日本鐵路橋梁抗震設(shè)計中延性率的評價方法_圖文

1、日本鐵路橋梁抗震設(shè)計中延性率的評價方法向 上(北京城建設(shè)計研究總院有限責(zé)任公司 , 北京 100037摘 要 :在結(jié)構(gòu)延性抗震設(shè)計中 , 構(gòu)件以及結(jié)構(gòu)的延性能力計算結(jié)果是影響結(jié)構(gòu)抗震性能評價的重要參數(shù) 。 鐵路高架橋梁多采用單層或多層剛架 , 多次超靜定結(jié)構(gòu)的破壞形式十分復(fù)雜 , 合理評價它的變形能力是橋梁抗震 設(shè)計所面臨的重要課題 。 根據(jù)作者過去在這一方面的設(shè)計經(jīng)歷 , 介紹了日本現(xiàn)行鐵路高架橋設(shè)計采用的構(gòu)件延性 率計算方法 , 以供橋梁抗震設(shè)計參考 。關(guān)鍵詞 :鐵路橋 ; 延性率 ; 延性設(shè)計 ; 抗震設(shè)計 中圖分類號 :U448. 13;U442. 55文獻標(biāo)識碼 :A-0030-04

2、收稿日期 :2005-07-19作者簡介 :向 上 (1966- , 男 , 高級工程師 ,1988畢業(yè)于四川工業(yè)學(xué)院工業(yè)與民用建筑專業(yè) , 工學(xué)學(xué)士 ,1997畢業(yè)于日本國立琦玉大學(xué)抗震 工學(xué)專業(yè) , 工學(xué)碩士。1 概 述 , 為了避免結(jié) 構(gòu)在地震中遭受到致命性破壞 , 橋梁抗震設(shè)計從過 去單一的彈性理論向兩階段 、 甚至多階段設(shè)計理論 方向變化 , 逐步樹立了確保結(jié)構(gòu)在小地震時不發(fā)生 損傷 (彈性設(shè)計 、 大地震后可修 (彈塑性設(shè)計 的設(shè) 計理念 。 而延性設(shè)計主要是以結(jié)構(gòu)的變形能力作為 安全驗算的彈塑性設(shè)計方法 , 因此 , 結(jié)構(gòu)延性的精確 評價得到了各國的重視 。 2005年 6月由鐵

3、道第一 勘察設(shè)計院編寫的 “鐵路工程抗震設(shè)計規(guī)范修訂報 批稿” 明確規(guī)定 , 對特別重要 、 技術(shù)復(fù)雜 、 修復(fù)困難及 新結(jié)構(gòu)橋梁 , 必須按罕遇地震進行延性設(shè)計 1。雙線或多線城市鐵路高架橋由于荷載大 , 常采 用剛架式橋墩 。 超靜定結(jié)構(gòu)在彈塑性范圍內(nèi)由于內(nèi) 力重分布使得結(jié)構(gòu)的地震破壞形式具有多樣化 , 其 延性計算比獨柱式橋墩復(fù)雜 2, 我國現(xiàn)行的鐵路橋 梁抗震設(shè)計規(guī)范對此尚未做出明確的規(guī)定 。1995年 1月 17日在日本中部阪神地區(qū)的兵庫 縣南部發(fā)生了里氏 7. 3級的大地震 。地震中 , 橋梁 破壞尤為注目 , 山陽新干線 、 東海道線 、 阪急神戶線 伊丹線 、 阪神本線等有約

4、3400個橋墩發(fā)生了不 同程度的損傷 3, 部分線路陷于癱瘓 。根據(jù)地震發(fā)生以后的評估分析 , 在鐵路橋梁中 , 橋墩和橫梁的延性對于結(jié)構(gòu)整體的抗震性能起到至 關(guān)重要的作用 , 延性比較好的橋梁地震破壞相對比 較輕微 。 因此 , 日本土木學(xué)會在修訂鐵路橋梁抗震 設(shè)計規(guī)范時補充和加強了延性評估方面的內(nèi)容 , 從, 舊的橋梁也按延性設(shè)計進行了加固 。本文結(jié)合作者在阪神地震以后曾在日本從事鐵 路橋梁的抗震設(shè)計工作經(jīng)驗 , 對日本鐵路橋梁抗震 設(shè)計中的延性計算方法作簡要的介紹 。 2 鋼筋混凝土構(gòu)件延性率的計算方法 2. 1 相關(guān)定義延性 :材料或構(gòu)件承受荷載直至破壞過程中吸 收能量的能力 。延性率

5、 :構(gòu)件在經(jīng)受 10次來回的循環(huán)加載試驗 后 , 不低于屈服點的極限位移與屈服點位移的比 值 4。 參見圖 1 。圖 1 構(gòu)件延性率的定義響應(yīng)塑性率 :在經(jīng)受了某個地震后 , 構(gòu)件的最大塑性位移與屈服點位移的比值 4。初始屈服狀態(tài) :截面受拉區(qū)鋼筋最早屈服時的 狀態(tài) 。極限狀態(tài) :截面受壓區(qū)混凝土外邊緣的應(yīng)變達3世界橋梁 2006年第 1期到 0. 0035時的狀態(tài) 。圖 1表示鋼筋混凝土柱受到水平反復(fù)荷載作用 下的頂部變形 , 鋼筋混凝土構(gòu)件的延性率 一般定 義為 := y(1式中 , y 、 u 分別表示柱頂在屈服時和達到極限狀態(tài) 時的水平側(cè)移 , 通常柱頂?shù)乃轿灰瓢?gòu)件本身 的變形而

6、引起的位移和軸向鋼筋在外力作用下被拔 出的部分因轉(zhuǎn)角而引起的位移兩個部分 (見圖 2 , 因此 , 式 (1 的屈服位移和極限位移可從下式算得 :y =y 0+y 1u = 0y 0+u 1(式中 , 0y , y的位移 。圖 2 結(jié)構(gòu)的變形組成 2. 2 構(gòu)件延性率的計算2. 2. 1 0的計算方法 0主要由桿系結(jié)構(gòu)構(gòu)件的極限抗彎強度 M ud 、 極限抗剪強度 V yd 、 剪跨比 L a (見圖 3 和抗剪箍筋率 p s 決定 , 按下式計算 : 0=-1. 6+5. 6V yd L a /M ud +(11. 4p s -1. 4 p s (3 V yd =V cd +V sd (4

7、式中 , V cd 為不考慮抗剪箍筋作用下構(gòu)件混凝土的極 限抗剪強度 (N (即總抗剪強度中混凝土的部分 , V sd 為箍筋的極限抗剪強度 (N (即總抗剪強度中抗 剪箍筋的部分 。V cd =d p n f vcd b w d/b (5 V sd A w f s /S s z/b (6 , b w (mm ; d 為截 ( ; b 為極限狀態(tài)設(shè)計理論下的 , 一般情況下可采用 1. 30; d 為截面的有 效高度對構(gòu)件混凝土極限抗剪強度的影響系數(shù) , d =4000/d 1. 5; p 為受拉側(cè)鋼筋配筋率對構(gòu)件 混凝土的極限抗剪強度的影響系數(shù) , p =3p c 1. 5, 受拉側(cè)鋼筋配筋

8、率 p c =A s /(b w d , A s 為受拉 側(cè)鋼筋截面面積 (mm 2, 見圖 4 ; n 為構(gòu)件設(shè)計軸向 力及設(shè)計彎矩對構(gòu)件混凝土的極限抗剪強度的影響 系數(shù) , 當(dāng) N d 0時 , n =1+M o /M d 2, 當(dāng) N d 2. 56時 , f vcd =0. 20(0. 75+1. 4d/L a 3 cd , f cd 為混凝土的設(shè)計抗壓強度 (M Pa 。圖 3 剪跨比 L a 的考慮方法 式 (6 中 , A w 為在區(qū)間 S s 內(nèi)抗剪箍筋的總截面 面積 (mm 2 ; f wyd 為抗剪箍筋的設(shè)計屈服強度 , 但不 超過 400M Pa ; s 為抗剪箍筋與構(gòu)件

9、軸方向形成的 角度 ; S s 為抗剪箍筋的配置間隔 ; z 為從壓應(yīng)力合力圖 4 受拉側(cè)鋼筋的考慮方法的作用位置到受拉鋼筋重心位置的距離 , 一般情況下可采用 d /1. 15; b 為極限狀態(tài)設(shè)計理論下的構(gòu)件 系數(shù) , 一般情況下可采用 1. 15。注意 , 進行以上計算時必須滿足以下條件 :0. 9 V yd L a /M ud 2. 7p s 0. 6%(11. 4p s -1. 4 p s 2. 2. 2 y0移 , 需要考慮因軸向受拉鋼筋的屈服和斜方向混凝 土的開裂而發(fā)生的剛度的變化 , 并根據(jù)彈性加載法 進行計算 。阪神地震以后 , 日本 J R 公司和日本鐵 道綜合技術(shù)研究所推

10、薦下式計算 y0:y0=0. 279(a 1. 96211. 487d(7 式中 , p t =A t /(b w d , 為受拉側(cè)最外緣鋼筋的配筋 率 , A t 為受拉側(cè)最外緣鋼筋截面面積 (mm 2 , 參見圖 5 。圖 5 受拉側(cè)最外緣鋼筋的考慮方法2. 2. 3 y1和 u1的計算方法 參照圖 2(b 軸向鋼筋被拔出的長度為 7:L y =0. 70-0. 054D/+0. 0017(D/ 2(8 L u =0. 83-0. 054D/+0. 0015(D/ 2(9 式中 , L y 為初始屈服狀態(tài)下軸向鋼筋被拔出的長 度 (mm ; L u 為極限狀態(tài)下軸向鋼筋被拔出的長 度 (m

11、m ; D 為軸向鋼筋的中心間距 (mm ; 為軸向 鋼筋的直徑 (mm 。軸向鋼筋被拔出部分因轉(zhuǎn)角而引起的 L a 處的 位移為 :y1=L a L y /(d -x yn (10 u1=L a L u /(d -x un (11式中 , x yn 為初始屈服狀態(tài)下截面壓縮區(qū)邊緣到中性 軸的距離 (mm ; x un 為極限狀態(tài)下截面壓縮區(qū)邊緣 到中性軸的距離 (mm 。 2. 3 構(gòu)件延性率計算的適用范圍采用上述方法 , 可以比較精確地計算桿系結(jié)構(gòu) 構(gòu)件的延性率 。 但是 , 以上成果都是基于試驗 , 其適 用范圍如下 8: L a /d 1. 55. 5 抗剪箍筋率 p s 0. 1%以

12、上 軸向壓應(yīng)力 05M Pa 2. , 9。結(jié)合我國 “鐵路工程抗震設(shè)計規(guī)范修訂報批稿” 1中有關(guān)地震設(shè) 防烈度和設(shè)計地震動峰值及地震動的 3個水準(zhǔn) , 建 議 9度以下地區(qū) (包括 9度地區(qū) 的所有橋梁在進行 “ 多遇地震” 下的抗震設(shè)計時 , 可不進行構(gòu)件延性率 的驗算 。(2 對于重要性比較高的建筑物 , 必須進行大 規(guī)模地震的抗震驗算 (一般僅限于靜力學(xué)方法的分 析 。 此時要求結(jié)構(gòu)在經(jīng)歷地震后經(jīng)過必要的修復(fù) 即能迅速恢復(fù)使用功能 9。 根據(jù)鐵路橋墩地震時的 變形性能試驗結(jié)果 , 當(dāng)響應(yīng)塑性率在 4時 , 結(jié)構(gòu)還擁 有高于屈服點抗力的殘存抗力 , 損傷程度在中等以 下 , 地震以后只要

13、進行加固就能恢復(fù)使用功能 10。 所以構(gòu)件的延性率要求在 4以上 。 我國處于 7度區(qū) 域的重要橋梁在進行 “罕遇地震” 下的抗震設(shè)計及 8度區(qū)域的重要橋梁在進行 “設(shè)計地震” 1或 “罕遇地 震” 下的抗震設(shè)計時 , 如果設(shè)計地震水平力不超過 0. 35g , 可參照此規(guī)格進行抗震延性率的驗算 。(3 對于特別重要的建筑物 , 除了以靜力學(xué)的 方式進行大規(guī)模地震的抗震驗算外 , 還必須對結(jié)構(gòu) 進行動力學(xué)的分析 , 以求出地震時的響應(yīng)塑性率 , 響 應(yīng)塑性率有可能達到甚至超過 8。此時構(gòu)件的延性 率必須大于響應(yīng)塑性率 , 同時還需要根據(jù)結(jié)構(gòu)重要 度的特殊要求提高構(gòu)件的延性率 。 對大型鐵路車站

14、 的主梁 , 延性率要求可達 8以上 , 而對柱子甚至可高 達 10以上 。 我國處于 9度及 9度以上區(qū)域的重要 橋梁在進行 “ 設(shè)計地震” 或 “ 罕遇地震” 下的抗震設(shè)計 時 , 可參照此規(guī)格進行抗震延性率的驗算 。 2. 5 構(gòu)件延性率的保證措施為保證構(gòu)件的延性率 , 在固定端及連接處附近 必須配置密集的抗剪箍筋 。試驗表明 , 對于豎向構(gòu)件 , 從固定端到截面高度 2倍的范圍內(nèi) ; 對于水平構(gòu) 件 , 從固定端到截面高度 1. 5倍的范圍內(nèi)配置密集 的抗剪箍筋對構(gòu)件的延性率的保證特別有效 。 參見 圖 611。 圖 6 梁 、 3 結(jié) 語我國的大型現(xiàn)代化橋梁主要修建于改革開放以 來的

15、 20多年間 , 而且集中在沿海經(jīng)濟發(fā)達地區(qū)和內(nèi) 陸大城市 。 然而在此期間和上述地區(qū) , 沒有發(fā)生過 大規(guī)模的地震 , 橋梁的抗震性能沒有得到檢驗 , 我國 現(xiàn)行采用的抗震理論也因此沒有得到驗證 。相反 , 日本自 20世紀(jì) 40年代末以來興建的橋梁和交通設(shè) 施大都經(jīng)受了大地震的反復(fù)檢驗 , 如著名的 1964年 的新 地震 、 1995年的阪神地震 、 2003年的北海道 十勝沖地震和 2004年的新 中越地震 。每次大地 震以后日本土木學(xué)會都對抗震理論進行了評定 , 對 設(shè)計規(guī)范進行了修正 , 設(shè)計理論日益成熟 。阪神地 震以后 , 日本土木工程界針對鐵路橋梁構(gòu)件不同的 破壞形態(tài)對抗震設(shè)

16、計規(guī)范又進行了徹底修改 , 包括增加了延性抗震評估 。 2004年 10月 23日發(fā)生的 里氏 6. 8級的新 中越地震僅對經(jīng)過抗震加固后的 新干線高架橋約 12萬根柱子中的 24根造成了較嚴(yán) 重的破壞 12, 其它按新規(guī)范加固設(shè)計的橋梁在地震 中基本上完好無損 , 或者在預(yù)期的截面內(nèi)出現(xiàn)一定 的損傷 , 說明阪神地震以后的日本新抗震理論是比 較成熟且經(jīng)過了一定的實踐檢驗 。 作者期待著本篇 文章能對橋梁界的設(shè)計技術(shù)人員的設(shè)計和研究提供 參考或幫助 。 參 考 文 獻 :1鐵道第一勘察設(shè)計院 . 鐵路工程抗震設(shè)計規(guī)范修訂報批(下轉(zhuǎn)第 65頁 由圖可見 , 采用馬爾可夫鏈法與理論模型得到 的破壞

17、曲線的結(jié)果差別較大 。 原因是馬爾可夫鏈法 沒考慮腐蝕開始時間 , 因此狀態(tài)情況 1和狀態(tài)情況 2間的分隔線為冪函數(shù) a n 11的曲線 (其中 n 為間隔時 間長 。5 結(jié) 論本文通過分析研究 , 得出如下結(jié)論 :(1 KUBA 2MS 同其它橋梁管理系統(tǒng)一樣 , 可 在外觀檢測的基礎(chǔ)上 , 通過馬爾可夫鏈法計算 , 可有 效地預(yù)測受到的嚴(yán)重破壞 、 但缺乏檢測資料中所需 的構(gòu)件的狀態(tài)演變情況 。(2 到的破壞曲線與理論模型數(shù)值模擬得到的破壞曲線 的結(jié)果有所差別 , 可考慮采用一定的方法對結(jié)果進 行修正 , 如引入可能發(fā)生的狀態(tài) 、 構(gòu)件未來缺陷等 。 (3 馬爾可夫鏈法可對將采取的維護措施

18、進行 優(yōu)化 (本文未作討論 , 優(yōu)化過程可采用線形規(guī)劃法 快速求解 。 因此 , 至少在近年 , 在橋梁管理系統(tǒng)中繼 續(xù)使用馬爾可夫鏈法仍是可行的 。參 考 文 獻 :1Guido Roelf stra , Rade , Bryan Adey , et al . Con 2 in Systems and 2J .Journal of Bridge , 2004, (5-6 :268-277.(上接第 33頁 Evalu ation Method of Ductility R atio in SeismicDesign of R ail w ay B ridges in JapanXIAN G

19、Sha ng(Beijing Urban Construction Design and Research Institute Co. , Ltd. , Beijing 100037, China Abstract :In seismic design of st ruct ural ductility , t he calculation result s of ductility of struc 2 t ural element s and st ruct ures t hemselves are t he important parameters t hat will have influences on t he evaluation of seismic performance of t he struct ures. For railway viaduct s , t he single 2or multiple 2level rigid frames are often used , t he po ssible fail