宁夏永宁黄河桥引桥抗震报告

#永宁黄河大桥引桥抗震分析结果

工程概况副桥(50.5+6x90+50・5)宁夏永宁黄河大桥工程，副桥采用(50.5+6x90+50.5)m预应力混凝土变截面连续箱梁。上部结构为单箱单室箱型梁，顶宽16.5米，采用直腹板，底板宽9.25米，翼缘长3.625米，中支点梁中心高度为5.8米，边支点梁中心高度为2.25米，以腹板高度变化适应桥面2.0%的横坡；跨中断面顶板厚28厘米，顶板厚度在墩顶附近变为70厘米；跨中断面底板厚30厘米，中支点处底板厚为85厘米，梁底下缘和底板上缘均按二次抛物线变化；腹板厚度在跨中及边支点附近为60厘米，中支点附近加厚至90厘米。顶板、底板及腹板厚度的确定在考虑受力及构造要求的同时，重视混凝土结构耐久性的要求，保证外层钢筋的净保护层厚度在3.0厘米以上而定。跨中设一道60厘米厚横隔板。fimamnywimu隔板。fimamnywimu图1-1主桥桥型布置图

下部结构墩身采用花瓶形空心墩，图1-2。墩身顺桥向宽3.5米、壁厚0.8米,横桥向底宽7.25米、壁厚1.0米。墩身下设承台，承台高3.5米，基础采用9根桩径1.8米钻孔灌注桩。为了和引桥T梁双柱式墩协调过渡，边

墩墩身采用双矩形空心墩，墩身顺桥向宽2.6米、壁厚0.7米，横桥向宽3.0米、壁厚0.5米。墩身下设承台，承台高3米，基础采用6根桩径1.8米钻孔灌注桩。moISO伽的冊擾IF'.「..I…宀moISO伽的冊擾IF'.「..I…宀開計盹;..i：.Il]*钏菲..„〉：r郴诫j啦’jjyj/k!二;'-i㈣游巒邮Yi2E25图1-2斜拉桥与连续箱梁桥联接墩立面图1.2引桥（50mT梁）引桥跨径布置为4*50+36。上部结构为50m预应力混凝土T梁，下部结构为双柱式框架墩，图1-3。|tag|图1-3斜拉桥与连续箱梁桥联接墩平面图弓|桥（30mT梁）设防标准与性能目标根据《公路桥梁抗震细则》，弓桥抗震设防类别为B类。对应E1地震作用和E2地震作用下的地震重现期分别为100年和2000年。表1列出了对应于两级设防水准下的总体性能目标以及分别按延性体系和减隔震体系的各部分具体性能目标。表2-1设防标准与对应的性能目标设防地震概率水平重现期结构性能要求E1地震作用100年结构总体上一般不发生损坏或不需修复可继续使用。对于延性抗震体系，主梁、墩柱、盖梁、基础以及支座各部分均应基本保持弹性；对于减隔震体系，主梁、墩柱、盖梁和基础应基本保持弹性，橡胶类减隔震支座宜控制剪应变在100%范围内，其他减隔震装置应不超过其最大变形能力；E2地震作用2000年应保证不倒塌或产生严重结构损伤，经临时加固后可满足应急交通使用：对于延性抗震体系，主梁、盖梁、基础应基本保持弹性，墩柱可进入塑性但不应超出其极限延性能力以防止倒塌，上下部结构之间传力路径有效；对于减隔震体系，主梁、墩柱、盖梁和基础应基本保持弹性，橡胶类减隔震支座宜控制剪应变在250%范围内，其他减隔震装置应不超过其最大变形能力；

地震动输入反应谱根据宁夏地震工程研究所提供的宁夏永宁黄河公路大桥及连接线工程场地地震安全性评价报告，场地地表水平加速度按下式取用：S(T)=Ap(T)amaxa=A卩/gmaxmaxm其中a为设计地震动峰值加速度，P(r)为设计地震动加速度放大系数反maxT<0.04s0.04T<0.04s0.04s<T<T1T<T<T12T<T<6s21T一0041+(卩-1)T0.04m丿T-0.04P1Pm表3.1给出了对应于不同超越概率水准的反应谱参数值表3.1设计地震动水平向峰值加速度及反应谱(5％阻尼比)参数值位置发生概率A(gal)T(s)T2(s)Ya地面100年重现期1150.100.412.400.90.282000年重现期4030.100.472.450.90.99图3.1-1给出了水平加速度反应谱图示3.2加速度时程图3.2-1〜3.2-6分别列出了地震安评报告提供的阻尼比0.05时E1和E2地图3.2-3水平加速度时程相位3曲线（阻尼比0.05，E1地震输入）图3.2-6水平加速度时程相位3曲线(阻尼比0.05，E2地震输入)4副桥(50.5+6x90+50.5)抗震性能分析结构动力模型利用sap2000建立了永宁黄河大桥副桥空间有限元分析模型，见图4.1-1。其中桥墩、主梁均采用空间梁柱单元进行模拟，承台采用质点进行模拟，二期恒载模拟为分布质量，桩基础采用6x6子结构刚度模拟桩土相互作用，土弹簧刚度动力特性根据建立的动力计算模型，采用子空间迭代法求解桥梁结构动力特性。成桥阶段前10阶结构自振频率及振型特性如表4.2-1所示，前10阶振型图如4.2-14.2-10所示。表4.2-1动力特性振型阶数周期（s）频率（Hz）振型描述12.0880.479纵向同向振动22.0880.479纵向反向振动31.1450.687竖向同向振动41.1450.687竖向反向振动51.3210.756竖向同向振动61.3210.756竖向反向振动71.0510.952竖向同向振动81.0510.952竖向反向振动90.6961.435横向振动100.6641.506横向振动L”*———“—・-・…•”—”二车麻爭A--A'kilnfi图4.2-1第一阶振型

图4.2-2第二阶振型图4.2-3第三阶振型

图4.2-4第四阶振型图4.2-5第五阶振型

图4.2-6第六阶振型图4.2-7第七阶振型

图4.2-8第八阶振型图4.2-9第九阶振型图4.2-10第十阶振型结构抗震体系由于场地地震动作用较大，同时结构墩身较矮，宜采用减隔震体系进行设计。减隔震支座采用NDQZ支座，其实质为钢支座与软钢阻尼器的组合体，如图4.3-1所示。其水平限位方向力学模型如图4.3-2所示，水平活动方向力学模型如图4.3-3所示。图4.3-1NDQZ支座

各中墩均采用NDQZ支座，边墩采用普通双向滑动球钢支座。同时，为满足长联结构在纵向上的温度变形需要，依次考虑不同的自由滑动间隙，但最大间隙不宜大于土250mm。具体布置如表4.3-1所示。表4.3-1支座布置方案墩号支座型号纵向间隙位移（mm）32GPZ-3.5MN-SX33NDQZ-30MN-ZX-e20020034NDQZ-30MN-ZX-e10010035NDQZ-30MN-ZX-e10010036NDQZ-30MN-GD037NDQZ-30MN-ZX-e10010038NDQZ-30MN-ZX-e10010039NDQZ-30MN-ZX-e20020040GPZ-3.5MN-SX滑动支座采用双线性关系进行模拟，如图4.3-1所示。

地震反应分析4.4.1E1地震作用下的主要结构响应根据结构设防性能目标，在E1地震作用下，主梁、墩柱、基础等主体结构均保持弹性，但减隔震支座可以进入到塑性状态，为此，在分析中，采用非线性时程的分析方法，地震输入分别采用纵向输入和横向输入两种方式，每种方式下计算三条时程波，结果取三条时程波的最大响应。4.4.1.1纵桥向各墩在纵向地震作用下的最大结构响应均出现在墩底，结果如表4.4-1所示；表4.4-2给出了各墩位处的承台底最大地震内力响应，根据该内力响应，反算得到最不利单桩的地震响应，见表4.4-3所示；减隔震支座的地震响应则见表4.4-4，包括最大水平力响应以及最大剪切变形响应。表4.4-1墩底地震响应墩号动轴力(kN)动剪力(kN)动弯矩(kN*m)3268.515461.2835300.38933197.1081530.93318050.96734209.4941533.52318766.695

35325.8741549.77619660.1293661.7412901.99234586.98837237.5761549.00221235.09838179.8461553.76821827.11339189.0431553.90222644.793表4.4-2承台底地震响应墩号动轴力(kN)动剪力(kN)动弯矩(kN*m)32124.9221229.2209745.07033183.5532593.49821875.97234223.9232609.05122532.17535293.3142640.06523400.0293663.8683824.82145557.35337292.4812668.01524788.16338168.6392668.30325472.42039181.5422672.24726195.734表4.4-3单桩地震响应墩号动轴力(kN)动剪力(kN)动弯矩(kN*m)32854.8204.9356.5331027288.2755.7341054289.9756.4351094293.37613619274251017371142296.4760.7381151296.5755.8391177296.9751.9表4.4-4支座响应墩号动剪力(kN)顺桥向位移(m)3270.1650.049

33542.8730.04634540.0450.04635543.2690.047362551.8210.04037547.2470.04738547.8570.04639553.6590.0464070.1310.0404.4.1.2横桥向各墩墩底在横向地震作用下的最大内力响应见表4.4-5所示，其中，32号墩为框架墩，表中给出的是其中一个立柱的响应，可见除了动弯矩响应以外，还有一定幅度的动轴力响应，其余各墩为单柱墩，主要表现为动弯矩响应，动轴力响应则较小；表4.4-6给出了各墩位处的承台底最大地震内力响应，根据该内力响应，反算得到最不利单桩的地震响应，见表4.4-7所示；减隔震支座的地震响应则见表4.4-8，包括最大水平力响应以及最大剪切变形响应。表4.4-5墩底地震响应墩号动轴力(kN)动剪力(kN)动弯矩(kN*m)32562.451584.6093434.018331.0652530.75033631.399342.0542668.41937195.392353.6082828.65039818.839365.3312905.99141795.147375.7172912.18742712.696384.9312768.11442887.017399.9902641.64344294.604表4.4-6承台底地震响应墩号动轴力(kN)动剪力(kN)动弯矩(kN*m)321.8351470.97217497.291

330.9903343.35244302.825342.2293567.65248869.794353.9853660.20952593.172365.8043686.39355665.577376.4113725.45456410.980385.6063685.34355164.4613910.4293437.37353651.459表4.4-7单桩地震响应墩号动轴力(kN)动剪力(kN)动弯矩(kN*m)321059245.2611.6331733371.5853.4341899396.4899.9352026406.7906.5362125409.6894.7372152413.9903.1382109409.5897.7392036381.9822.4表4.4-8支座响应墩号动剪力(kN)横桥向位移(m)3270.1510.045332401.4350.041342506.7890.049352528.8130.052362530.9120.052372533.3460.054382502.6910.050392401.5040.0424070.1570.047

4.4.2E2地震作用下的主要结构响应同样，在E2地震作用下，采用非线性时程的分析方法，地震输入分别采用纵向输入和横向输入两种方式，每种方式下计算三条时程波，结果取三条时程波的最大响应。4.4.2.1纵桥向各墩在纵向地震作用下的最大结构响应均出现在墩底，结果如表4.4-9所示；表4.4-10给出了各墩位处的承台底最大地震内力响应，根据该内力响应，反算得到最不利单桩的地震响应，见表4.4-11所示；减隔震支座的地震响应则见表4.4-12包括最大水平力响应以及最大剪切变形响应。表4.4-9墩底地震响应墩号动轴力(kN)动剪力(kN)动弯矩(kN*m)32195.6191693.64818952.16033516.7705348.24552442.25434597.0235472.14157809.04735659.5185525.91260639.80936161.1895177.57656456.32837498.2865574.70466015.58638462.2815617.33268577.10239553.1165616.43369989.219表4.4-10承台底地震响应墩号动轴力(kN)动剪力(kN)动弯矩(kN*m)32395.8125869.41149183.27533520.2059687.28577390.12234600.2069312.01081253.31135662.9559303.00284025.54536162.4189851.68881709.96437499.8979317.44589582.75938463.5689338.99292671.258

39556.8399830.45594763.938表4.4-11单桩地震响应墩号动轴力(kN)动剪力(kN)动弯矩(kN*m)324319978.2190433373810763053343833103529003539321034288236386110953090374101103528583842031038285039433910923015表4.4-12支座响应墩号动剪力(kN)顺桥向位移(m)3269.990.20332700.000.19343032.020.18353033.220.18362848.640.18373030.360.18383026.650.18392654.060.194069.950.194.4.2.2横桥向与E1地震作用下的地震响应规律相类似，32号墩除了动弯矩响应以外，还有较大幅度的动轴力响应，其余各墩则主要表现为动弯矩响应，结果见表4.4-13；表4.4-14给出了各墩位处的承台底最大地震内力响应，根据该内力响应，反算得到最不利单桩的地震响应，见表4.4-15所示；减隔震支座的地震响应则见表4.4-16

包括最大水平力响应以及最大剪切变形响应。表4.4-13墩底地震响应墩号动轴力(kN)动剪力(kN)动弯矩(kN*m)321717.8161524.2618923.872332.4474424.18752642.146345.2754474.16256487.327357.6354572.31559150.444369.9104613.18662061.1453710.7144701.36363941.9013810.7354760.70566265.4593922.9194756.12872691.853表4.4-14承台底地震响应墩号动轴力(kN)动剪力(kN)动弯矩(kN*m)322.9905268.46746515.468332.3599059.54375623.423344.2639111.69579658.142357.2649191.71282470.251368.6649319.46486054.6763710.7699313.10388130.4583810.9979297.91690215.3943921.8629342.47195262.398表4.4-15单桩地震响应墩号动轴力(kN)动剪力(kN)动弯矩(kN*m)323053878.1242233336010072797343495101227963535931021281036372110352838373787103528263838511033281039401810382802表4.4-16支座响应墩号动剪力(kN)横桥向位移(m)3269.940.18332818.790.18342834.330.19352848.130.19362849.760.19372848.030.19382836.240.19392822.710.184069.930.18抗震性能验算4.5.1荷载组合与性能验算在进行结构抗震性能验算时，采用的荷载组合为恒载作用与地震作用的最不利组合，具体如下：对于轴力的组合，当进行墩底和桩基截面抗弯强度验算时，由于钢筋混凝土结构的抗弯能力在低轴压比条件下总是随截面验算轴力的减小而减小，因此当地震产生的动轴力与恒载轴力方向相反时截面的受力更为不利，此时取动轴力为拉力与恒载轴力组合进行抗弯强度验算。而当进行单桩承载力验算时，其实质是对单桩的轴向承载力进行验算，地震作用轴力与恒载轴力保持同向时单桩所受的轴力最大也最不利，因此此时取动轴力为压力与恒载轴力组合进行抗弯强度验算。对于剪力和弯矩的组合，则直接采用恒载作用与地震作用下的绝对值相加则为最不利组合。对于减隔震支座的变形验算，参照《城市桥梁抗震设计规范》，还考虑50%

的均匀温度作用效应。对两级地震下的强度和变形验算，主要的原则和标准如下：对于墩柱、桩基等最不利截面抗弯强度的验算，截面抗弯能力取截面的等效屈服弯矩，采用Ucfyber软件对纤维截面模型进行M分析得到（见图4.5-1所示）。其中，在E1地震作用下，各材料强度的取值均为设计强度；在E2地震作用下，各材料强度的则取标准强度。32〜39号墩柱墩底截面纤维模型见图4.5-2〜4.5-3（暂按1.5%配筋率假设）,1.8m桩基的截面纤维模型见图4.5-4。图4.5-1截面等效屈服弯矩计算示意图图4.5-232墩底截面纤维模型（图4.5-1截面等效屈服弯矩计算示意图图4.5-232墩底截面纤维模型（1.5%的配筋率）图4.5-333〜39墩底截面纤维模型（1.5%的配筋率）图4.5-4桩基截面纤维模型E1地震作用下的性能验算（由于减隔震体系的抗震性能通常由E2地震作用控制，暂未给出）E2地震作用下的性能验算4.5.3.1纵向输入表