒产量。比较对照、N165二次追肥、N210二次追肥、N255二次追肥可知，随着施氮量增加，水稻穗长、株高、穗粒数、千粒重及籽粒产量均有增加。在施氮量相同的情况下，基肥比例最高的N210 1次追肥处理，其千粒重高于N210 2次追肥处理，说明水稻千粒重随基肥比例提高而增加。N210 3次追肥处理的株高、穗长、千粒重及籽粒产量均明显高于其他大部分处理，说明提高中后期施氮比例有助于改善水稻产量性状及提高产量。从产投比和氮肥农学效率的角度看，以N210 3次追肥处理的最高，其次为N210 1次基施处理。这是因为，常规的施肥方法（基肥、分蘖肥、穗肥）由于前期施肥量较大，在满足水稻对养分需求的同时也引起了氮素的大量损失，而在生育后期不能提供给水稻充足的养分，限制了籽粒的形成与累积；1次基施施氮方法由于氮肥的深施而减轻了外界因素的不利影响，降低了氮肥损失，延长了对水稻养分的持续供给能力；3次追肥施氮方法（分蘖肥、穗肥、粒肥）由于增加了追肥次数，同样也满足了水稻生长发育对养分氮的需求。

3结论

研究表明，施氮量只对水稻不同生育期的土壤养分含量有影响，而施氮模式则对土壤养分的变化趋势影响较大。土壤养分的动态特性是土壤、肥料、植株、环境等多因子综合作用的结果。随着施氮量增加，土壤碱解氮含量增加；有效磷含量在拔节期以前增加，而在拔节期以后则呈波浪形变化；速效钾含量先增加后降低。随着追氮次数增加，土壤碱解氮和速效钾含量均先增加后降低，而有效磷含量则呈无规律性变化。随着生育期推进，土壤碱解氮和速效钾含量总体均呈降低趋势，而有效磷含量则呈无规律性变化。综合考虑土壤养分动态特征、产量性状、产投比、氮肥农学效率等因素，初步证实3次追肥（基肥、分蘖肥、穗肥、粒肥）的施氮方法优势较大。

参考文献：

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高墩曲线桥梁地震碰撞响应分析篇12

1 全桥动力模型

本文采用结构有限元分析软件ANSYS中的三维空间杆系单元建立全桥模型。以便进行地震碰撞响应的分析研究。结合曲线梁各构件的受力性能, 采用的单元类型为:主梁和桥墩都选用beam189三维梁单元来模拟;临联间的伸缩缝处选用接触单元combin40来模拟碰撞效应;支座皆选用板式橡胶支座, 将其用水平线弹簧combin14模拟, 两跨梁段和联间位置皆设置抗扭转支座;不考虑地震动下桩-土间的相互作用, 作墩底固结处理。为重点分析研究地震动作用下两联间伸缩缝位置处发生的碰撞响应, 以工程D曲线匝道桥梁为背景, 取其相邻两联建立动力模型。模型尺寸均为 (4×26m第一联) + (桥墩伸缩缝) + (2×26m第2联) ;墩高分别采用20m、40m、60 m对比分析, 曲率半径分别采用400m、200m和100m进行对比研究, 伸缩缝间隙宽度分别取0cm、2cm。

利用Ansys建立的模型如图1所示。

1.1 碰撞模型

选用接触单元法中的Kelvin单元模拟碰撞。强烈地震动下, 结构的运动受力状态在不断变化着, 采用下式描述模型反应状态及其恢复力大小, 其组成及恢复力特性如图2所示。

当u1-u2-gp<0, 未发生碰撞;当u1-u2-gp≥0, 发生碰撞作用;gp为伸缩缝的初始间距;kk指碰撞弹簧刚度, 参考以有城市桥碰撞方面的研究kk随着梁体间碰撞速度不同而不断变化。

1.2 上部结构模型

采用BEAM189梁体单元对主梁结构进行模拟, 主要参数值:主梁弹性模量取为30 000 MPa, 密度取为2 500kg/m3, 泊松比取为0.167, 阻尼比为0.05。

1.3 支座模型

两联高墩曲线桥支座布置形式如图3所示。

支座上布置固定支座时, 能有效限制切向振动;抗扭支座上布置固定支座能有效限制径向振动和扭转振动。本文采用弹簧单元, 模拟板式橡胶支座。

板式橡胶支座的滞回曲线为狭长型, 近似以线性处理。水平剪切刚度,

式中:G为剪切模量大小, 一般取1 200kN/m2, A为支座剪切面积, ∑t为所有橡胶片厚度之和。则支座GYZ (900×207) 中K=5.1×106 N/m。

1.4 墩柱模型

墩柱选用空间梁单元进行模拟, 需注意的是单元的划分要恰当, 这是因为单元的划分决定着堆积质量的分布, 进而决定振型的形状和地震惯性力的分布。本文墩柱采用BEAM189单元模拟。此单元能模拟纵向、侧向的弯曲变形以及分析扭转作用的稳定性。

2 地震波的选取和输入方式

计算时选择输入两种实际的强烈地震的记录数据和一个人工地震波, 并按0.4g调整其地震加速度峰值, 如图4~图6所示。

由于曲线桥梁并没有固定不变的X向与Y向, 本文约定各桥墩处的约束沿其切线方向是X向 (即顺桥方向) , 与之相应的外径向方向是Y向 (也即横桥方向) 。分别用所选波按纵向来输入, 均采用一致激励输入。运用上述所选的3组地震波, 均分别沿纵向输入, 得出3种地震动的输入工况, 以此来进行地震响应的研究分析。

3 桥梁碰撞响应影响因素分析

通过对上述各种模型的动力时程分析, 得出:由图7~图8得到:如若考虑碰撞的影响, 则缝处位移峰值明显增大, 但与其他位置处支座位移的峰值进行比较仍然偏小。

3.1 墩高变化对地震碰撞的影响

墩高变化对地震碰撞如图9所示。

高墩不稳定, 但较柔性, 就对墩本身而言, 对结构抗震有利。但还需考虑墩高对碰撞响应的影响, 进而综合判断墩高变化对整个结构的利弊。分别取墩高为20m、40m、60m模拟, 结果如表1所示。由此看出:随着墩高的不断增高, 碰撞力及碰撞次数均有所增大。

3.2 曲率变化对地震碰撞的影响

仍采用上述3种波沿桥纵向输入, 分别取R=100m和R=400m, 伸缩缝为0.02m进行模拟, 得出的数据如表2所示。

从图10和数据表2可以看出, 曲线桥的曲率半径越小, 越容易发生碰撞, 碰撞次数越多, 但产生的碰撞力越小, 即碰撞次数会增加, 而碰撞强度会减小。

3.3 临梁周期比对碰撞的影响分析

由图11给出邻梁周期比与邻梁碰撞距离d关系的变化曲线。由图11可以看出:邻梁碰撞距离呈先增大后减小的变化规律。在一定范围内随着伸缩缝两侧临梁周期比的增大, 碰撞越容易发生。当两边梁体自振周期相同时, 碰撞则最不容易发生。因此, 可通过避免伸缩缝两侧结构差异过大, 防止碰撞发生。

3.4 伸缩缝宽度对碰撞的影响

为了研究碰撞效应的响应值随伸缩缝宽度的变化, 采用伸缩缝宽度为0cm和2cm进行研究, 分析其相应的动力响应。结果如图12~13所示。

对比图12不同间隙宽度的地震响应结果可知:当伸缩缝宽度从0~2cm变化时, 宽度越大, 梁体间发生碰撞的次数减小, 而产生的碰撞力值越大。

总之, 考虑碰撞作用时, 间隙越小, 桥墩产生的位移及内力越小, 并且碰撞力值也越小, 单次碰撞破坏力减弱, 但会增加碰撞次数, 从而导致梁端局部发生破坏, 应采用有效的防碰撞措施加以避免。伸缩缝宽度较大时, 碰撞发生的概率和次数有所减少, 但桥墩的内力和位移响应增大。综上所述, 间隙宽度通常取一个较合理的中间值。

4 结束语

通过对考虑伸缩缝位置处碰撞效应进行动力时程分析, 得出:

1) 在不考虑桥台作用时, 碰撞次数较少, 但是碰撞力仍然相当大;

2) 碰撞效应受输入地震波的频谱特性的影响;

3) 随着墩高的增加, 碰撞力及碰撞次数均有所增大, 即墩高越高越易发生碰撞作用, 且产生的碰撞力也越大;

4) 曲线桥的曲率半径越小, 越容易发生碰撞, 即碰撞次数越多, 但产生的碰撞力却越小;

5) 伸缩缝间隙越小, 产生的碰撞力越小, 但会增加碰撞次数;

6) 两边梁体自振周期相同时, 碰撞最不容易发生, 一定范围内, 两边梁体自振特性相差越大, 发生碰撞的可能性就越大;

7) 在最不利曲率半径60 m以90°最不利输入角度输入地震波下, 当伸缩缝两侧周期比约5时, 最可能发生碰撞作用, 此时为碰撞最易发生的最不利情况。

参考文献

[1]杨昀, 周列茅, 周勇军.弯桥与高墩[M].北京:人民交通出版社, 2001.

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