1.前言 2008年5月12日，印度洋板块向亚欧板块俯冲，造成青藏高原快速隆升导致地震。高原物质向东缓慢流动，在高原东缘沿龙门山构造带向东挤压，遇到四川盆地之下刚性地块的顽强阻挡，造成构造应力能量的长期积累，最终在龙门山北川—映秀地区突然释放，汶川遭遇8级强震猝然袭来。这次强震造成了巨大的破坏，桥梁的大量破坏导致了救援工作的延迟，主要表现在桥墩箍筋配置过弱导致剪切等脆性破坏，盖梁长度过短导致落梁等，这次震灾再次引起了全国范围内对地震设计的重视。2008年10月1日，交通运输部颁布了《公路桥梁抗震设计细则》(JTG/T B02-01-2008)（以下简称“新抗震规范”），首次提出了两水平设防，两阶段设计的思想。
1.前言
2008年5月12日，印度洋板块向亚欧板块俯冲，造成青藏高原快速隆升导致地震。高原物质向东缓慢流动，在高原东缘沿龙门山构造带向东挤压，遇到四川盆地之下刚性地块的顽强阻挡，造成构造应力能量的长期积累，最终在龙门山北川—映秀地区突然释放，汶川遭遇8级强震猝然袭来。这次强震造成了巨大的破坏，桥梁的大量破坏导致了救援工作的延迟，主要表现在桥墩箍筋配置过弱导致剪切等脆性破坏，盖梁长度过短导致落梁等，这次震灾再次引起了全国范围内对地震设计的重视。2008年10月1日，交通运输部颁布了《公路桥梁抗震设计细则》(JTG/T B02-01-2008)（以下简称“新抗震规范”），首次提出了两水平设防，两阶段设计的思想。
2.地震设计流程
桥梁的抗震设计应重视抗震概念设计，才能保证结构本身具有较好的抗震性能，具体可参考新抗震规范条款9.2，本文仅以某连续刚构为背景，详细介绍采用新抗震规范进行非特殊桥梁抗震设计的方法和思路。
采用新抗震规范进行设计的基本流程：
⑴ 首先依据新抗震规范表3.1.2的适用范围，确定桥梁的抗震设防类别。本桥主跨为140m，属于B类。
⑵ 新抗震规范表6.1.4中确立了抗震分析的计算方法，本桥按多振型反应谱法进行地震分析。
⑶ 先确定桥梁所在区域的设防烈度和地震动峰值加速度（新抗震规范表3.2.2），然后依据新抗震规范条款5.2确定反应谱曲线。本桥属于高速公路的桥梁，抗震重要性系数按新抗震规范表3.1.4-2中括号内取值；阻尼为按新抗震规范条款9.3.6取为0.05。图1为地震荷载反应谱曲线。
⑷ 进行结构特征值分析和反应谱分析。
结构特征值分析不在于精细地模拟，而重点要真实、准确地反映结构质量、刚度、结构阻尼及边界条件。因此分析时，一定要进行二期荷载的质量转换，才能确保计算的精确。
⑸ 进行结构内力和变形验算。E1地震下验算结构的内力，保证结构处于弹性；E2地震作用下，验算结构内力是否满足，如不满足则按延性设计，进行位移验算。
3. 动力特性分析
结构特征值分析（即模态分析）是结构动力分析的基础。本文采用MIDAS/Civil 2006建立空间有限元模型，主梁和基础（桥墩、承台和桩基）采用三维梁单元。为了真实模拟桩—土作用，假定土介质是线弹性的连续介质，等代土弹簧刚度由土介质的动力m值计算。
本文采用子空间迭代法进行模态分析，计算选取前300阶振型以保证反应谱分析在计算方向上有90%以上的参与质量，限于篇幅本文列出了前10阶的模态（表1所示）和前6阶振型图（图2～图7所示）。
表1 不同桥墩形式的前10阶结构自振模态
|
模态
|
频率
|
周期
|
振型描述
|
|
1
|
0.294
|
3.407
|
桥墩1阶对称横向弯曲
|
|
2
|
0.475
|
2.105
|
桥墩1阶纵向弯曲
|
|
3
|
0.626
|
1.596
|
桥墩1阶反对称横向弯曲
|
|
4
|
1.159
|
0.863
|
主梁1阶对称竖弯
|
|
5
|
1.381
|
0.724
|
主梁1阶横弯
|
|
6
|
2.066
|
0.484
|
桥墩2阶反对称横向弯曲
|
|
7
|
2.067
|
0.484
|
桥墩2阶对称横向弯曲
|
|
8
|
2.079
|
0.481
|
主梁1阶反对称竖弯
|
|
9
|
2.316
|
0.432
|
主梁2阶对称竖弯
|
|
10
|
2.592
|
0.386
|
主梁2阶反对称竖弯
|
从表1中结构的前10阶振型可得到以下结论：
1.本桥基频为0.294Hz，周期为3.407s，说明本桥刚度较大；
2.本桥前10阶振型中第1，3，6和7阶为桥墩横向的振动，第2阶为桥墩纵向的振动，说明本桥横向刚度比纵向刚度弱；
3. 本桥前10阶中没有出现扭转振动，说明本桥扭转刚度较大。
4 地震反应谱分析及结构响应
依据《公路桥梁抗震设计细则》JTG/T B02-01-2008的规定,对于B类设防的桥梁，E1地震作用下结构不应发生损伤，即结构应处于弹性范围；E2地震作用下结构不致于倒塌，经临时加固可供维持应急交通。E2地震作用引入了能力保护原则，采用延性设计的方法，确保塑性铰在选定的位置出现，并且不发生剪切破坏的脆性破坏形式。
地震输入采用两种方式：1）纵向＋竖向；2）横向＋竖向，结构振型按CQC法进行组合，地震方向按SRSS法进行组合。按照恒载和地震荷载作用下的最不利情况进行组合，轴力组合为最小的恒载轴力和地震产生的最大轴力值之差，弯矩组合为恒载产生的弯矩与地震产生的弯矩的绝对值之和。
从图8可看出，最大弯矩发生在桥墩底部，因此将墩底设定为塑性铰发生的区域。通过对桥墩控制断面进行P-M-Φ分析，得到相关断面的抗弯能力，从而进行抗震验算。在抗弯承载能力在E1荷载作用下取截面的初始屈服弯矩；在E2荷载作用下取等效屈服弯矩。
表2 地震荷载作用下桥墩强度验算
|
位
置
|
荷载组合
|
结构内力
|
结构抗力
|
安全
系数 |
|||
|
N
|
My
|
Mz
|
Mu,y
|
Mu,z
|
|||
|
墩
顶
|
恒+(E1.X+Z)
|
82260
|
348894
|
0
|
1264741
|
0
|
3.63
|
|
恒-(E1.X+Z)
|
99268
|
-242102
|
0
|
-1066761
|
0
|
4.41
|
|
|
恒+(E1.Y+Z)
|
82647
|
150001
|
73985
|
815631
|
402292
|
5.44
|
|
|
恒-(E1.Y+Z)
|
98882
|
-43209
|
-73985
|
-238999
|
-409228
|
5.53
|
|
|
恒+(E2.X+Z)
|
76308
|
555743
|
0
|
798880
|
0
|
1.44
|
|
|
恒-(E2.X+Z)
|
105221
|
-448950
|
0
|
-1795801
|
0
|
4.00
|
|
|
恒+(E2.Y+Z)
|
76964
|
217625
|
125774
|
1292146
|
746784
|
5.94
|
|
|
恒-(E2.Y+Z)
|
104565
|
-110832
|
-125774
|
-713484
|
-809671
|
6.44
|
|
|
墩
底
|
恒+(E1.X+Z)
|
181742
|
917124
|
0
|
1175065
|
0
|
1.28
|
|
恒-(E1.X+Z)
|
214845
|
-635402
|
0
|
-1171522
|
0
|
1.84
|
|
|
恒+(E1.Y+Z)
|
182181
|
246319
|
422868
|
469545
|
806092
|
1.91
|
|
|
恒-(E1.Y+Z)
|
214405
|
35403
|
-422868
|
68594
|
-819307
|
1.94
|
|
|
恒+(E2.X+Z)
|
170156
|
1460508
|
0
|
1293331
|
0
|
0.89
|
|
|
恒-(E2.X+Z)
|
226431
|
-1178786
|
0
|
-1620830
|
0
|
1.38
|
|
|
恒+(E2.Y+Z)
|
170903
|
320139
|
718876
|
350152
|
786270
|
1.09
|
|
|
恒-(E2.Y+Z)
|
225684
|
-38417
|
-718876
|
-72032
|
-1347892
|
1.88
|
从表2可知，桥墩底部控制断面在E2地震荷载（纵向为主）作用下强度不够，常规的设计方法是加大截面尺寸和配置较多的纵向钢筋来解决强度的问题，显然这是不经济的，新抗震规范规定了E2地震作用下结构可出现有限损失但不倒塌，因此应按延性设计方法进行桥墩的抗震设计，本桥预先设定墩底位置在地震作用下出现塑性铰，然后进行位移验算，并按规范第8章节的“延性构造细节设计”进行桥墩钢筋的配置，在此不再赘述。
5.结论
桥梁结构应尽量避免在地震中发生剪切的脆性破坏，延性设计思想避免了这一情况的出现，目前部分设计单位对此认识不够重视，尤其表现在桥墩的箍筋配置较弱，而纵向钢筋配置较强。从日本、新西兰等地震多发国家的桥梁结构来看，箍筋的含筋率普遍比我国桥梁高，因此抗震设计的关键是要提高广大工程师的抗震概念。《公路桥梁抗震设计细则》对桥梁抗震提出了比较具体的设计方法，有助于提高我国桥梁的抗震性能，避免今后遭受更大的地震破坏，桥梁设计中应重视并严格执行。
