關于橋梁抗震設計的幾個主要理論問題

延性抗震設計20世紀60年代，以新馬克為首的科學家在結構上提出了非線性地震反應的概念，并提出了“延伸”的概念，以概括結構組件超過彈性階段的抗強能力。他們認為結構延性與強度一樣重要,均應在抗震設計中考慮。1971年美國發生圣·費爾南多地震,許多按照新的抗震規范設計的建筑、橋梁結構嚴重破壞。導致結構倒塌的原因并不是強度不足,而是由于地震激起的反復的彈塑性變形循環,超出了結構的滯回延性。此后,延性抗震才真正得到重視。20世紀70年代初,以R.Park和T.Paulay為首的新西蘭學者在總結震害教訓和試驗研究成果的基礎上,提出了延性抗震設計理論以及能力設計方法。目前,抗震設計方法正在從傳統的單一強度理論向延性抗震理論過渡,大多數地震多發國家的橋梁抗震設計規范已經采納了延性抗震理論。以下針對幾個主要的抗震設計規范的延性抗震設計作一個概述。1延性結構的安全度采用延性概念設計的抗震結構,要求在概率意義上必須保證結構具有的延性能力超過預期地震動所能激起的最大非彈性變形(延性需求),從理論上講,延性需求可以通過彈塑性動力分析來獲得,這就涉及到非彈性變形問題。為了能夠直接應用規范中給出的彈性反應譜,國外一些抗震設計規范是通過確定“強度折減系數”和結構破壞準則來實現的。延性結構的破壞準則可以歸納為: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以及基于性能的破壞準則。在各國現行的橋梁抗震設計規范中,基本都直接或間接地采用了變形破壞準則,而基于性能的破壞準則是未來的發展趨勢。新西蘭學者T.Paulay等提出了能力設計原理。能力設計強調構件之間的安全度差異,通過這種差異,保證結構在強震中延性形式的出現,避免發生脆性破壞。基于能力設計原理的設計方法(能力設計方法)在新西蘭最先得到廣泛應用,其他國家也先后在各自的結構抗震設計規范中,采納應用了能力設計原理的一些基本概念。2結構抗震設計規范我國現行《公路工程抗震設計規范》基于單一的強度理論,對于延性的抗震設計敘述甚少,以下對國外結構抗震設計規范中有關延性抗震設計的相關內容簡單地介紹,為工程師在設計中提供參考。2.1延性結構-位移延性系數khc橋墩的位移延性系數可以通過混凝土和鋼筋的應力-應變關系,進行數值積分得到塑性鉸區截面的彎矩-曲率曲線,從理論上確定屈服曲率和極限曲率,兩者的比值即為截面的曲率延性系數,然后,通過曲率延性系數與位移延性系數的關系進一步得到橋墩的位移延性系數。2.1.1歐洲規范(EC8),AASHTO規范極限位移的定義滿足以下的條件:結構至少承受5周循環荷載,強度不大幅度下降;對于鋼筋混凝土結構截面不出現初始失效,鋼結構的截面不出現局部壓屈;鋼結構的延性構件強度不下降,鋼筋混凝土構件強度下降不超過20%。該規范中曲率延性系數μc與位移延性系數μd之間的關系為:μc=1+μd-13Lh/L(1-0.5Lh/L)(1)μc=1+μd?13Lh/L(1?0.5Lh/L)(1)式中,Lh為等效塑性鉸長度;Ds和fy分別為縱向鋼筋的直徑(m)和屈服應力(N/mm2);L橋墩彎矩最大點至反彎點之間的距離(m);L截面高度(m)。2.1.2日本規范定義:當外側縱向鋼筋屈服時的曲率和彎矩分別為?y0和My0,初始屈服位移為δy0,理想彈塑性力-位移關系曲線中的屈服點的曲率和彎矩分別為?y和My,此時的屈服位移為δy,當混凝土受壓區混凝土達到極限應變時的曲率和彎矩分別為?u和Mu,極限位移為δu,它與以上各量的關系為:δu=δy+(?u-?y)Lp(h-Lp/2)(2)δu=δy+(?u??y)Lp(h?Lp/2)(2)式中,Lp為等效塑性鉸長度;D為截面高度(m);h為墩底到慣性力作用點的距離(m)。橋墩的反應延性系數μR,按下式計算:μR=12{(khcWΡa)2+1}(3)μR=12{(khcWPa)2+1}(3)式中,Pa為橋墩水平能力;W為按延性抗震設計結構的等效重力;khc為設計水平系數,與允許延性系數、結構周期和場地類型有關。2.1.3Caltrans標準(1)不同范相同局部位移延性與曲率延性關系與歐洲規范相同,按式(1)計算。一般情況下,規范要求構件的局部位移延性最小值為3,以保證塑性鉸區有足夠的轉動能力。(2)彈性和非彈性位移μD=ΔD/ΔY(i)(4)μD=ΔD/ΔY(i)(4)式中,ΔD為整體位移,它包括了基礎、能力保護構件的平動和轉動引起的位移和延性構件的彈性和非彈性位移;ΔY(i)為第i個子系統的初始位置到形成塑性鉸位置時的屈服位移。對于不同的構件,目標位移延性需求不同,根據實驗,結構單柱排架μD≤4,多柱排架μD≤5,對于考慮邊界條件的框架結構較為復雜,整體位移受非延性構件剛度影響較大,位移延性需求一般在1.5~3.5之間。2.1.4我國公路橋梁抗震設計規范引入綜合影響系數,該系數主要反映結構彈塑性動力特性,還反映計算圖式的簡化、結構阻尼、幾何非線性等影響。2.2塑性鉸區的節點1989年美國洛馬·普里埃塔地震中,塞普里斯高架橋倒塌,主要是由于剪切箍筋配置不足和鋼筋錨固不足造成的。當橋墩截面、縱筋、軸壓比以及混凝土標號等設計參數確定之后,橋墩的延性就主要取決于橫向箍筋的設置,鋼筋混凝土橋墩塑性鉸區范圍內箍筋的最低約束用量規定各有不同。有關箍筋的用量在很多參考資料均有敘述,這里介紹有關鋼筋錨固和搭接的規定。2.2.1歐洲規范(EC8)與用于計算塑性鉸轉動的等效塑性鉸長度不同,用于構造設計的塑性鉸長度考慮了軸壓比影響,按以下規定確定:當軸壓比小于或等于0.3時,塑性鉸長度取兩者的較大值,垂直于鉸軸線的橋墩截面尺寸,最大彎矩作用點至彎矩降低20%的作用點之間的距離。當軸壓比大于0.3時,塑性鉸長度為按照上述情況確定的塑性鉸長度的1.5倍。由于塑性鉸區可能出現混凝土表層的脫落,箍筋末端應做成135度彎鉤,且伸入到核心混凝土的深度不低于10倍箍筋直徑。對于潛在塑性鉸區的螺旋鋼筋接頭必須采用機械接頭或焊接,而且采用搭接焊時,應全強度焊接。與塑性鉸區相鄰的過渡區箍筋用量應不低于塑性鉸區箍筋用量的50%。在塑性鉸區,縱向鋼筋不應搭接和焊接。2.2.2Caltrans標準延性構件無接頭區采用以下值的較大者,塑性鉸長度和墩的彎矩需求超過My的部分。縱向鋼筋、螺旋箍筋和圓形箍筋在“無接頭區”內不允許有接頭。“無接頭區”外,延性構件的鋼筋接頭的設置應滿足接頭性能要求。能力保護構件的鋼筋拼接應滿足正常使用階段的要求。在鋼筋應變接近屈服時,能力保護構件的拼接性能應該由“正常使用水平”提升到“極限承載水平”要求。2.2.3日本規范在四倍塑性鉸長度的范圍內,原則上縱向鋼筋不應有接頭。箍筋末端設成彎鉤并伸入到橋墩中,彎鉤形式不同,彎后平直段長度不同,半圓形彎鉤:8倍彎曲鋼筋直徑或12cm;銳角彎鉤:10倍彎曲鋼筋直徑;直角彎鉤:12倍彎曲鋼筋直徑。彎曲直徑至少是箍筋直徑的2.5倍。箍筋的拼接應該是交錯分布的。如果箍筋在矩形截面的拐角的其它部分連接,一般箍筋的搭接長度應大于40倍箍筋直徑。圓形截面中,若采用搭接方式,搭接的長度至少是40倍箍筋直徑。箍筋和拉筋的彎鉤都應符合上述要求。2.2.4AASHTO規范搭接僅僅容許在墩高度的中部出現,搭接長度要求不小于60倍鋼筋直徑,且不小于400mm。搭接要求錯落分布,在同一位置的兩簾上不出現搭接。在搭接范圍內的橫向鋼筋的最大間距為不超過100mm(對于加速度系數稍低地區的橋梁為150mm)和最小構件尺寸的1/4的較小者。相鄰縱筋的焊接和機械連接不允許在同一截面內,且沿墩軸向,相鄰鋼筋接頭的最小距離應不小于600mm。2.2.5我國公路橋梁抗震設計規范8度區,螺旋箍筋接頭必須焊接,矩形箍筋應采用135度彎鉤,并伸入核心混凝土中。3震設計內容較少我國現行《