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城市快速路高架桥抗震体系选择与经济性对比 [复制链接]

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lansebeiai 发表于 2012-4-27 17:37:15 |显示全部楼层 |          |
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城市快速路高架桥抗震体系选择与经济性对比3 P. z# x9 I$ c& T8 a) w! I1 i
——上海浦东内环线改扩建工程+ J' N+ g6 q2 K

+ P) L- R7 p7 X% P: P$ ^( [  E管仲国  李建中

) v9 ~! y" u6 [+ x# }* e

: x1 v. H; v+ Q2 P) P0 M" w: s/ w7 {
1 引言9 y/ A& m% e) p
    《国家防震减灾规划(2006—2020年)》指出,我国是世界上地震活动最强烈和地震灾害最严重的国家之一。我国占全球陆地面积的7%,但20世纪全球大陆35%的7.0级以上地震发生在我国;20世纪全球因地震死亡120万人,我国占59万人,居各国之首。我国大陆大部分地区位于地震烈度Ⅵ度以上区域;50%的国土面积位于Ⅶ度以上的地震高烈度区域,包括23个省会城市和2/3的百万人口以上的大城市。随着我国社会经济的发展,现代城市建筑群、财产、人口密度不断增大,地震直接灾害风险也不断加大,因此对地震防灾也提出了更高的要求。
% D& u, E' T' `# q- O% L    近年来,我国城市化进程不断加快,城市经济高速发展,与之相适应的各种城市纵、横、环线快速交通网路的建设需求也在不断加大。从节约城市用地的角度出发,这些快速交通网络一般采用高架桥的结构形式,它们除了为日常的经济运行提供安全、可靠、便捷的交通服务功能以外,在发生地震灾害时还须承担起人员转移、应急救灾物资输送等的任务,在灾后重建期还需为城市基础设施重建和城市经济恢复提供交通服务。因此,对这些城市快速路高架桥进行合理的抗震设计,对于确保城市交通生命线畅通,提升城市整体的抗震防灾能力具有非常重要的意义。
9 H, [( y, Z# y9 H. V
' k; j. s+ |# f# R
2 城市快速路高架桥合理抗震设防标准与性能指标" R$ i- t# L, V0 i2 B; y' S) e
    根据《城市抗震防灾规划标准》GB 50413-2007[1],以及《城市桥梁抗震设计规范》(征求意见稿)[2]的有关内容,城市快速路高架桥的合理抗震性能目标应为:当遭受多遇地震影响时,结构不发生破坏;当遭受相当于本地图地震基本烈度的地震影响时,结构仅发生有限的损坏,经检查后即可通行紧急运输或救护的车辆,经简单维修后可恢复正常运营功能;当遭受罕遇地震影响时,不发生严重破坏,经检查和抢修后可恢复部分运营功能。" j$ u4 @6 G5 [8 @" c2 C
    目前,对于基于多水平、多目标的抗震设防一般都简化为两阶段两水准的结构抗震性能设计。我国新颁布的《公路桥梁抗震设计细则》JTG/T B02-01-2008[3]即按照E1地震作用和E2地震作用进行两级设防,其中E1地震作用和E2地震作用是根据不同的设防类别通过不同的结构重要性系数将基本设防烈度下的地震作用水平转化为相应的多遇、设计或罕遇水平的地震作用。参照这一标准,同时结合城市高架桥的抗震设防目标规划要求,城市快速路高架桥的抗震设防等级宜取为B级,即对应E1地震作用和E2地震作用下的结构重要性系数分别为0.5和1.7。结合城市快速路高架桥的结构特点和桥梁结构地震易损性[4],本文给出城市快速路高架桥结构总体以及各主要构件在两级设防地震作用下的结构性能指标,如表1所示。7 s! w) [6 F* u, K, l8 T  l0 F

& K. U5 e+ x& b
  |& r' l2 w; C0 ?5 u  C* u

表1  城市快速路高架桥结构抗震设防标准与性能目标

结构体系

构件

E1地震作用

结构体系完好

桥墩 满足强度检算

  

桩基 保持弹性

  

支座 保持正常工作状态

E2地震作用

允许在易于检查和修复的位置出现塑性机制,传力方式可以改变但传力路径要明确,体系完整

桥墩 允许出现塑性铰,但应具有足够的延性以满足变形要求,保证体系完整性

  

桩基 基本保持弹性,不作为延性耗能构件

  

支座 容许剪坏,但应有明确的替代传力路径

$ d9 k. ~% U! i/ D6 C/ N

' C+ a% Y& U6 I: r& y0 l3 典型城市高架桥结构抗震体系设计  d- Q  ~4 d; c' D
3.1 桥梁概况与结构建模
& G' X+ F- C5 ]) b    以上海浦东内环线改扩建工程罗山路段高架桥建设工程为依托,分别选取典型正线桥和匝道桥为研究对象。其中正线桥标准联为4×29m四跨连续箱梁桥,桥宽24.5m,双向六车道,下部结构为门式框架墩,墩高为9.297m~9.798m,群桩承台基础,桩长41m,桩径1.0m,如图1所示。匝道桥为两联3×28.5m三跨连续箱梁桥,桥宽8.5m,下部结构为喇叭型独柱墩,墩高为8.799m~2.999m,群桩承台基础,桩长41m,桩径0.8m,如图2所示。场地土为四类软弱淤泥质粘土,场地系数1.4,反应谱特征周期为0.65s,设计地震基本加速度峰值为0.1g。图3所示为场地水平设计地震动反应谱,图4所示为与场地设计反应谱相匹配的人工时称波。

( `# \. v4 x' E! v6 g5 G) @8 X8 a9 O7 E* k' k/ W

    image001.png

      


" d  y! r' r- x3 W) P- P6 h

. u' L* N1 O+ r" F4 c- L

   图1 正线桥梁结构图示               

$ h# b6 n6 w% m9 h$ I! N


9 L8 R, s! j$ k# M

. I* v' r/ d  s

image003.png


) Q2 A" g2 ~4 `& e

图2  匝道桥梁结构图示        

8 @1 \% C" }3 B

0 k7 i: G* V1 k# v$ P+ h5 e. b


- P& \$ G$ o) o

image005.png

6 ~4 M) p5 ^, T/ k

图3 场地设计加速度反应谱


7 ?1 C1 K* }- s" H3 c& g

. b3 l7 A* [# S% _. e

1 e5 l5 ?9 P* d4 c4 U* s( g0 G% ^9 R

image007.png

! F" |+ E8 z- [/ J$ O

image009.png


5 l  `$ O5 @/ F9 y( h

image011.png

; b7 ~1 z( W$ F- O

4 加速度时称曲线


! X6 z* x8 @8 ?% y# G& h! M   
2 l  o! d; U9 K    根据连续梁桥的结构特点,建立结构三维有限元动力分析模型。其中,主梁、墩均采用空间梁单元,主梁的二期恒载采用附加分布质量进行模拟,承台模拟为质点,桩基采用等效土弹簧模拟桩土相互作用[5],普通球钢支座采用与其约束行为相适应的主从约束模拟,减隔震支座则采用与其力学行为相适应的非线性连接单元来模拟。正线桥梁以墩号为Pm29~Pm33一联四跨标准连续梁为研究对象,为考虑相邻联结构之间的动力相互作用,分别在左右两侧各增加一联相邻桥梁的结构模型,如图5所示。匝道桥模型则包括全部两联桥梁,但为减小相邻边界的影响,主要研究对象为除了与主线相连的过渡墩Pm25以及与地面道路相连的桥台的余下各墩Pr26~Pr30,如图6所示。
, r" \7 q* R3 F* _$ B! {+ }2 I  o
4 R" w6 W1 `. a1 _* C1 c+ j

image013.png


5 i- N. n+ f# F. [

图5 正线桥梁有限元模型                              

' _2 A3 o- K: o" g

% \8 G5 T6 @3 [/ K5 n
8 |% w# ~" W" h, k" p
  t' x' \& Q8 d2 p

image015.png

% H' [9 t- C5 `$ Q# A

图6 匝道桥梁有限元模型

4 J2 V1 s: I( ?$ M* V
" |7 w+ ?$ ~" R" B% M) L

- m" |$ ]' [+ b3.2 延性抗震体系设计
+ r9 `$ z" C1 i3 E3 m9 K: w7 F# Q+ i    延性抗震的主要特点是利用结构在强震下进入塑性状态,降低结构刚度,延长结构周期,使之与地震的卓越能量周期区段相远离,进而达到减震的目的[6]。此外,塑性部位的滞回机制有助于耗散传入结构的地震能量,进一步控制结构的位移响应。延性抗震体系中,结构的塑性行为一般是通过设置潜在的塑性铰来实现的,为了便于检查和修复,潜在的塑性铰区通常选择在墩身或支柱上。根据桥梁的结构形式和受力特点,正线桥梁在纵向地震作用下的潜在塑性铰位置为墩底,在横向地震作用下的潜在塑性铰位置为墩顶和墩底,匝道桥在纵、横向地震作用下的潜在塑性铰位置均位于墩底。% O; T3 m, N. M# `, d3 Q
表2和表3所示分别为正线桥梁和匝道桥梁墩底截面在两级设防地震作用下的地震响应以及能力验算状况,可以看出正线桥梁和匝道桥墩柱在E1地震作用下均处于弹性状态,但在E2地震作用下,除了匝道桥的两个矮墩Pr29和Pr30以外,其余各墩均进入延性工作状态。
- l; H4 ~: U" j8 e$ Z

6 |% t; o5 f& T$ P$ i( n

表2 正线桥梁墩底

地震输入

墩号

E1地震作用

E2地震作用

最小轴力

  

(KN)

弯矩需求

  

(KN-m)

抗弯能力

  

(KN-m)

构件

  

状态

最小轴力

  

(KN)

弯矩需求

  

(KN-m)

抗弯能力

  

(KN-m)

构件

  

状态

纵向

Pm31

8579

17472

18520

弹性

8554

59405

18500

塑性

横向

Pm29

4260

7683

10390

弹性

-3730

26125

6375

塑性

Pm30

6510

7190

12070

弹性

-1489

24446

8316

塑性

Pm31

5393

6833

11590

弹性

-2280

23235

7915

塑性

Pm32

6804

6519

12200

弹性

-454

22165

8830

塑性

Pm33

4716

6305

10610

弹性

-2116

21438

7207

塑性

注:表中纵向只给出固定墩Pm31的受力,内力为与恒载的最不利组合。

- g8 J/ [/ _& j0 N6 d' b. G/ `( p

表3 匝道桥梁墩底

地震输入

墩号

E1地震作用

E2地震作用

最小轴力

  

(KN)

弯矩需求

  

(KN-m)

抗弯能力

  

(KN-m)

构件

  

状态

最小轴力

  

(KN)

弯矩需求

  

(KN-m)

抗弯能力

  

(KN-m)

构件

  

状态

纵向

Pr27

7789

8531

9813

弹性

7656

29008

9759

塑性

Pr30

7606

6162

9763

弹性

7392

20951

9678

塑性

横向

Pr26

7856

6063

13520

弹性

7752

20614

13460

塑性

Pr27

7808

5192

13490

弹性

7719

17653

13450

塑性

Pr28

6257

4009

9182

弹性

6158

13632

9138

塑性

Pr29

7642

2496

13400

弹性

7542

8488

13350

弹性

Pr30

7670

1160

13640

弹性

7610

3944

13600

弹性

注:表中纵向只给出固定墩Pr27和Pr30的受力,内力为与恒载的最不利组合。

     对未进入延性状态的墩柱,其基础受力直接采用弹性地震响应的结果,对已进入延性状态的墩柱,其基础受力按能力保护原则进行确定。表4和表5分别为正线桥梁和匝道桥梁的最不利单桩受力与截面验算状况。可以看出,正线和匝道桥梁各墩桩基础均不满足E2地震作用下的结构性能目标要求,其中,匝道桥Pr30纵向固定墩桩基础甚至还不满足E1地震作用下的性能目标。由此可见,无论是正线桥梁还是匝道桥,其结构抗震的薄弱部位都是桩基础。这表明,在现有结构参数条件下,正线桥梁和匝道桥在强震作用下,基础将先于墩柱发生破坏。为确保结构塑性行为切实发生在预设的塑性铰区,需对各墩的桩基础进行加强。经过参数试算,将正线各墩的桩基础配筋率由0.968%提高至2.0%,匝道桥各墩桩基础则除了需将配筋率由原来的1.211%提高至2%以外,还要增补共计14根桩,才能满足E2地震作用下的性能目标需求,如表6和表7所示。
+ @- k3 C: I% v$ B+ n5 E0 ]0 o0 K  A9 v
/ x6 b, C$ Q0 |8 d) z5 l9 G

表4 正线桥梁最不利单桩

地震

  

输入

墩号

E1地震作用

E2地震作用

最小轴力

  

(KN)

弯矩需求

  

(KN-m)

抗弯能力

  

(KN-m)

构件

  

状态

最小轴力

  

(KN)

弯矩需求

  

(KN-m)

抗弯能力

  

(KN-m)

构件

  

状态

纵向

Pm31

-483

679

801

弹性

-1669

615.60

341

塑性

横向

Pm29

358

892

1111

弹性

149

1458

1037

塑性

Pm30

834

831

1282

弹性

321

1688

1098

塑性

Pm31

662

809

1223

弹性

140

1651

1033

塑性

Pm32

950

788

1323

弹性

277

1751

1082

塑性

Pm33

578

790

1190

弹性

83

1551

1014

塑性

注:表中纵向只给出固定墩Pm31的基础受力,内力为与恒载的最不利组合。

表5 匝道桥梁最不利单桩

地震

  

输入

墩号

E1地震作用

E2地震作用

最小轴力

  

(KN)

弯矩需求

  

(KN-m)

抗弯能力

  

(KN-m)

构件

  

状态

最小轴力

  

(KN)

弯矩需求

  

(KN-m)

抗弯能力

  

(KN-m)

构件

  

状态

纵向

Pr27

-83

294

585

弹性

-813

386

373

塑性

Pr30

-265

667

531

塑性

-2098

1208

拉断

横向

Pr26

451

230

728

弹性

-1588

420

128

塑性

Pr27

572

255

761

弹性

-1783

531

67

塑性

Pr28

430

289

723

弹性

-2136

673

拉断

Pr29

1061

202

876

弹性

-596.48

687

431

塑性

Pr30

1450

117

969

弹性

720.30

399

795

弹性

注:表中纵向只给出固定墩Pr27和Pr30的基础受力,内力为与恒载的最不利组合。

表6 正线桥梁基础加强后E2地震作用下最不利单桩验算

地震

  

输入

墩号

增补

  

桩数

桩基配

  

筋率

E2地震作用

最小轴力(KN)

弯矩需求(KN-m)

抗弯能力(KN-m)

构件状态

纵向

Pm31

0

2%

-1669

615

1330

弹性

横向

Pm29

0

2%

149

1458

1859

弹性

Pm30

0

2%

321

1688

1991

弹性

Pm31

0

2%

140

1651

1936

弹性

Pm32

0

2%

277

1751

1979

弹性

Pm33

0

2%

83

1551

1918

弹性

注:表中纵向只给出固定墩Pm31受力,内力为与恒载的最不利组合。

表7 匝道桥梁基础加强后E2地震作用下最不利单桩验算

地震

  

输入

墩号

增补

  

桩数

桩基配

  

筋率

E2地震作用

最小轴力(KN)

弯矩需求(KN-m)

抗弯能力(KN-m)

构件状态

纵向

Pr27

2

2%

-813

386

738

弹性

Pr30

8

2%

-263

695

881

弹性

横向

Pr26

0

2%

-1330

4140

587

弹性

Pr27

2

2%

-1588

420

517

弹性

Pr28

4

2%

-1227

549

617

弹性

Pr29

0

2%

-774

602

744

弹性

Pr30

8

2%

-596

687

790

弹性

注:表中纵向只给出固定墩Pr27和Pr30的基础受力,内力为与恒载的最不利组合。

: G8 }' ]; o0 [* V6 o
0 ^9 ]7 s8 b# U+ S
3.3 减隔震体系设计
  S+ N$ S4 ^9 `: [6 L6 I2 w+ f& r  Z- O    减隔震设计是通过特定的减隔震装置来提供地震作用下的柔性支撑和阻尼耗能机制,从而避免主体结构发生严重损伤[7]。常用的支座类减隔震装置包括橡胶类支座和摩擦摆式支座。由于正线桥主梁较重,难以采用橡胶支座,可采用承载能力较大的摩擦摆式减隔震支座[8-10]。为在纵、横桥向均实现减隔震,并尽可能提高摆式支座的震后自复位能力,正线桥梁各支座均采用双曲球面摆式支座,曲面半径为5m。其中,固定墩Pm31纵向及各墩横向通过支座上设置的临时限位装置提供正常使用条件下的约束机制,具体布置状况见表8所示。匝道桥主梁较轻,则可采用铅芯橡胶支座进行减震。其中,Pm25、Pr28和Pr31墩台处为LRB3000kN支座,其余各墩处均为LRB5000kN支座,两种铅芯橡胶支座的主要性能参数见表9所示。
0 k0 p" E# a4 g5 j
% U; r, B2 a* u+ O
1 Z+ A  v$ _( h6 r

image017.png

8 {8 R; a% w9 r: G; r* B* s2 E

, M  L4 C. h. q; q6 b) ^

摩擦摆式支座和铅芯橡胶支座的力学模型均可采用Bouc-Wen模型[11](图7),其力学计算表达式可表示为:8 }: G* b* Z& \+ `1 w) D

QQ截图20120427172342.jpg

      

8 e! U. G9 g5 t
    其中, image022.gif
为支座水平剪力, image024.gif
为支座相对变形, image026.gif
为模型内部滞回变量[sup][12][/sup]。对于摩擦摆式支座, image028.gif
为临界滑动等效刚度,可近似由支座的滑动摩擦力和临界滑动变形求得 image030.gif
,其中 image032.gif
为摩擦系数,一般取0.02, image034.gif
为恒载压力, image036.gif
为临界滑动变形,可取0.5~2mm, image038.gif
为二次刚度 image040.gif
image042.gif
为曲面半径, image044.gif
为滑动摩擦力 image046.gif
;对于铅芯橡胶支座, 为一次刚度, 为二次刚度, 为铅芯屈服力。- I. Q& _) B: B! [) M' D
- i4 i4 U& ?& Z9 E
& X" [9 z3 P' z

表8 正线桥梁摩擦摆式支座布置

支座位置

Pm29、Pm33

Pm30、Pm32

Pm31

左支座

FPS6000DX

FPS  15000DX

FPS  12500HX(平转90度)

右支座

FPS6000HX

FPS  15000DX

FPS  12500GD

注:GD表示在纵横向均设临时限位,HX表示在横向临时限位,DX表示不设限位。

表9 铅芯橡胶支座性能参数

支座

一次刚度

  

(kN/m)

二次刚度

  

(kN/m)

铅芯屈服力

  

(kN)

等效刚度

  

(kN/m)

等效

  

阻尼比

LRB3000

16400

2500

192

3600

17.4%

LRB5000

29300

4500

323

6200

15.9%

注:等效刚度比和等效阻尼比为对应100%橡胶剪应变计算。
. g4 y5 f+ }4 d$ m1 `! h% w2 l& a  a  W/ r7 u
    根据上述参数,进行结构减隔震体系地震响应分析与验算,结果如表10和表11所示(仅给出E2地震作用下的结果)。可见,在现有结构设计参数下,采用减隔震体系,墩身和基础设防地震作用下均处于弹性工作状态,无明显损伤。

+ c5 n5 x2 t, K4 @2 I( w# a  ^/ C
& Y! z9 d7 e% E  m8 c
, u; `  F5 V$ g3 a3 \4 \( D

表10 正线桥梁减隔震体系主要分析结果(E2地震作用)

地震

  

输入

墩号

墩底截面

最不利单桩

最小轴力

  

(KN)

弯矩需求

  

(KN-m)

抗弯能力

  

(KN-m)

构件

  

状态

最小轴力

  

(KN)

弯矩需求

  

(KN-m)

抗弯能力

  

(KN-m)

构件

  

状态

纵向

Pm29

7535

4436

16560

弹性

1100

492

1369

弹性

Pm30

9671

5459

19160

弹性

1409

512

1470

弹性

Pm31

8570

4508

18510

弹性

1284

524

1430

弹性

Pm32

9656

5259

19150

弹性

1429

516

1476

弹性

Pm33

7531

4200

16560

弹性

1117

516

1375

弹性

横向

Pm29

6390

2290

11380

弹性

1216

724

1407

弹性

Pm30

8541

2583

12920

弹性

1597

727

1531

弹性

Pm31

7342

2258

12420

弹性

1384

755

1461

弹性

Pm32

8563

2492

12930

弹性

1596

737

1531

弹性

Pm33

6411

2168

11390

弹性

1211

766

1407

弹性

注:表中内力为与恒载的最不利组合。

表11 匝道桥梁减隔震体系主要分析结果(E2地震作用)

地震

  

输入

墩号

墩底截面

最不利单桩

最小轴力

  

(KN)

弯矩需求

  

(KN-m)

抗弯能力

  

(KN-m)

构件

  

状态

最小轴力

  

(KN)

弯矩需求

  

(KN-m)

抗弯能力

  

(KN-m)

构件

  

状态

纵向

Pr26

7761

10123

10152

弹性

-327

398

512

弹性

Pr27

7700

9755

9777

弹性

-372

452

499

弹性

Pr28

6177

7069

9148

弹性

-243

418

538

弹性

Pr29

7599

5229

9737

弹性

324

426

697

弹性

Pr30

7597

3864

9735

弹性

461

499

734

弹性

横向

Pr26

7899

12106

13540

弹性

-719

434

436

弹性

Pr27

7844

11321

13510

弹性

-629

438

442

弹性

Pr28

6298

9188

12650

弹性

-581

430

436

弹性

Pr29

7684

6594

13430

弹性

81

436

628

弹性

Pr30

7695

5037

13430

弹性

374

469

708

弹性

注:表中内力为与恒载的最不利组合。

) F) ?+ |: B3 q* {! L2 x5 E" i
3.4 两种抗震体系结构抗震性能对比
" k! U2 B2 L8 E' f! J    由以上分析可以看出,基于延性是利用结构构件特定部位在地震作用下进入塑性状态,从而达到延长周期和耗散地震能量的功效,但与此同时,构件本身在震后将不可避免的产生一定的损伤,延性抗震设计则要控制这种损伤在一定的限度范围内,从而达到防止结构倒塌,并满足震后限载通行的需要,在灾后恢复和重建阶段,则需首先对结构进行必要的修补和加固,以恢复其完全通行能力。减隔震体系则是通过特定的减隔震装置来实现减震的目的,地震引起的变形和地震能量的耗散均主要发生在减隔震装置上,从而避免主体结构发生过大的地震损伤。此外,减隔震装置一般在震后都具有一定的自复位能力,因此,按照减隔震设计的桥梁震后一般经过简单的检查或简单的辅助复位作业即可具有完全通行能力。在灾后恢复和重建阶段,通常也不需要进行额外的修复加固工作,即使是超过设防水平的地震作用导致减隔震装置发生过大的变形破坏而不宜继续使用时,更换新的减隔震装置也较为方便。表11所示即正线桥梁和匝道桥在两种结构抗震体系下结构性能的对比状况,可以看出,尽管延性抗震体系和减隔震体系均能满足结构在两级地震设防下的预期性能目标要求,但后者的结构性能表现明显要优于前者。; D! ?9 E, H" E
5 h1 q: T: o2 C8 }+ F8 z' @* B- U

+ ?0 U" l2 u1 @! t6 F& ^

表11  正线和匝道桥在不同抗震体系下的结构抗震性能对比

延性抗震体系

减隔震体系

E1地震作用

结构整体保持弹性,桥梁结构功能不发生退化;

结构主体保持弹性,桥梁结构功能不发生退化;

E2地震作用

结构整体处于弹塑性状态,桥墩发生较大损伤,但未倒塌,满足限载通行的要求;

  

震后需对损伤的桥墩进行加固维修或更换;

结构主体保持弹性,减隔震支座产生较大的变形耗散地震能量,桥梁结构功能不发生退化;

  

震后不需要维修或进行简单维修即可;

/ M: C% i1 z! ]' `6 _: N. V' F

4 `# t0 a$ E0 @* Y4 抗震体系工程经济性对比1 W" `3 w( C( G: o6 T8 N
    对比两种抗震设计体系的实现方式和过程,延性抗震体系是通过在原设计基础上加强桩基来满足延性结构体系所必需的能力设计要求,从而确保结构塑性发生在墩底部位;减隔震体系则是是将普通支座更换为减隔震支座,进而大幅度减小结构地震响应,并使墩身和基础在原设计条件下均保持为弹性工作状态。为进一步比较两种抗震体系在工程经济性上的差异,本文以正线桥梁和匝道桥的原设计方案为基准,分别按照延性抗震体系和减隔震体系统计结构的新增工程数量及相应造价,如表12和表13所示。其中,混凝土和钢筋单位工程造价按照上海市市政公路造价信息2008年9月份价格测算,支座按招标采购价计算。从表中数据统计结果可以看出,无论是正线桥还是匝道桥,采用减隔震体系均具有更好的经济性,其中正线桥梁采用减隔震体系每联桥可节约工程造价约64.42万元,匝道工程可节约造价约65.78万元。# J! q# X1 m  r6 [5 n6 w4 T
( k+ n9 L2 G0 R( M7 c! O
0 o" B" s! A- Q* I

表12 正线桥梁抗震体系新增预算对比

墩号

延性抗震体系

减隔震体系

原桩数

加桩数

混凝土增量

  

(m^3)

钢筋增量

  

(kg)

新增预算费用

  

(万元)

QZ支座价格

  

(万元)

FPS价格

  

(万元)

新增预算

  

(万元)

Pm29

12

0

0.000

26317

21.18

1.86

5.04

3.18

Pm30

12

0

0.000

26317

21.18

6.48

18.28

11.80

Pm31

12

0

0.000

26054

21.18

4.78

16.30

11.52

Pm32

12

0

0.000

26580

21.18

6.48

18.28

11.80

Pm33

12

0

0.000

26317

21.18

1.86

5.04

3.18

合计

60

0

0.000

131585

105.90

21.46

62.94

41.48

     注:表中支座价格为两个支座之和。

表13 匝道桥梁抗震体系新增预算对比

墩号

延性抗震体系

减隔震体系

原桩数

加桩数

混凝土增量

  

(m^3)

钢筋增量

  

(kg)

新增预算费用

  

(万元)

QZ支座价格

  

(万元)

FPS价格

  

(万元)

新增预算

  

(万元)

Pr26

5

0

0.000

3905

3.14

1.48

3.05

1.57

Pr27

5

2

40.211

7787

11.50

1.48

3.05

1.57

Pr28

5

4

80.422

11708

19.88

1.68

3.9

2.22

Pr29

5

0

0.000

3867

3.11

1.48

3.05

1.57

Pr30

5

8

160.845

19549

36.65

1.48

3.05

1.57

合计

30

14

281.478

46816

74.28

7.6

16.1

8.50

注:表中支座价格为两个支座之和。

1 M/ r& p# Z9 O" i. P; m, y
/ L  f& I4 ^. v5 q- r6 F
5 结论
; H5 E7 |- |. f4 S- L% G本文探讨了城市高架桥的抗震设防标准与结构性能目标。以上海市内环线改扩建工程罗山路段高架桥为例,分别按照延性抗震体系和减隔震体系进行结构抗震设计,比较了两种体系所对应的结构抗震性能。在此基础上,进一步比较了两种抗震体系的经济性。结果表明,采用减隔震体系,不仅可以获得更优的结构抗震性能,并且还能非常可观地节约工程造价。
" C6 ]( F! d7 c9 B# V5 c9 H, A: g9 g6 @4 A2 X
参考文献) Q7 b% Y' ^* M$ I3 D3 F3 N- v& `1 G. k" q
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中华人民共和国国家标准.城市抗震防灾规划标准GB 50413-2007.北京:中华人民共和国建设部,2007.' }) W5 S8 T+ u" Q
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城市桥梁抗震设计规范(征求意见稿),2009.7 V! O, a2 R& F3 W3 b; h
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中华人民共和国行业推荐性标准.公路桥梁抗震设计细则JTG/T B02-01--2008.北京: 人民交通出版社,2008.2 }% |& n+ p* R2 R- F/ f8 o
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& _2 i* `- s. ]2 J4 ]0 t+ w) c8 @7 l% q
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fuqidaxian 发表于 2012-5-19 16:09:20 |显示全部楼层
真的吗?太好了,非常喜欢

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pengcm2001 发表于 2012-6-7 01:20:58 |显示全部楼层
我觉得挺好的,大家的看法呢
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