陳令坤 ，蔣麗忠 ，陶 磊，余志武

（1. 中南大學(xué) 土木工程學(xué)院，長(zhǎng)沙 410075；2. 揚(yáng)州大學(xué) 建筑科學(xué)與工程學(xué)院，江蘇 揚(yáng)州 225127；3. 中南大學(xué) 高速鐵路建造技術(shù)國(guó)家工程實(shí)驗(yàn)室，長(zhǎng)沙 410075；4. 西安理工大學(xué) 水利水電學(xué)院，西安 710048）

1 引 言

高速鐵路以運(yùn)輸能力大、速度快、安全性高、受氣候影響小等優(yōu)勢(shì)，在國(guó)內(nèi)外得到迅速發(fā)展。從地形條件、變形、沉降和行車(chē)平順性、經(jīng)濟(jì)型等方面綜合考慮，修建橋梁比路基工程更有優(yōu)勢(shì)，同時(shí)考慮到水文，地質(zhì)以及立交等情況，因此，高速鐵路建造過(guò)程中橋梁占線(xiàn)路總長(zhǎng)度的比例越來(lái)越大，以建設(shè)中的京滬高速鐵路為例，橋梁244座，高架橋梁占正線(xiàn)長(zhǎng)度的80.47%[1]，其中昆山段特大橋長(zhǎng)164.8 km。

由于我國(guó)沿海地區(qū)及部分內(nèi)陸城市廣泛分布著深厚軟黏土沉積層，因而樁基成為穿越深厚軟弱地基上的高速鐵路橋梁的首選。大量的震害資料表明，軟弱土場(chǎng)地上的樁基結(jié)構(gòu)震害突出，比如在1989年的Lorna Prieta地震[2]，1994年的Northridge地震[3]，1995年的Hyogo-ken Nanbu地震[4]以及1999年的Chi-Chi地震[5]中，許多橋梁由于樁基破壞造成橋梁倒塌。在進(jìn)行橋梁設(shè)計(jì)時(shí)，大多基于剛性地基的假設(shè)，或者采用m法計(jì)算基礎(chǔ)土彈簧剛度；墩底固結(jié)假設(shè)完全忽略土-樁-結(jié)構(gòu)的相互作用，采用m法時(shí)，由于m的取值對(duì)土彈簧剛度的計(jì)算結(jié)果影響較大，且不能反映地震波的頻率特性和強(qiáng)度帶來(lái)的影響，因此，m法只能用于簡(jiǎn)化計(jì)算[6]。由于土的存在，使結(jié)構(gòu)的振動(dòng)特性發(fā)生改變，這種改變主要表現(xiàn)在：增大結(jié)構(gòu)的基本周期和增大結(jié)構(gòu)的阻尼兩方面。因此，軟弱土基礎(chǔ)的土-樁-結(jié)構(gòu)的相互作用對(duì)高速鐵路橋梁的影響不能忽視。

關(guān)于樁-土相互作用分析理論按照求解方法大體分為 3類(lèi)：①連續(xù)介質(zhì)模型[7－9]；②有限元或者邊界元方法[10－12]；③集中質(zhì)量方法或者Winkler地基梁模型[13－15]。關(guān)于考慮樁-土作用的鐵路橋梁地震響應(yīng)研究，日本鐵道綜合技術(shù)研究所的羅休等人[16－17]為方便鐵路橋梁耐震設(shè)計(jì)，提出利用推覆分析進(jìn)行橋墩-樁基的地震設(shè)計(jì)方法。

關(guān)于土動(dòng)力學(xué)以及樁基動(dòng)力的研究取得了較豐碩成果，但將既有研究成果用于全橋模型考慮樁-土動(dòng)力相互作用的研究不多，因?yàn)榻⑷珮蚰Ｐ涂紤]樁-土所需附加的彈簧和阻尼器數(shù)量龐大，模型相當(dāng)復(fù)雜，計(jì)算量大，解析方法難以實(shí)現(xiàn)；當(dāng)建立考慮樁-土作用的全橋模型來(lái)研究結(jié)構(gòu)的地震響應(yīng)時(shí)，大多采用墩底轉(zhuǎn)動(dòng)和水平彈簧的SR模型；當(dāng)采用較詳細(xì)樁-土作用模型進(jìn)行鐵路橋梁的地震分析時(shí)，則僅用最大地震系數(shù)法計(jì)算上部結(jié)構(gòu)重量，沒(méi)有考慮高速列車(chē)的影響。

本文基于有限元軟件計(jì)算平臺(tái)，給出成層土的動(dòng)力阻抗，采用改進(jìn)的 Penzien模型，根據(jù)實(shí)際樁基布置建模，不需并樁和增加承臺(tái)處的轉(zhuǎn)動(dòng)彈簧剛度，運(yùn)用ANSYS有限元軟件建立了兩種高速鐵路多跨簡(jiǎn)支梁橋的全橋空間分析模型，計(jì)算了地震作用下橋梁在不同車(chē)速、墩高、地震強(qiáng)度、不同地震波的動(dòng)力響應(yīng)，分析了樁-土作用的影響，期望為高速鐵路建設(shè)提供技術(shù)參考。

2 樁土模型及運(yùn)動(dòng)方程的建立

根據(jù)《鐵路工程抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》[18]規(guī)定：應(yīng)采用水平向和豎向地震作用的組合進(jìn)行橋梁抗震驗(yàn)算，其中豎向地震作用取為水平向的65%。對(duì)于豎向和水平向地震作用同時(shí)作用于基樁的問(wèn)題，在工程中往往采用簡(jiǎn)化的計(jì)算方法，即將樁頂豎向分力和水平向分力分開(kāi)計(jì)算，再按小變形迭加原理計(jì)算樁身內(nèi)力和位移[19]。而對(duì)于水平動(dòng)力荷載作用下，需要得到樁頂處的土-樁系統(tǒng)的動(dòng)剛度和阻尼系數(shù)的顯式表達(dá)[20]。

2.1 水平成土層的等效剪切模量和等效阻尼

樁的縱向振動(dòng)理論是樁各種動(dòng)態(tài)測(cè)試方法的理論基礎(chǔ)。幾十年來(lái)，樁的縱向振動(dòng)理論已有了很大的發(fā)展。對(duì)于水平成土間彈簧剛度與阻尼的計(jì)算，必須用到給出各土層初始狀態(tài)時(shí)的剪切模量Gmax和阻尼比β，以及表述土層非線(xiàn)性特征的剪切模量G和阻尼比β隨最大剪切應(yīng)變?chǔ)米兓那€(xiàn)，通常以量綱為一的形式 G/Gmax-β，β-γ來(lái)表示。它們的選擇是否符合實(shí)際對(duì)計(jì)算結(jié)果的可靠性有重要的影響。本文利用SHAKE91程序[21]進(jìn)行水平成土層的豎向等效剪切模量和等效阻尼計(jì)算，土層層厚取為1.5 m。

如土層的剪切波速vs為已知，可推出初期剪切剛度為樁周?chē)鷪?chǎng)地質(zhì)量和自由場(chǎng)地模型質(zhì)點(diǎn)第i層間剪切彈簧剛度Khi：可以由下式得出：

式中：G為由SHAKE程序計(jì)算出的該層收斂剪切模量；A為土柱面積；hi為第i層單元土層厚度。

層間阻尼系數(shù)Chi，采用剛度比例型阻尼，其計(jì)算式為：

式中：βi為由SHAKE程序計(jì)算出的第i層收斂阻尼；ω為土層的一階圓頻率。

2.2 水平彈簧剛度kh及水平阻尼系數(shù)ch的確定

由于從連續(xù)體模型中得到的動(dòng)力剛度系數(shù)和動(dòng)力阻尼系數(shù)在形式上較為復(fù)雜，而且還含有貝塞爾函數(shù)，這給具體的應(yīng)用帶來(lái)了極大的不便，因此，眾多的學(xué)者開(kāi)始尋求動(dòng)反力系數(shù)的簡(jiǎn)單表達(dá)形式。根據(jù)樁周土體的剪切應(yīng)力變性特征，Penzien[22]將其簡(jiǎn)化為廣義Kelvin-Voigt體，采用Winkler假定，根據(jù)明德林公式求解單位水平力作用下不同深度處的樁平面平均位移，繼而取其倒數(shù)即為各土層樁-土相互作用的水平彈簧剛度。

計(jì)算公式如下：

式中：khi為為第i層土的土彈簧剛度；Ei為第i層土的彈性模量；zi為第i層土的深度；B為樁的半徑。

水平阻尼系數(shù)chi根據(jù)參考文獻(xiàn)[23]給出的計(jì)算方法，采用黏性阻尼器模擬波動(dòng)能量向半無(wú)限場(chǎng)地逸散：

2.3 樁底約束

根據(jù)文獻(xiàn)[24]的研究，當(dāng)樁長(zhǎng)徑比等于15時(shí)，無(wú)論是樁底固定自由還是鉸支，其水平無(wú)量綱位移，特別是樁頭最大位移非常接近，在這種情況下樁底的邊界條件以及樁間相互作用因子對(duì)樁的水平響應(yīng)已經(jīng)沒(méi)有影響；因而在一般計(jì)算中采用簡(jiǎn)化的樁底假定是合理可行的?；谏鲜鲅芯?，采用改進(jìn)的Penzien模型建立的考慮樁土的列車(chē)-橋梁系統(tǒng)簡(jiǎn)圖如圖1所示。

圖1 列車(chē)-橋梁系統(tǒng)有限元模型示意圖Fig.1 Finite element model of vehicle-bridge system

2.4 動(dòng)力方程的建立與求解

集中質(zhì)量法的主要原理是將橋梁上部結(jié)構(gòu)多質(zhì)點(diǎn)體系和樁-土體系的質(zhì)點(diǎn)聯(lián)合作為一個(gè)整體，來(lái)建立整體耦聯(lián)的地震振動(dòng)微分方程組進(jìn)行求解。集中質(zhì)量法的樁-土相互作用運(yùn)動(dòng)方程推導(dǎo)如下。

假設(shè)上部結(jié)構(gòu)與樁基承臺(tái)處剛結(jié)，將上部結(jié)構(gòu)和樁基結(jié)合視作一個(gè)體系。從上向下建模，各質(zhì)點(diǎn)相應(yīng)的位移為 u1, u2......un，根據(jù)達(dá)朗貝爾原理，當(dāng)?shù)卣鹱饔脮r(shí)，當(dāng)樁和自由地基有相對(duì)運(yùn)動(dòng)，樁受地基土的約束力可以表示為相互作用慣性力，相互作用阻尼力和相互作用恢復(fù)力[25]；寫(xiě)出結(jié)構(gòu)-樁-土體系的動(dòng)力平衡方程。

對(duì)于上部結(jié)構(gòu)單元：

對(duì)于樁基單元

將方程改寫(xiě)為矩陣形式：

式中：[M ]、[ C ]、[K ]為結(jié)構(gòu)-樁土體系的質(zhì)量、阻尼和剛度矩陣；動(dòng)力方程可以采用數(shù)值方法進(jìn)行求解。

3 算例分析

3.1 工程概況

京滬高速鐵路中絕大多數(shù)是跨度24、32 m的中小跨度橋梁，其中跨度為32 m的簡(jiǎn)支箱梁應(yīng)用最多，所以本文以京滬高速鐵路橋梁中雙線(xiàn) 32 m標(biāo)準(zhǔn)跨單箱型截面簡(jiǎn)支梁為例，分析樁土作用對(duì)高速鐵路列車(chē)-橋梁系統(tǒng)地震響應(yīng)的影響，具體計(jì)算參數(shù)如下：采用32 m跨混凝土箱梁，圓端形實(shí)體橋墩，墩高為8～14 m，圓端型截面為2.3 m×6.0 m。箱梁截面尺寸見(jiàn)圖2；圓端型墩截面尺寸見(jiàn)圖3；基礎(chǔ)采用鉆孔嵌巖樁，樁基示意圖如圖4所示。第3跨橋墩處土層工程地質(zhì)情況為：粉質(zhì)黏土層、含淤泥粉質(zhì)黏土層、粉細(xì)砂、硬塑狀粉質(zhì)黏土、花崗片麻巖全風(fēng)化巖帶、花崗片麻巖強(qiáng)風(fēng)化巖帶、花崗片麻巖弱風(fēng)化巖帶。根據(jù)場(chǎng)地勘察資料，場(chǎng)地不良地質(zhì)作用的地震效應(yīng)主要為砂土液化，特殊巖土為軟土，綜合判定場(chǎng)地土以軟弱場(chǎng)地為主，場(chǎng)地類(lèi)別為Ⅲ度類(lèi)。擬建場(chǎng)地抗震設(shè)防烈度為Ⅻ度區(qū)，設(shè)計(jì)分組取第一組，勘查區(qū)地震動(dòng)峰值加速度為0.1g。土層地質(zhì)參數(shù)見(jiàn)表 1。根據(jù)前述方法即可計(jì)算不同深度土彈簧的阻抗系數(shù)。

圖2 箱梁截面尺寸 （單位：mm）Fig.2 Cross-sectional dimension of boxing girder (unit: mm)

圖3 橋墩截面尺寸 （單位：cm）Fig.3 Cross-sectional dimensions of pier (unit: cm)

圖4 高速鐵路橋墩樁基礎(chǔ)示意圖Fig.4 Piles of high-speed railway bridge

表1 地質(zhì)參數(shù)Table 1 Geological properties

采用ANSYS有限元程序及APDL參數(shù)化語(yǔ)言建立某高鐵多跨簡(jiǎn)支箱梁橋全橋空間分析模型，采用Beam188單元模擬箱梁和橋墩；采用Combin14單元模擬支座兩個(gè)水平方向和一個(gè)豎直方向的位移，轉(zhuǎn)動(dòng)自由度釋放。采用質(zhì)量-彈簧系統(tǒng)建立車(chē)輛模型，Mass21單元模擬車(chē)體及輪對(duì)質(zhì)量，彈簧系統(tǒng)采用Combin 14單元模擬；選取德國(guó)ICE列車(chē)活載作為高速鐵路運(yùn)營(yíng)列車(chē)活載，列車(chē)編組：2×(動(dòng)+動(dòng)+拖+動(dòng)+動(dòng)+拖+動(dòng)+動(dòng))，等效車(chē)輛模型參數(shù)見(jiàn)表2；本文采用德國(guó)高速線(xiàn)路軌道高低不平順譜密度函數(shù)模擬軌道不平順，德國(guó)低干擾譜轉(zhuǎn)換的時(shí)域高低不平順樣本見(jiàn)圖5；采用Beam188模擬樁基，Combin14單元模擬彈簧阻尼，一端固定，另一端與樁基相連。選擇3跨簡(jiǎn)支梁橋?yàn)槟Ｐ?，取?跨的結(jié)果代表整個(gè)橋梁的力學(xué)行為?？紤]樁-土作用的橋梁有限元模型見(jiàn)圖6；墩底固結(jié)橋梁有限元模型見(jiàn)圖7。

表2 ICE等效車(chē)輛模型參數(shù)Table 2 Effective calculation parameters of ICE vehicle

圖5 德國(guó)低干擾譜轉(zhuǎn)換的時(shí)域高低不平順樣本Fig.5 Vertical profile irregularity of German railway spectra of low irregularity

圖6 考慮樁-土橋梁有限元模型Fig.6 Model of bridges considering SSI

圖7 墩底固結(jié)橋梁有限元模型Fig.7 Model of bridges without considering SSI

3.2 自振特性分析

橋梁結(jié)構(gòu)的自振特性分析是結(jié)構(gòu)動(dòng)力性能的綜合反映，本文計(jì)算了前10階振型，考慮樁-土相互作用的橋梁和不考慮樁-土相互作用（墩底固結(jié)）的橋梁前6階自振頻率及振型特征見(jiàn)表3。

由表3可看出，樁-土相互作用對(duì)橋梁的動(dòng)力特性影響顯著，降低了各階振型對(duì)應(yīng)的頻率，改變了橋梁的動(dòng)力特性，必將對(duì)車(chē)橋動(dòng)力系統(tǒng)產(chǎn)生較大的影響，使得車(chē)橋系統(tǒng)在考慮樁-土作用后，其地震響應(yīng)與不考慮樁-土相互作用相比有較大的改變。計(jì)算結(jié)果表明，橋梁振動(dòng)的基頻從4.067 Hz（不考慮樁-土作用）變?yōu)?.627 Hz（考慮樁-土作用），周期明顯增加。

表3 3跨簡(jiǎn)支梁橋自振頻率及振型Table 3 Natural frequencies and shapes of vibrations of three-span simply supported bridges

3.3 不同速度對(duì)樁土地震相應(yīng)的影響

設(shè)計(jì)列車(chē)編組分別以 160、200、250、300、350 km/h車(chē)速過(guò)橋，采用彈性理論計(jì)算來(lái)考察列車(chē)荷載遇到地震時(shí)的響應(yīng)情況，地震激勵(lì)采用橫橋向+豎向地震組合（Ey+0.65Ey）。在進(jìn)行參數(shù)分析時(shí)，本文采用1940年Imperial Valley地震El Centro波為地震動(dòng)輸入，因其包含許多比較短周期的地震波，且其初期微動(dòng)、主震部分以及尾震均被完整記錄下來(lái)，曾作為大地震的典型屢次被引用。以12 m墩高橫向設(shè)計(jì)地震為例，橫向設(shè)計(jì)地震墩高12 m不同速度地震響應(yīng)表4、5；El-Centro地震波傅里葉譜曲線(xiàn)見(jiàn)圖 8；梁跨中橫向位移、梁跨中豎向加速度傅里葉譜曲線(xiàn)分別見(jiàn)圖9、10。

表4 橫向設(shè)計(jì)地震墩高12 m不同位移地震響應(yīng)峰值Table 4 Seismic response peak values of bridges with different deformations and 12 m pier height under lateral common/design earthquake

表5 橫向設(shè)計(jì)地震墩高12 m不同加速度地震響應(yīng)峰值Table 5 Seismic responses peak values of bridges with different accelerations and 12 m pier height under lateral common/design earthquake

圖8 El-Centro地震波傅里葉譜曲線(xiàn)Fig.8 Fourier spectral curve of El-Centro earthquake

圖9 梁跨中橫向位移傅里葉譜曲線(xiàn)Fig.9 Fourier spectral curves of mid-span lateral displacement of boxing girder

圖10 梁跨中豎向加速度傅里葉譜曲線(xiàn)Fig.10 Fourier spectral curves of mid-span vertical acceleration of boxing girder

計(jì)算結(jié)果表明：（1）隨著車(chē)速的增加，橋梁橫、豎向位移及墩頂橫向位移變化不是十分顯著，但橋梁橫、豎向加速度及墩頂橫向加速度隨速度變化較大，在250～300 km/h車(chē)速時(shí)，梁體橫向位移達(dá)到最大值；（2）梁體橫向位移隨速度變化而有所變化，但梁體豎向位移隨速度的變化不明顯；（3）考慮樁-土作用后，地震響應(yīng)明顯增加，以橫向設(shè)計(jì)地震為例，中跨中橫向位移增幅在6.83%～44.44%，中跨中橫向加速度增幅在 17.19～158.57%，在 250～300 km/h車(chē)速時(shí)增幅最大；本文所用地震波是在調(diào)幅之后輸入，并且地震持時(shí)相同，在結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)參數(shù)相同的情況下，影響結(jié)構(gòu)地震響應(yīng)的因素主要有地震頻譜和列車(chē)車(chē)速；結(jié)構(gòu)地震反應(yīng)是以包括一定的卓越頻率成分的地震波對(duì)支承激勵(lì)的結(jié)構(gòu)強(qiáng)迫振動(dòng)，當(dāng)?shù)卣鸩ǖ淖吭街芷谂c結(jié)構(gòu)的固有周期相一致時(shí)，結(jié)構(gòu)物的動(dòng)力反應(yīng)就要放大；同時(shí)列車(chē)荷載移動(dòng)速度（即加載速率）也與結(jié)構(gòu)動(dòng)力相應(yīng)的放大有關(guān)[26]。由圖 8～10可見(jiàn)，考慮和不考慮樁-土作用下橋梁橫向位移響應(yīng)均主要受到低頻成分的影響，集中在0～5 Hz之間，此范圍與地震波的頻率相一致，引起橋梁地震響應(yīng)的放大。

3.4 不同墩高對(duì)樁-土地震相應(yīng)的影響

地震時(shí)地震動(dòng)是從下部結(jié)構(gòu)向上傳給上部結(jié)構(gòu)以及列車(chē)上的，因此，研究地震下列車(chē)的走行性時(shí)應(yīng)該考慮橋墩高度的影響以分析墩高對(duì)橋梁地震反應(yīng)的影響，以墩高為 6、8、10、12、14、16、18和20 m進(jìn)行分析，采用El Centro地震波，地震激勵(lì)采用橫橋向+豎向地震組合（Ey+0.65Ey）。不同高度橋墩橫向振動(dòng)自振頻率見(jiàn)表 6；不同高度橋墩豎向振動(dòng)自振頻率見(jiàn)表7。以350 km/h車(chē)速橫向設(shè)計(jì)地震為例，橫向設(shè)計(jì)地震350 km/h不同墩高橋梁地震響應(yīng)峰值見(jiàn)表8。

表6 不同高度橋墩橫向振動(dòng)自振頻率Table 6 Lateral natural vibration frequencies of bridge with different pier heights

表7 不同高度橋墩豎向振動(dòng)自振頻率Table 7 Vertical natural vibration frequencies of bridge with different pier heights

表8 橫向設(shè)計(jì)地震350 km/h不同墩高橋梁地震響應(yīng)峰值Table 8 Seismic response peak values of bridges with different pier heights and 350 km/h vehicle speed under lateral design earthquake

通過(guò)上述計(jì)算可以得到如下認(rèn)識(shí)：（1）隨墩高的增加，橋梁跨中橫向/加速度基本單調(diào)增加，橫向振動(dòng)主要受到低頻成分的影響，集中在0～5 Hz之間，橫向位移傅里葉譜曲線(xiàn)見(jiàn)圖 9，不同高度橋墩橫向振動(dòng)自振頻率見(jiàn)表 6，隨著頻率的降低，與地震波的頻率相一致，引起橋梁地震響應(yīng)的放大；（2）豎向振動(dòng)主要受到低頻成分的影響，集中在 0～5 Hz之間，根據(jù)不同高度橋墩豎向振動(dòng)自振頻率（見(jiàn)表6），考慮樁-土作用前后自振頻率變化不大，導(dǎo)致不同墩高考慮樁-土前后，豎向位移隨墩高變化不大；（3）豎向加速度傅里葉譜曲線(xiàn)見(jiàn)圖10，不同高度橋墩豎向振動(dòng)自振頻率見(jiàn)表7，考慮樁-土前后受頻率影響范圍較大，在0～100 Hz之間，豎向加速度在考慮樁-土前后變化較大；在 30～40 Hz之間，60～70 Hz之間達(dá)到最大值，此時(shí)距離地震動(dòng)加速度頻率較遠(yuǎn)，說(shuō)明地震動(dòng)對(duì)結(jié)構(gòu)豎向加速度影響較小，主要與車(chē)輛荷載以及施加的軌道不平順有關(guān)。

3.5 不同地震波對(duì)樁土地震相應(yīng)的影響

結(jié)構(gòu)地震反應(yīng)是以包括一定卓越頻率成分的地震波對(duì)支承激勵(lì)的結(jié)構(gòu)強(qiáng)迫振動(dòng)，不同頻率對(duì)結(jié)構(gòu)的影響也不同，因此，應(yīng)研究不同地震波對(duì)樁-土地震相應(yīng)的影響。本文采用1940年Imperial Valley 地震El-Centro波，1966年P(guān)arkfield地震Cholame波和1987年Whittier Narrows 地震Downey-Co Maint Bldg波進(jìn)行計(jì)算。地震波記錄基本特性見(jiàn)表9；橫向設(shè)計(jì)地震350 km/h，墩高為12 m不同地震波橋梁地震響應(yīng)峰值見(jiàn)表10。

表9 地震波記錄基本特性Table 9 Earthquake ground motion properties for record set

表10 橫向設(shè)計(jì)地震350 km/h墩高12 m不同地震波橋梁地震響應(yīng)峰值Table 10 Seismic response peak values of bridges with 12 m pier height and 350 km/h vehicle speed under different earthquake waves

計(jì)算結(jié)果表明，地震頻譜通過(guò)與橋梁下部結(jié)構(gòu)的反饋?zhàn)饔酶淖兞说鼗\(yùn)動(dòng)的頻譜組成，使接近于結(jié)構(gòu)自振頻率的分量獲得加強(qiáng)，考慮樁-土前后由于不同地震波的頻譜特性不同，樁-土作用對(duì)橋梁結(jié)構(gòu)地震響應(yīng)影響也有所不同。

4 結(jié) 論

當(dāng)前橋梁的抗震設(shè)計(jì)是基于力的或者基于延性設(shè)計(jì)方法，希冀通過(guò)足夠的強(qiáng)度剛度或者利用結(jié)構(gòu)延性來(lái)抵御地震侵襲，但在結(jié)構(gòu)物耐震能力足夠的情況下地震引起的場(chǎng)地失效，比如液化、不均勻沉降、滑動(dòng)或者橫向擴(kuò)展依然會(huì)引起橋梁損壞，并且場(chǎng)地失效是引起橋梁損傷的主要原因。橋梁損傷具有嚴(yán)重后果，因此，地震激勵(lì)下土-樁基-結(jié)構(gòu)相互作用研究具有現(xiàn)實(shí)重要性，但這一問(wèn)題的復(fù)雜性自不必多言。本文基于ANSYS有限元軟件建立了兩種高速鐵路多跨簡(jiǎn)支梁橋的全橋空間分析模型，通過(guò)給出成層土的動(dòng)力阻抗，采用改進(jìn)的 Penzien模型模擬樁-土作用，計(jì)算不同工況地震作用下的高速鐵路橋梁的動(dòng)力響應(yīng)，詳細(xì)分析了樁-土作用的影響，主要結(jié)論為：

（1）當(dāng)橋梁建在軟弱土層上時(shí)，研究表明，樁-土-結(jié)構(gòu)相互作用使橋梁結(jié)構(gòu)的動(dòng)力特性及地震反應(yīng)發(fā)生改變，因此，對(duì)于此類(lèi)橋梁的抗震分析，應(yīng)考慮樁-土作用的影響；

（2）樁-土作用對(duì)橋梁橫向地震響應(yīng)影響較大，橫向設(shè)計(jì)地震作用下，考慮樁-土作用后，中跨中橫向位移增幅在6.83%～44.44%，中跨中橫向加速度增幅在17.19%～158.57%，在250～300 km/h車(chē)速時(shí)增幅最大，橋梁橫向振動(dòng)響應(yīng)均主要受到低頻成分的影響，集中在0～5 Hz之間，當(dāng)此頻率與地震波的頻率相一致，將引起橋梁橫向地震響應(yīng)的放大；

（3）樁-土作用對(duì)橋梁豎向位移響應(yīng)影響不大，橋梁豎向振動(dòng)主要受到低頻成分的影響，集中在0～5 Hz之間，豎向振動(dòng)自振頻率相差不大，且不同墩高的豎向自振頻率差別不大，導(dǎo)致豎向位移在考慮樁-土作用前后變化不大，但樁-土作用對(duì)豎向加速度的影響較大，主要通過(guò)車(chē)輛荷載和軌道不平順影響豎向加速度的變化；

（4）地震頻譜通過(guò)與橋梁下部結(jié)構(gòu)的反饋?zhàn)饔酶淖兞说鼗\(yùn)動(dòng)的頻譜組成，使接近于結(jié)構(gòu)自振頻率的分量獲得加強(qiáng)，考慮樁-土前后由于不同地震波的頻譜特性不同，樁-土作用對(duì)橋梁結(jié)構(gòu)地震響應(yīng)影響也有所不同。

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