花土坡特大桥八号桥墩抗震性能分析报告121

1、花土坡特大桥八号桥墩抗震性能有限元数值分析报告 有限元模型本文所研究的内容为，根据花土坡特大桥8号桥墩的设计数据，对墩身的延性以及强度进行有限元数值分析研究，通过对计算结果的分析，评价了该桥墩的抗震性能。8号桥墩有限元模型为等截面的空心圆端型桥墩，净高3.2m（按原型桥墩进行等比例缩放），其横截面纵向（A方向）长0.32m，横向（B方向）长0.38m，桥墩壁厚0.1m，墩体所用混凝土材料为C30，轴心抗压强度为21MPa，轴心抗拉强度为2.1MPa，钢筋材料为16MnSi，屈服强度为335MPa。(以上数据取自高墩大跨连续梁桥结构延性性能及地震反应分析，北京交通大学研究报告。)如下图所示。花土

2、坡大桥8号桥墩有限元模型本文按照是否配置内层钢筋以及按照桥梁纵向（A方向）及横向（B方向）施加低周水平往复荷载，建立有限元模型共4个，A1及B1模型均配置了外层及内层箍筋，箍筋间距为100mm，其中A1模型为横向加载（A方向），而B1是纵向加载（B方向），配筋位置如下图所示: BAA1及B1模型配筋示意图A2及B2模型均仅配置了外层箍筋，箍筋间距为100mm，其中A2模型为横向加载（A方向），而B2是纵向加载（B方向），配筋位置如下图所示: BAA2及B2模型配筋示意图桥墩承受恒载968kN，活载100kN，横桥向地震作用需考虑活荷载的影响，故A1及A2模型墩顶受集中力1068kN，纵桥向地震

3、作用不考虑活荷载的影响，故B1及B2模型墩顶受集中力968kN。所建立的模型具体参数如下表所示：模型参数模型编号水平往复荷载施加方向是否配置内层箍筋纵筋截面配筋率箍筋体积配箍率墩顶竖向力（kN）A1横桥向是0.74%0.25%1068A2横桥向否0.74%0.17%1068B1纵桥向是0.74%0.25%968B2纵桥向否0.74%0.17%968边界条件试验采用悬臂式的加载方案，ANSYS中需对桥墩底部结点所有自由度进行约束，如下图所示： ANSYS中边界条件A1-A2桥墩模型计算结果模型破坏时横桥向墩底节点应力分析选取墩底最大应力节点为研究对象，钢筋应力及混凝土应力如下表所示（钢筋屈服强度

4、为335MPa，混凝土抗压强度21 MPa），从表中数据可以看出，两模型均由于纵筋及混凝土超过设计强度而破坏，在A1模型的外层箍筋应力338MPa与A2模型相应的应力335MPa相近的情况下，A1模型的内层箍筋应力为109MPa，这说明配置内层箍筋起到了一定的抗剪作用以及对混凝土具有一定的约束作用，但是对外层箍筋的应力影响不大。通过混凝土单元压应力云图可以看出，对于破坏时A1模型混凝土最大压应力为27.1MPa，A2模型混凝土最大压应力为26.2MPa，均超过了设计强度，混凝土被压碎，从数据上看，是否配置内层箍筋对于墩底混凝土压应力影响不大。故综合来讲，对于此类桥墩如配置相应的内层箍筋，可以改

5、善桥墩的抗剪性能及箍筋对混凝土的约束作用，但是对构件整体的受力影响不大。钢筋及混凝土应力表： （单位：MPa）模型编号纵筋节点最大应力内层箍筋节点最大应力外层箍筋节点最大应力混凝土最大压应力混凝土最大拉应力A135010933827.11.79A2343无33526.21.24 A1模型墩底处混凝土单元压应力分布图 A2模型墩底处混凝土单元压应力分布图荷载一位移曲线与骨架曲线分析利用ANSYS模拟在低周往复水平荷载加载下模型A1及A2的滞回曲线及骨架曲线，如下图所示，可以从图中看出，配置了内层箍筋的A1模型的极限位移22mm要高于A2模型的15mm，这说明内层箍筋的存在可以提高此类桥墩的延性，

6、对于改善此类桥墩的抗震性能是有益的。 A1模型滞回曲线 A2模型滞回曲线A1-A2模型骨架曲线对比位移延性系数分析位移延性系数取自极限位移与屈服位移的比值。极限位移为模型破坏时所对应的柱顶位移，屈服位移定义为受拉纵筋首次屈服对应的柱顶位移，通过计算所建立的A1-A2桥墩模型，计算位移延性系数如下表所示，从下表中统计数据可知，配置了内层箍筋的A1模型的位移延性系数为1.60要高于A2模型的1.08。可见，在横桥向受力情况下，配置内层箍筋可以改善此类桥墩的延性。横桥向加载位移延性系数模型编号配筋率配箍率屈服位移y（mm）极限位移u（mm）位移延性系数u/yA10.74%0.25%1422.4551

7、.60A20.74%0.17%1415.1831.08附：A1模型的裂缝图如图所示：模型开裂图水平方向模型开裂图A2模型的裂缝图如图所示：模型开裂图水平方向模型开裂图B1-B2桥墩模型计算结果模型破坏时纵桥向墩底节点应力分析选取墩底最大应力节点为研究对象，钢筋应力及混凝土应力如下表所示（钢筋屈服强度为335MPa，混凝土抗压强度21 MPa），从表中数据可以看出，两模型均由于纵筋及混凝土超过设计强度而破坏，B1模型的外层箍筋应力为344MPa，与B2模型相应的应力344MPa相同，但是内层箍筋仍然有103MPa的应力存在，这说明配置内层箍筋起到了一定的抗剪作用以及对混凝土具有一定的约束作用，但

8、是对外层箍筋的应力影响不大。通过混凝土单元压应力云图可以看出，对于破坏时B1模型混凝土最大压应力为27.8MPa，A2模型混凝土最大压应力为26.8MPa，均超过了设计强度，混凝土被压碎，从数据上看，是否配置内层箍筋对于墩底混凝土应力影响不大。故综合来讲，对于此类桥墩如配置相应的内层箍筋，可以改善桥墩的抗剪性能及箍筋对混凝土的约束作用，但是对构件整体的受力影响不大。 钢筋及混凝土应力： （单位：MPa）模型编号纵筋节点最大应力内层箍筋节点最大应力外层箍筋节点最大应力混凝土最大压应力混凝土最大拉应力B134410332727.81.97B2344无33526.81.82 B1模型墩底处混凝土单元

9、压应力分布图 B2模型墩底处混凝土单元压应力分布图荷载一位移曲线与骨架曲线分析利用ANSYS模拟在低周往复水平荷载加载下模型B1及B2的滞回曲线及骨架曲线，如下图所示，可以从图中看出，配置了内层箍筋的B1模型的滞回曲线形状与B2模型相差不大，在纵桥向受力分析的情况下，增加内层配筋对桥墩构件的滞回性能影响不大。 B1模型滞回曲线 B2模型滞回曲线B1-B2模型骨架曲线对比位移延性系数分析位移延性系数取自极限位移与屈服位移的比值。极限位移为模型破坏时所对应的柱顶位移，屈服位移定义为受拉纵筋首次屈服对应的柱顶位移，通过计算所建立的B1-B2桥墩模型，计算位移延性系数如下表所示，从下表中统计数据可知，

10、配置了内层箍筋的B1模型的位移延性系数与B2模型相同。可见，配置内层箍筋对提高此类桥墩的延性影响不大。模型编号配筋率配箍率屈服位移y(mm)极限位移u(mm)位移延性系数u/yB10.74%0.25%1422.311.59B20.74%0.17%1422.311.59附：B1模型的裂缝图如图所示：模型开裂图水平方向模型开裂图B2模型的裂缝图如图所示：模型开裂图水平方向模型开裂图A类桥墩-B类桥墩应力-应变分析理论分析：混凝土在受横向约束作用下的应力-应变关系与单轴受压时不同，应力-应变关系中的参数随横向约束力变化，本文采用Mander等人提出的约束混凝土应力-应变关系（如下图所示）约束混凝土与

11、无约束混凝土应力-应变曲线 （1-1）式中， 为约束混凝土的峰值抗压强度。混凝土应变比x为： （1-2）其中，是与对应的纵向混凝土压应变；为对应的纵向混凝土压应变；参数r为： （1-3）这里，是混凝土的初始弹性模量，为峰值点的割线模量，即： （1-4）与约束混凝土峰值应力对应的应变值可由下式确定 （1-5）式中，为无约束混凝土的弯曲抗压强度，为混凝土的棱柱体轴心抗压强度；是对应的压应变；R为一经验数据，本文取R=3。为了简化计算，可将截面形状进行等效，如下图所示，由于分离出来的方形面积对整个截面的混凝土应力影响不大，估将原型截面等效为圆形截面：模型截面等效图a圆形截面b矩形截面与横向约束的形式

12、和大小有关，这里采用Mander等人给出的表达式 (1-6)其中，K成为横向约束系数，是一个回归系数，为： （1-7）这里，和为混凝土所受的横向两个方向的有效约束应力（见上图b）；对圆形截面，混凝土受双向等压约束（见上图a），有，式中横向约束应力，为泊松比，与为混凝土纵向应力，如下图所示：横桥向与纵桥向混凝土应力图Mander等用试验结果回归分析得到约束系数 的表达式为： （1-8）综上所述，可通过以上公式迭代，将约束混凝土应力-应变关系表达成一与约束系数K有关的公式，如下所示： （1-9）式中：、为受约束混凝土的应力及相应的应变； 为混凝土的弹性模量，取31GPa ； 为无约束混凝土的弯曲抗压强度，根据Mander所著文献，取，其中为混凝土的棱柱体轴心抗压强度，估取值24.15MPa； 约束系数K的表达式如公式（1-8）所示，其中的表达式为： （1-10）式中：M为构件所受弯矩值； 为泊松比，取值0.3； 为一点到中性轴最远距离的绝对值； I为相应的抗弯惯性矩根据数值计算所得出数据，将相应参数（取自北京交通大学研究报告高墩大跨连续梁桥结构延性性能及地震反应分析）代入公式（见下表），弯矩值M（kN.m）距中性轴最远距离y(m)抗弯惯性矩I（m4）A轴向600.190.0005B轴向600.160.001得出A轴向及B轴向受约束混凝土应力-应变关系表达式：