青岛海湾大桥地震作用下的车桥动力响应研究
波浪与地震作用下桥梁下部结构的动态损伤分析
波浪与地震作用下桥梁下部结构的动态损伤分析【摘要】桥梁下部结构不仅会受到波浪作用，同时还需要预防地震作用，因此研究地震和波浪联合作用对桥梁下部结构动力响应的影响具有重要意义。
该文采用Morison方程来研究波浪作用，并利用辐射波浪理论求解桥墩地震动水压力，建立地震和波浪联合作用下的深水桥梁动力响应分析方法。
分析得到，地震动水压力作用增大了桥梁结构的动力响应；波浪沿桥梁不同方向入射时波浪力对桥梁结构的动力响应影响有所不同，相对地震作用而言波浪影响较小；波浪和地震联合作用时桥梁结构的动力响应并不是两者单独作用下动力响应幅值的简单累加。
由此得出结论：深水桥梁动力响应分析应合理考虑地震和波浪作用。
【关键词】桥梁；地震作用；波浪作用一、国内外发展状况随着我国经济建设的迅猛发展，陆岛交通的问题日益显现，桥梁建设也正从跨越江河和内海向跨越外海、海峡发展。
由于跨海大桥的基础是建造在浩瀚大海的海底，施工具有很大的难度。
因此减少桥梁基础的数量，常常是跨海大桥极力追求的。
减少跨海大桥的基础数量，必须要以特大跨度的桥梁上部结构一大跨度桥式的配合和支持。
悬索桥和斜拉桥两种桥式满足以上条件。
这些跨海峡桥梁不但跨径大，而且桥位处水深海洋环境因素复杂。
台风及台风掀起的巨浪破坏力极大。
因此，考虑台风以及台风掀起巨浪这种破坏性环境荷载的实际动力特征、随机性和耦合性，发展波浪作用下结构的随机响应分析方法，对跨海峡桥梁的设计和建造来说有着重要的意义。
二、波浪作用与波长相比尺度较小的细长柱体的波浪力计算，在工程中广泛采用Morison方程。
Morison等人认为，作用于结构上的水平波力FH 包括两个部分：一是波浪水质点运动的水平速度u引起对柱体的水平拖曳力FD，另一是波浪水质点运动的水平ü加速度引起的对柱体的水平惯性力F1。
又认为波浪作用在柱体上的拖曳力的模式与单向定常水流作用在柱体上的拖曳力模式相同。
作用于直立柱体任意高度z处单位高度三、地震动水压力与地震与波浪联合作用地震作用下深水桥墩地震动水压力求解主要利用辐射波浪理论，采用柱坐标系or？兹z，使or？兹在水底，oz轴通过柱体中心并且向上为正。
地震作用下深水桥梁响应分析
地震作用下深水桥梁响应分析摘要：总结了动水压力对桥墩的影响机理，总结了目前对动水压力的计算方法，分析了地震作用下深水桥梁的响应特征。
研究表明：目前计算结果精确高效经济，一般采用半解析半数值的方法来求解动水压力。
现有研究中研究中采用的桥墩形式较为简化和单一，桥墩截面形式大多为圆形、矩形常规截面，而在现实工作中截面形式复杂多样，应该进行更多形式的深水桥梁地震响应研究。
关键词：深水桥梁；动水压力；Morision方程引言随着我国经济的快速发展，对交通运输业的要求也越来越突出。
随着我国对交通基础设施的大力建设，道路里程越来越长，桥梁数量也在快速增加，并且许多桥梁需要跨越江河湖泊以及水库。
而在我国西南地区这类桥桥梁数量众多，并且该地区也是我国地震多发地带，而桥墩是桥梁的主要抗震构件，地震对其影响不容忽视。
深水桥梁与陆上桥梁有很大不同，在地震荷载作用下，深水桥墩与周围水体发生相互作用。
首先是在地震作用下桥墩发生水平位移对手水体产生影响，而水体在激励下也会反作用与桥墩，从而产生墩水耦合效应增大桥墩的地震响应，因此明确认识墩水耦合作用机理，建立合理有效的墩水耦合抗震分析方法，不仅可以保障人民生命财产安全，也将节约国家经济成本建设，因此对我国交通事业的发展和提高深水桥梁抗震设计有重大意义。
有许多学者对深水桥梁抗震进行了研究，本文将继续对深水桥梁响应进行分析。
1、动水压力作用机理地震激励下，水与结构两相介质之间存在相互作用。
结构在地震激励下会产生运动或变形，其运动或变形改变了流体荷载的分布和大小，流体荷载产生的动水压力又反过来影响结构的运动或变形，是典型的流固耦合振动问题。
2、地震动水压力计算对于动水压力的计算，国内外学者已经进行了大量研究。
主要有以下几种方法一是基于Morision方程的附加质量法，二是辐射波浪法，三是数值法。
2.1Morision方程它是一个半经验半理论的方法，当桥墩横向尺寸较小时（d/l≤0.2），假定其存在对波浪运动无显著影响，桥墩的动水压力可根据半经验半解析的Morision 方程得到。
基于近断层地震响应的大跨矮塔斜拉桥动力优化
基于近断层地震响应的大跨矮塔斜拉桥动力优化基于近断层地震响应的大跨矮塔斜拉桥动力优化近断层地震是指发生在距离构造断裂带较近的地震活动，具有较大的破坏性和危险性。
在地震频繁的地区，如亚洲的地震带，建造桥梁需要考虑到地震对桥梁结构的影响。
大跨矮塔斜拉桥作为一种重要的桥梁形式，其动力性能的优化设计显得尤为重要。
本文将以基于近断层地震响应的大跨矮塔斜拉桥动力优化为主题，探讨该桥梁结构的关键问题和优化策略。
桥梁结构的动力响应受到地震波的作用，地震波会引起桥梁结构的振动和应力变化。
在近断层地震条件下，地震波的频率和强度会发生突变，对大跨矮塔斜拉桥的动力响应提出了更高的要求。
因此，动力优化设计是确保大跨矮塔斜拉桥承受地震荷载的基本保障。
大跨矮塔斜拉桥的动力优化设计需要从几个方面考虑。
首先，应选择合适的地震波进行响应分析，该地震波应能够充分覆盖设计地震条件下的情况。
其次，需要对桥梁结构进行全面的动力分析，包括固有频率、模态形态、振型等参数的计算。
通过分析不同频率和振型的响应，可以确定桥梁结构的破坏机制和处于危险状态的部位。
最后，可以通过调整桥梁结构的刚度和阻尼特性，来优化其动力性能。
在大跨矮塔斜拉桥的动力优化设计中，还需要考虑桥梁结构的几何形状和材料特性。
例如，根据近断层地震的特点，桥梁的水平和垂直自由度应充分考虑，并采取相应的增强措施。
此外，桥梁的线形设计和结构布置也应符合地震荷载的要求，以确保桥梁在地震中能够具备足够的稳定性和抗震能力。
在材料方面，应选择适当的材料和强度设计参数，以满足地震荷载的要求。
动态分析的结果常常需要和具体设计目标进行综合考虑，从而实现动力性能的最优化。
桥梁结构的动力性能可通过多种形式进行优化，如振动频率的减小、位移幅度的降低等。
通过结构形状的调整、支座刚度的变化等措施，可以提高桥梁的阻尼效果，从而减小动力荷载对结构的影响。
此外，还可以适当增大断面尺寸和材料的强度，以提高桥梁的抗震能力。
青岛海湾大桥栈桥贝雷内力分析
青岛海湾大桥栈桥贝雷内力分析摘要：青岛海湾大桥三合同段工程除被交道路改建外均为海上施工，海上施工在于施工环境的转换，它在很大程度上依赖于临时设施的搭设，只有有针对性、阶段性的施工完临时工程，才能展开主体工程的流水施工，才能保质保量如期完工。
便桥主纵梁选用321军用贝雷架，下横梁采用I45a工字钢，桥墩采用Φ800×8mm（2根）和Φ600×8mm（过渡墩处4根）钢管桩,钢管桩中心间距4.0m，3孔一联,为加强基础的整体稳定性，每排钢管桩间均采用[20号槽钢以平联加剪刀撑的形式连接成整体，墩顶横梁采用2I45a工字钢，放在钢管桩槽口内，与牛腿焊接。
便桥拟采用的结构形式为六排单层贝雷桁架，贝雷片间距0.45m，三片为一组,组与组之间每3米设一道剪刀撑（用[8槽钢制作,螺栓连接），贝雷梁与下横梁连接用槽钢或角钢焊接限位。
贝雷组净距为2.6m，标准跨径为15m；横向分配梁为I25a型工字钢，间距0.75m,贝雷梁与I25a横向分配梁采用骑马螺栓连接；纵向分配梁为I12.6，间距为0.35m,I25a横向分配梁与I12.6纵向分配梁采用点焊定位；桥面板采用10mm的钢板，满铺，间断焊接连接。
护栏立杆采用Φ48mm 的钢管焊接在横向分配梁上，高度1.5m,间距1.5m；扶手采用Φ48mm的钢管与立杆钢管焊接连接；竖直方向每40cm焊接一道Φ6的圆钢作为横撑。
关键词：贝雷栈桥计算海湾桥1前言新建施工便桥全长约 4.0Km，桥面宽 6.0m，标高与已建施工便桥一致为+6.10m，标准跨为15m，非标准跨径采用12-15米。
便桥搭设时利用50T履带吊加振动锤在已有施工便桥上采用“钓鱼法”进行钢管桩下沉施工，根据施工进度，采用与打桩船打桩浮吊架设上部结构相结合的施工方法，以满足水上施工进度要求。
根据地质报告B、C匝道桥及主线段的弱风岩层厚度均能满足钢管桩深度的要求。
2、贝雷梁内力计算便桥主纵梁选用321军用贝雷架，下横梁采用I45a工字钢，桥墩采用Φ800×8mm（2根）和Φ600×8mm（过渡墩处4根）钢管桩,3孔一联。
Izmit海湾大桥的抗震分析-COWI公司
Modelling of soil-structure interaction for seismic analyses of the Izmit Bay Bridge Modélisation de l’interaction sol-structure pour l’analyse sismique du pont de la baie d’IzmitLyngs J. H., Kasper T., Bertelsen K.S.COWI A/S, DenmarkABSTRACT: The Izmit Bay Bridge will carry the new Gebze-Orhangazi-Bursa-İzmir motorway across the Sea of Marmara at the Bay of Izmit, Turkey. The suspension bridge with 1550 m long main span will be subjected to strong seismic events. The tower foundations are prefabricated reinforced concrete caisson structures that are installed on prepared gravel beds on Pleistocene deposits, reinforced by driven steel pile inclusions. The design allows for limited permanent displacements in the subsoil and in the gravel-caisson interface during high magnitude seismic events, in order to limit the forces imposed on the superstructure. The displacements and forces in the bridge during seismic events are calculated in displacement-based time history analyses in a global finite element model. This paper describes how the behaviour of the gravel bed and the reinforced subsoil is modelled by distributed sets of vertical and horizontal translational springs, dashpots and gapping elements. The nonlinear horizontal springs are based on hyperbolic relations, generalised in two dimensions, coupled with the local vertical stress and capable of producing hysteresis according to the extended Masing rules. The paper demonstrates an advanced, yet feasible, modelling method that has been put into practice.RÉSUMÉ : Le pont de la baie d'Izmit portera la nouvelle autoroute Gebze-Orhangazi-Bursa-Izmir dans la baie d'Izmit en Mer Marmara, en Turquie. Le pont suspendu avec une travée principale 1550 m de long sera soumis à de fortes contraintes sismiques. Les fondations des pylônes sont des caissons en béton armé préfabriqués installés sur des assises granulaires préparées sur les dépôts du Pléistocène renforcés par des pieux en acier. Afin de réduire les forces exercées sur la superstructure lors d’événements sismiques de magnitude élevée, le concept de fondation autorise des déformations permanentes à l’interface entre le caisson et l’assise granulaire ainsi que dans les matériaux du sol naturel. Les déformations et efforts dans la superstructure lors d'événements sismiques sont calculés sur la base d’accélérogrammes de déplacements dans un modèle global aux éléments finis. Cet article décrit les méthodes de modélisation du comportement de l’assise granulaire et du sol renforcé par un ensemble de ressorts verticaux et horizontaux, amortisseurs et ouvertures. La modélisation des ressorts horizontaux non-linéaires est basée sur des relations hyperboliques, généralisées en deux dimensions, associées à la contrainte verticale locale et capable de produire une hystérésis selon les règles généralisées de Masing. L'article montre une méthode de modélisation complexe, néanmoins réalisable et qui a été mise en pratique. KEYWORDS: Foundation design, Suspension bridge, Seismic time history analysis, Soil-structure interaction, Finite element MOTS-CLÉS : Études des fondations, Pont suspendu, Analyse sismique par accélerogramme, Interaction sol-structure, Éléments finis1INTRODUCTIONThe Izmit Bay Bridge, shown in Figure 1, is a suspension bridge with a steel superstructureThe bridge is currently under construction and has a 1550 m main span and two 566 m long side spans. The bridge deck is a steel box girder, which carries six road lanes and is located between 60 and 80 m above the sea level. The top elevation of the tower is 252 m above the sea level. Each tower has two steel legs and two steel cross-beams, and their foundations consist of a pre-fabricated concrete caisson placed on a gravel bed on improved soil at 40 m water depth. The anchorages of thebridge are concrete gravity structures.Figure 1. Global geometry model of the bridge.The project site in the north-western part of Turkey is located in the area of the North Anatolian Fault with high seismicity. The North Anatolian Fault stretches over approximately 1600 km in east-western direction along the Black Sea coast of Turkey. It is a major right lateral strike slip fault that forms the tectonic boundary between the Eurasian Plate and the Anatolian block of the African Plate. The North Anatolian Fault zone forms a narrow band that splays into three strands in the eastern Marmara Sea region. The northern strand occupies the Izmit Bay and projects across the project alignment, presenting the greatest seismogenic hazard source in the site area. A number of earthquakes with moment magnitudes M w between 7 and 8 have been recorded in the region. A project-specific seismic hazard study has been carried out based on a detailed review of the literature.Three different seismic events with different return periods and seismic performance criteria were defined as a basis for the seismic design of the bridge: For the Functional Evaluation Earthquake (FEE) with a return period of 150 years, immediate access to normal traffic and minimal damage (essentially elastic performance) are required. For the Safety Evaluation Earthquake (SEE) with a return period of 1000 years, limited access within days, full service within months and repairable damage without closure to traffic are required. For the No Collapse Earthquake (NCE) with a return period of 2475 years, significant damage without collapse is allowed. For the FEE, SEE and NCE, the rock outcrop peak ground acceleration is 0.25g, 0.65g and 0.87g, respectively.Time history analyses with a global finite element model (cf. Figure 3) formed the basis for the seismic design of the bridge. For each of the three seismic events, seven sets of near surface displacement time histories with three orthogonal components were derived from site response analyses for each bridge foundation.This paper focuses on the soil-structure interaction modelling of the tower foundations by means of distributed sets of vertical and horizontal translational springs, dashpots and gapping elements, which form the support of the tower foundation caissons in the global model and to which theProceedings of the 18th International Conference on Soil Mechanics and Geotechnical Engineering, Paris 2013displacement time histories are applied in the seismic analyses. The springs, dashpots and gapping elements have been derived to provide a realistic, best-estimate representation of the nonlinear soil-structure interaction during seismic events based on unfactored material parameters.2TOWER FOUNDATIONSThe concept of limiting the seismic forces in the superstructure by seismic base isolation of the bridge piers (FIB 2007) has previously been used e.g. for the Rion-Antirion cable-stayed bridge in Greece (Yang et al. 2001). The pier foundations were placed on a gravel bed on soil improved with steel pile inclusions, which are not connected to the foundations. Such a solution allows for rocking, gapping and sliding of the foundations. The same concept is used for the tower foundations of the Izmit Bay Bridge.The tower foundation caissons with a 54 x 67 m footprint area are placed on a 3 m thick gravel bed, as shown in Figure 2.13 x 15 rows of 2.0 m diameter and 34.25 m long driven steel pile inclusions with wall thicknesses of 20 to 25 mm are used to improve the subsoil under each caisson in order to provide sufficient bearing capacity and limit the permanent displacements within the subsoil under ship impact and seismic events.The ground conditions of the tower foundations are characterised by sand and clay layers. The spacing of the pile inclusions is 5 m in both directions. The pile inclusions stop within the gravel bed, 0.75 m below the gravel bed surface.3MODELLING CONCEPTIn order to model the above mentioned foundation characteristics in sufficient detail, a finite element representation of the soil-foundation interface is developed and implemented in COWI's FE-software for bridges, IBDAS (Sørensen et al. 1990). Special features for this soil-foundation model include:- Use of distributed foundation supports- Horizontal response coupled to vertical force- Non-linear, hysteretic spring formulation- Two-dimensional generalisation of springs3.1Global modelThe global finite element model is established in IBDAS (cf. Figure 3). The entire bridge is described in a single model, capable of non-linear construction phase modelling, response spectrum analysis as well as fully non-linear time domain calculations.3.2Distributed supportsIn typical applications for global modelling, the soil-structure interface of a caisson may be represented by a single-point support stiffness matrix, see e.g. (Lam et al. 2007).The principle is shown to the left in Figure 4. By modelling the interface as single-point support, the foundation bottom must be modelled as a rigid structure, which implies that no stresses inside the concrete caisson are calculated directly.In order to generate such stresses directly during time domain analyses, and to provide a detailed modelling of the nonlinear behaviour under combined loading, it has been decided to use distributed springs, as sketched to the right in Figure 4.In Figure 4, the springs are shown as single sets of springs, for simplicity. Actually, for each spring-supported part of the foundation area, a full set of horizontal and vertical springs and dashpots is assigned, as sketched in Figure 5.As a sufficiently accurate approximation, all sets of distributed springs are defined identical, with no variation with respect to the location below the foundation base plate. The discretization of the distributed supports was investigated, and it has been found that a 13-by-15 grid provided sufficient resolution and accuracy.Figure 3. IBDAS global finite element model of the bridge.supports" (right).3.2.1Vertical elementsThe vertical elements consist of two linear springs coupled in series, a dashpot and a gapping element, cf. Figure 5. The purpose of having two springs is to make it possible to distinguish between the response in the gravel bed and in the reinforced soil below the gravel bed. Since both springs are linear, both material and radiation damping are included in the dashpot. It has been evaluated that the linear approach provides a very reasonable approximation to the push-over response, cf. Section 4.2.3.2.2Horizontal elementsThe horizontal elements consist of two non-linear springs, cf. Figure 5. The backbone curve for the gravel spring is defined as a function of the vertical force measured at the gapping element, by the expression:Technical Committee 103 /Comité technique 103where is the horizontal translational coordinate, is the horizontal force, is the force in the associated vertical spring, is the interface friction coefficient, is the initial stiffness and is the representative foundation area covered by the spring set.The soil spring is defined from the same principle, but independent of the vertical force:where is a maximum shear stress.Unloading and reloading is defined with hysteretic behaviour. Since material damping is embedded in the hysteretic behaviour, the dashpot only includes radiation damping. 3.3Hysteretic behaviourAll nonlinear springs are defined with hysteretic behaviour according to the extended Masing rule, as described by Kramer (1996).An example of a hysteretic force-displacement curve is shown in Figure 6.Figure 5. Detailed view of each set of distributed springs. The dotted loops show which elements are referred to as "gravel" and "soil" behaviour.3.4Two-dimensional generalisationThe terms "vertical" and "horizontal" are used in the above for springs and dashpots. While the vertical component involves no further complications, the horizontal springs and dashpots shall, however, be defined in the two horizontal dimensions. Since the springs are nonlinear and hysteretic, this definition is non-trivial.The intended behaviour is obtained by actually applying in total eight non-linear springs, distributed in the horizontal plane. The concept is illustrated in Figure 7. The full angular space is covered by symmetry in the spring definitions. 4DETERMINATION OF PARAMETERS 4.1Vertical gravel springsThe linear vertical gravel springs are determined aswhereand are the thickness and the oedometer modulus of the gravel bed. The oedometer modulus of 105 MPa corresponds to the unloading stiffness measured in plate loading tests of a comparable gravel bed. 4.2Vertical soil springsThe linear vertical soil springs are calibrated such that the behaviour of the tower foundations under a vertical load plus an overturning moment in IBDAS matches that in a 2D plane strain finite element model in Plaxis. The Plaxis model considers both the gravel bed and the pile-reinforced subsoil and is shown in Figure 8.each representing a 1D non-linear F-u relation for their space angle.Figure 8. 2D Plaxis model, north tower.Proceedings of the 18th International Conference on Soil Mechanics and Geotechnical Engineering, Paris 2013 Table 1. Material parameters, north tower.ID ToplevelGravel -40.0 18.0 78 45 - 51.5 - N1 -43.0 17.5 411 40 - 28.0 - N1A -47.0 18.0 411 35 - 24.0 -N2 -51.5 18.6 348 - 77 to 96 - 24.2 to45.3 N3/5 -60.5 19.0 265 38 - 26.4 -9 -64.5 18.9 239 - 104 to341 - 53.6 to214.310 -177.1(to -184.7)18.9 239 - 400Table 2. Material parameters, south tower. ID ToplevelGravel -40.0 18.0 77 45 - 51.5 - S2 -43.0 17.6 203 - 41 to 70 - 10.7 to41.4 S3 -59.5 18.9 78 33 - 22.3 -S4 -63.5 18.9 161 - 107 to137 - 54.3 to80.85 -78.5 20.9 575 35 -6 -96.0 20.1 133 - 241 to268 7 -112.5 21.1 104 40 -8-137.5(to -200.0)20.9 387 - 300All soils and the gravel bed are modelled with the Mohr-Coulomb material model with a Poisson's ratio . All soils are modelled as undrained materials using the effective strength parameter for sand layers and the undrained shear strength for clay layers.The gravel bed is modelled as a drained material. Stiffness values corresponding to the equivalent shear moduli from the site response analyses in ProShake are applied. Table 1 and 2 show the stiffness values for the NCE seismic event. For the FEE and SEE, the values are higher due to the lower strain levels in these seismic events.The piles are modelled as linear elastic-perfectly plastic with equivalent stiffness parameters due to the 2D plane strain modelling. Plastic bending moments of 14.5 MNm and 22.2 MNm are defined in the models for the north and south tower, respectively, corresponding to the moments for which the characteristic structural capacities of the piles are fully utilized. The base resistance of the 2 m diameter piles is assumed to be negligible. Shaft resistance is modelled using the interface strength parameters listed in Table 1 and 2. Undrained shear strength and consequently interface strength are defined as increasing from a value at the top of the layer to a value at the bottom of the layer. The interface strength parameters account for the differences between the actual geometry and the 2D plane strain approximation.A reasonable agreement between the overturning behaviour in the IBDAS model and the 2D Plaxis model can be achievedwith vertical soil spring stiffnesses of andat the north and south tower, respectively. This is illustrated for the north tower in Figure 9.4.3Horizontal gravel springsA 3D finite element model in Abaqus is used to determine the load-displacement behaviour of the gravel bed. Exploiting symmetry, a 5 m wide, 2.5 m deep and 3 m high gravel body with one half of a pile is used to represent one pile in an infinitely large pile group, as shown in Figure 10.The front, back and bottom face of the gravel body are constrained in normal direction, while repetitive boundary conditions (Law and Lam 2001) are applied to the left and right sides. The pile is only allowed to rotate around its base. Coulomb friction contact is modelled between the stiff caisson bottom slab and the gravel with a friction coefficient . Coulomb friction contact is also modelled between the inside and outside of the pile and the gravel with a friction coefficient .Figure 9. Calibration of vertical soil springs at the north tower by matching the overturning behaviour in the IBDAS model with the overturning behaviour in the 2D Plaxis model.Figure 10. 3D Abaqus model for determination of gravel bed springs. The Mohr-Coulomb material model with 8 kN/m3, MPa, , and is used for the gravel. The pile is modelled as a rigid body. The load-displacement behaviour is determined by applying different vertical loads to the caisson bottom slab and pushing it in horizontal direction.The hyperbolic backbone curves withMPa/m match the results from the 3D finite element model reasonably well, as shown in Figure 11.Technical Committee 103 / Comité technique 1034.4Horizontal soil springs The hyperbolic backbone curves of the horizontal soil springs are calibrated based on a vertical tower foundation load plus a horizontal force with a lever arm. The lever arm is chosen such that it represents the average observed lever arm in the seismic time history analyses with the global model.A reasonable agreement between the push-over behaviour in the IBDAS model and the 2D Plaxis model can be achieved with an initial stiffness and a maximumshear stressat the north tower, cf. Figure12, andand a maximum shear stressat the south tower. 4.5DashpotsThe vertical distributed material and radiation dashpots have been derived based on linear elastic formulas given in Gazetas 1991 and the spring stiffness according to Section 4.2. The dashpot coefficients areat the north tower and at the southtower.Similarly, based on Gazetas 1991 and the spring stiffnessaccording to Section 4.4, the horizontal distributed radiationdashpot coefficients are determined asat the north tower andat the south tower.Figure 11. Load-displacement curves from the FE model and fitted hyperbolic backbone curves.Figure 12. Calibration of horizontal soil springs at the north tower by matching the push-over behaviour in the IBDAS model with the push-over behaviour in the 2D Plaxis model.5RESULTS5.1Relative displacementsThe relative displacement between the centre of the caisson and the free-field displacements of the soil is exemplified in Figure 13. Irreversible displacements of the caissons are clearly visible. 5.2Hysteretic behaviourThe intended hysteretic behaviour is indeed produced in the finite element model, as it can be observed in Figure 14. 5.3Response in individual springsWhile the above curves illustrate the overall behaviour of the foundations, the response in individual soil and gravel springs can provide information on the local magnitude of displacementin- the interface between soil and structure (gravel springs) - the soil volume below the gravel bed (soil springs)This distribution can be of importance for evaluating how onerous a plastic deformation is. The gravel spring can beconsidered ductile, where plastic deformation typically can be attributed to sliding in the gravel-foundation interface. In contrast, plastic deformation in the soil springs must typically be attributed to incipient yielding in the improved ground, andits magnitude should therefore be given great consideration.An example of these displacements is shown in Figures 15and 16. The spring is located at a foundation corner point, andthe gapping behaviour in the gravel spring can be seen as stress-free displacements (horizontal parts of the dashed line atin Figure 16). Further, it can be observed that at thislocation, the majority of the displacements occur in the gravel spring.Figure 13. Relative displacement for seven NCE time histories, north tower.Figure 14. Force vs. relative displacement between foundation and soil in the bridge longitudinal direction. NCE seismic time histories, north tower.The difference in the maximum value of the shear stress in the soil and gravel springs is due to the radiation dashpot in parallel with the horizontal soil spring, cf. Figure 5.Proceedings of the 18th International Conference on Soil Mechanics and Geotechnical Engineering, Paris 20135.4Impact of non-linear effectsTo assess the consequences of allowing the soil-structure interface to undergo some plastic deformation, a comparative calculation with the global model is made, with the following changes:- gapping elements deactivated- all non-linear springs linearised with the initial stiffness- horizontal material damping incorporated by dashpot Thus, the soil-structure interface will behave fully linearly. The impact of this for the bridge structure can be assessed by observing the extreme moment envelope, which is plotted for the north tower in Figure 17.Figure 15. Bridge longitudinal displacements, NCE series 1, s-y- corner point, north tower.Figure 16. S-axial stress-displacement curves, NCE series 1, s-y- corner point, north tower.Figure 17. Envelopes of extreme moment in the north tower, NCE event, average of the seven series.It should be noted that all design effects were evaluated as the average for the seven time histories, cf. EN 1998-1, clause 4.3.3.4.3(3). It can be observed that the linear soil interface in general provides more onerous moments in the north tower, on average 13% more than the reference interface which allows for some plastic deformation.6CONCLUSIONSAn advanced, non-linear model of the soil-structure interaction for the tower foundations has been established. The model includes distributed springs for three-dimensional dynamic analyses. Compared to single-point linear supports, this has the following benefits:- Possibility to calculate distributed stresses under the foundation directly during time-history analyses- Direct modelling of the horizontal shear capacity in the soil-structure interface, dependent on the interfacefriction coefficient and on the time-varying verticalforce, .- Thus, proper modelling of foundation gapping is also achieved, and the overall moment-rotation curve isdirectly made dependent on the vertical force.- The shear stresses in the interface does also incorporate shear from torsional moment ().- Separate indication of displacements in the gravel bed/foundation interface and in the subsoil.- Possibility to calibrate with pseudo-static continuum finite element models with good accuracy; also forvarying vertical force, which normally is difficult. Thus, by the detailed modelling of dynamic behaviour, it is possible to implement in a practical manner a displacement-based verification for large earthquakes, where seismic energy is dissipated by foundation rocking with gapping, some controlled and limited sliding and permanent horizontal displacements within the subsoil.7ACKNOWLEDGEMENTSThe authors gratefully acknowledge the permission by Owner NÖMAYG / Nurol-Özaltin-Makyol-Astaldi-Yüksel-Göçay and Contractor IHI Infrastructure Systems CO., Ltd. to publish this paper.8REFERENCESFédération internationale du béton (FIB) 2001. Seismic bridge design and retrofit - structural solutions. State-of-art report. Bulletin 39.Sprint-Digital-Druck, Stuttgart.Gazetas G. 1991. Foundation vibrations, Chapter 15 in H. Y. Fang (Ed.): Foundation Engineering Handbook. Van Nostrand Reinhold, New York.Kramer S. L. 1996. Geotechnical earthquake engineering. Prentice-Hall, New Jersey.Law H.K. & Lam I.P. 2001. Application of periodic boundary for large pile group. Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering 127 (10), 889-892.Lam I.P., Law H.K. and Martin G.R. 2007. Bridge Foundations: Modeling Large Pile Groups and Caissons for Seismic Design.Technical Report MCEER-07-0018, 12/1/2007. U. S. Department of transportation, Federal Highway Administration.Sørensen K.A., Jakobsen P.F. and Andersen G.B. 1990. IBDAS, an integrated bridge design and analysis system. 3rd Int. Conf. on Short and Medium Span Bridges, 105-116, Toronto.Yang D., Dobry R. and Peck, R.B. 2001. Foundation-soil-inclusion interaction modeling for Rion-Antirion Bridge seismic analysis. 4th Int. Conf. on Recent Advances in Geotechnical Earthquake Engineering and Soil Dynamics, San Diego.。
地震作用下桥梁结构的动力响应分析
地震作用下桥梁结构的动力响应分析地震是一种常见的自然灾害，它给桥梁结构带来了严峻的挑战。
地震作用下，桥梁结构的动力响应成为了一个重要的研究领域。
本文将针对桥梁结构在地震作用下的动力响应进行分析，探讨其对结构的影响以及可能的防护和减灾措施。
首先，地震作用下桥梁结构的动力响应是指桥梁受到地震荷载作用后的振动情况。
地震荷载由于其具有瞬间性和冲击性，会导致桥梁结构发生振动，进而引起桥梁上部结构的变形、裂缝以及破坏。
因此，对桥梁在地震作用下的动力响应进行分析和研究具有极其重要的意义。
其次，桥梁结构的动力响应可以通过数值模拟和实测两种方法进行评估。
数值模拟主要依靠有限元方法或其他数值计算方法，对桥梁结构的地震响应进行模拟和预测。
通过建立桥梁的数学模型，结合地震波的输入和土层特性等参数，可以得到桥梁结构在地震下的振动情况。
实测方法则是通过在实际桥梁上布设振动传感器，对地震发生后桥梁结构的振动进行实时监测，得到振动频率、加速度和位移等参数。
地震作用下桥梁结构的动力响应受到很多因素的影响。
首先是地震荷载的强度和波形特性。
地震的强度是指地震震级的大小，而地震波形特性则包括频率、周期、加速度等参数。
这些地震参数都会对桥梁结构的动力响应产生直接影响。
其次是桥梁结构的自振频率和阻尼特性。
桥梁结构的自振频率是指其在没有外力作用下的固有频率，而阻尼特性则反映了桥梁结构动力响应的耗能能力。
同时，桥梁的几何形状、材料的力学参数以及支座的刚度等也会对其动力响应产生影响。
在进行桥梁结构的动力响应分析时，首先需要进行动力特性参数的确定。
这包括地震参数的选择，如地震波的输入要满足设计要求；结构的固有频率和阻尼比的确定；以及结构模型的建立和校验等。
接下来，可以通过数值模拟或实测方法进行动力响应的预测和评估。
数值模拟方法需要根据结构特点和地震参数建立相应的数学模型，通过数值计算得到结构的动力响应。
而实测方法则需要进行地震发生后的实时监测，通过振动传感器等设备获取结构的振动数据。
多点激励下大跨刚构桥的地震响应分析
多点激励下大跨刚构桥的地震响应分析作者：杨晓林来源：《科技创新导报》 2013年第15期杨晓林（青海大学土木工程学院青海西宁 810016）摘?要：该文基于多点地震动输入下的结构的动力反应方程，采用有限单元法分析了某大跨度刚构桥在多点激励下地震反应。
分析中考虑了一致激励、不同波速下的多点激励等地震激励方式。
计算结果表明，刚构桥对多点激励较为敏感，波速增加时内力及位移幅值趋近于一致激励的值。
关键词：地震响应杜哈梅积分多点激励刚构桥中图分类号：U448 文献标识码：A 文章编号：1674-098X(2013)05(c)-0109-02在实际工程的地震反应分析中，地震动输入方法常用的是一致激励法，即假定各支承点的地面运动是相同的，只考虑其随时间的变化。
这种假定对于跨度不大的桥梁来说，与实际情况出入不是很大，分析结果是可以接受的。
但对大跨度桥梁，应考虑地震动空间变异性的影响，以便更准确的获得地震反应的受力特点。
该文采用动态时程方法分析某大跨刚构桥在多点激励下的地震响应。
1 多点地震动输入下的动力反应方程对于多自由度体系，多点输入下的地震反应动力平衡方程为：2 自振特性分析采用时程分析法，对连续刚构桥进行一致地震动激励与多点输入激励的对比分析。
该桥为三跨预应力混凝土连续刚构公路桥，全长327?m，主跨155?m。
桥梁采用单箱单室断面，箱梁底板下缘按圆曲线变化。
在进行多点及多维地震响应分析前，首先对刚构桥进行特征值分析，以确定桥梁的自振特性。
采用多重Ritz向量法计算了桥的前60阶振型，顺桥向X方向、横桥向Y方向、竖向Z方向的质量参与系数总和分别为99.57%、99.14%和95.91%，振型参与质量系数之和均不小于90%。
其中刚构桥的前4阶自振周期分别为：4.107?s、2.076?s、0.971?s和0.968?s。
3 一致激励响应为对比纵桥向一致激励与考虑纵桥向行波效应对桥梁内力的影响，首先分析一致地震动激励下刚构桥的响应。
连续梁桥纵向减震性能振动台试验与理论
土
木
工
程
学
报
CHINA CIVIL ENGINEERING JOURNAL
Vol． 45 Nov．
No． 11 2012
连 续 梁 桥 纵 向 减 震性能 振动 台 试验与 理 论 分 析
钟栋青
1， 2
王曙光
2
刘伟庆
2
( 1． 盐城工学院，江苏盐城 224051 ; 2． 南京工业大学，江苏南京 210009 )
Abstract: In recent decades，continuousbeam bridges suffered serious damages in earthquake disasters． The bridge energydissipation and earthquakeresistance technology is an advanced vibration reduction technology． It is proved in theory that this technology can effectively mitigate the damage during earthquakes． But tests or evidences in large earthquakes are still needed． Therefore in order to study the earthquake response and seismicreduced effect of continuousbeam bridges with longitudinal viscous dampers，with the Qingdao Gulf Bridge as the background，a 1 / 20 scale model of threespan continuousbeam bridge ( one fixed pier and three free piers) was designed and studied under shaking table test，in which three viscous dampers were installed between the tops of free piers and the girder in the longitudinal direction． Using the Qingdao artificial seismic waves as the input，seven aspects of seismicreduction effect were elaborated regarding the continuousbeam bridge with longitudinal viscous dampers under the different seismic intensities，and the test results were analyzed theoretically． Keywords: viscous damper; shaking table; continuousbeam bridge; seismicreduced Email: zdq811004@ ycit． cn 桥梁的模拟， 来 验 证 它 的 效果 虽 然 是 最 直接 的 方 法， 然而又是 不 切 实 际 的。 振动 台 可 以模拟 若 干 次地 震 现象， 通过 输 入不 同 类 型 的 地 震波， 我们可以了解桥 梁结构在不同强度 地 震作 用下 的 力 学性能， 检 验理 论 分析的正确性等， 为工程实 际 提 供 更 为 直接 的 参 数与 经验。 本文针对此现状， 以青岛 海湾 大 桥 50m 跨 引 桥 为 ， 工程 背 景 选 取 其 中 具有 代表 性的 一 联 作为研究 原 型， 按 1 /20 的缩尺比例制作 3 跨连续梁桥振动台 试 验 模型， 并沿纵向设 置 非 线 性 黏滞阻尼 器 消 能 装 置。 试 验目的旨在通过试 验， 得 到 桥 梁在 地 震作 用下 的 减 震 效果， 与理论研究相互验证。
长周期地震动作用下大跨径斜拉桥响应问题探讨
长周期地震动作用下大跨径斜拉桥响应问题探讨发表时间：2016-07-14T14:15:16.350Z 来源：《基层建设》2016年8期作者：王标1 程振国2 [导读] 对大跨径斜拉桥长周期地震动作用下的响应问题进行探讨.1.中交第一公路勘察设计研究院有限公司陕西西安 710075；2.中国市政工程西南设计研究总院有限公司四川成都 610000 摘要：对大跨径斜拉桥长周期地震动作用下的响应问题进行探讨，选取普通地震波与长周期地震波进行频谱对比，以某大跨径斜拉桥为例，通过有限元模型建立，对两种类型地震动作用下该桥的地震响应采用非线性时程分析方法进行分析对比。
结果显示，大跨径桥梁的内力及位移响应长周期地震动作用影响显著，弹性连接装置的位移控制率较低，在长周期地震动作用下导致结构内力增加，液体粘滞阻尼器的参数是否合理，直接对桥梁对长周期地震动作用的减震效果起关键作用。
关键词：大跨径斜拉桥；长周期地震动；地震响应地震的破坏力与震级成正比关系，在发生强烈地震时，因为断层破裂持续时间长、尺度大，地震中长周期成分较多，随着传播距离的加大，地震波中的短周期成分衰退，长周期成分因其穿透力较强，衰减非常缓慢，如遇到土层深厚、软弱地层条件，还会呈加剧的趋势。
本文主要针对长周期地震动作用对大跨径斜拉桥的影响进行研究，通过普通地震波与长周期地震波的对比，以某桥为例分析不同类型地震动作用下，两种纵向减震措施的效果。
一、地震波频谱特性对比选择人工地震波与Taft波作为普通地震波，选择汶川地震与日本十胜冲地震中，两处距离较远的地震台记录的地震波作为长周期地震波（简称汶川波与十胜冲波）。
人工波与Taft波的峰值加速度、持续时间、震级分别为189.47cm2/s、25.60s、无与175.95cm2/s、54.38s、7.7级；汶川波与十胜冲波的峰值加速度、持续时间、震级分别为54.32cm2/s、274.00s、8.0级与72.92cm2/s、290.00s、8.0级。
地震、波浪与水流作用下深水桥梁基础动力响应研究的开题报告
地震、波浪与水流作用下深水桥梁基础动力响应研究的开题报告题目：地震、波浪与水流作用下深水桥梁基础动力响应研究背景概述：随着社会发展，大型海上交通工具的普及和发展，深水桥梁的建设需求也越来越大。
然而，在海底施工的深水桥梁中，地震、波浪和水流等力量成为了桥梁基础动力响应的主要因素。
因此，本研究旨在探讨这三种力量作用下深水桥梁的基础动力响应。
研究目的和方法：本研究的主要目的是通过数值模拟和实验研究的方法，探讨地震、波浪和水流等因素对深水桥梁基础动力响应的影响。
具体研究方法如下：1. 对地震、波浪和水流的基本特性进行分析和研究；2. 设计深水桥梁试验模型并进行实验，记录其基础动力响应；3. 采用ANSYS有限元软件对深水桥梁在不同力量作用下的基础动力响应进行数值模拟分析，并与实验结果进行比较；4. 分析探讨深水桥梁基础动力响应与力量类型、强度、方向等因素之间的关系，拟定改善策略和措施。
研究意义：通过本研究的实验和数值模拟分析，将对深水桥梁基础动力响应的研究有所深入和提高，为深水桥梁设计和施工提供科学的参考和指导。
同时，本研究也可为相关领域提供理论和实践的支持。
预期成果：通过本研究，可得到以下成果：1. 地震、波浪和水流的基础特性分析；2. 深水桥梁试验模型设计及基础动力响应数据；3. 深水桥梁在地震、波浪和水流等不同作用下的ANSYS数值模拟结果；4. 深水桥梁基础动力响应与力量类型、强度、方向等因素之间的关系分析。
研究方案：本研究预计分三年完成，其中第一年主要负责分析各种力量特性，设计试验模型，第二年进行实验和数值模拟分析，第三年分析和总结结论，编写成果报告。
具体工作安排：第一年：1.分析地震、波浪和水流特性；2.设计深水桥梁试验模型。
第二年：1. 进行试验并记录基础动力响应；2. 利用ANSYS对桥梁在不同力量作用下的基础动力响应进行数值模拟分析，并与实验结果进行比较。
第三年：1. 分析深水桥梁基础动力响应与力量类型、强度、方向等因素之间的关系；2. 提出改善策略和措施；3. 编写成果报告。
青岛海湾大桥60m预应力混凝土箱梁整体预制施工质量控制要点
青岛海湾大桥60m预应力混凝土箱梁整体预制施工质量控制要点摘要：一、引言二、青岛海湾大桥简介三、60m预应力混凝土箱梁整体预制施工质量控制要点1.原材料质量控制2.预应力混凝土箱梁的预制过程3.质量检测与验收4.施工过程中的环境保护与安全措施四、结论正文：一、引言作为我国著名的跨海大桥，青岛海湾大桥的建设备受关注。
其中，60m预应力混凝土箱梁整体预制施工是大桥建设中的关键环节，对于保证大桥的使用寿命和安全性具有重要意义。
本文将详细介绍青岛海湾大桥60m预应力混凝土箱梁整体预制施工质量控制的要点。
二、青岛海湾大桥简介青岛海湾大桥位于山东省青岛市，横跨胶州湾，连接青岛市区和黄岛区。
大桥全长36.48公里，设计时速80公里/小时，是我国北方地区最大的跨海大桥，也是世界上最长的跨海大桥之一。
三、60m预应力混凝土箱梁整体预制施工质量控制要点1.原材料质量控制原材料的质量直接影响到预应力混凝土箱梁的整体性能。
在施工过程中，必须对水泥、砂、石子、钢筋等原材料进行严格筛选，确保其质量满足设计要求。
此外，还要对原材料进行合理的配合比设计，以满足施工工艺的要求。
2.预应力混凝土箱梁的预制过程预制过程是保证预应力混凝土箱梁质量的关键环节。
首先，要保证模板的质量，确保箱梁的尺寸和形状满足设计要求。
其次，要严格控制混凝土的浇筑质量和养护条件，以保证混凝土的强度和耐久性。
最后，在预制过程中要进行预应力钢束的张拉和锚固，确保预应力钢束的质量和性能。
3.质量检测与验收在预制过程中，要进行定期的质量检测，包括混凝土强度试验、钢筋位置和直径检测、预应力钢束张拉力检测等。
对于检测不合格的箱梁，要及时进行整改或报废，确保大桥的使用安全。
4.施工过程中的环境保护与安全措施在预制施工过程中，要重视环境保护和安全生产。
要采取有效的扬尘控制措施，减少对周围环境的影响；同时，要加强现场安全管理，确保施工人员的人身安全。
四、结论青岛海湾大桥60m预应力混凝土箱梁整体预制施工质量控制的要点主要包括原材料质量控制、预制过程质量控制、质量检测与验收以及施工过程中的环境保护与安全措施。
浅析断层对青岛海湾大桥一期工程Ⅲ标段工程地质的影响
图 １ 青 岛 海 湾 大 桥 一期 工程 示 意 图
பைடு நூலகம்
带 ， 地震剖 面上 发现一 组共 ５个断 点 ， 别命名 为 在 分
摘 要 ： 过 海 湾 大 桥 一期 工 程 Ⅲ标 段 的 勘 察 施 工 ， 证 了非 活 动 断 层对 重要 工 程 稳 定 性 存 在 一 定 的 影 响 ， 通 论 特别 是 对 桩 基 影 响更 大 ， 出 科学 、 确 地 划分 断层 的分 布 以及 断 层 内 岩 体 的 破 碎情 况 ， 科 学 合理 设 计 桩 基 的关 键 。 提 正 是 关键词 ： 程地质 ； 层 ； 震 ； 构造运动 ； 工 断 地 新 破碎 ； 基 ； 湾 大 桥 ； 岛 桩 海 青
１ ５次 ，． ～５ ９级地 震 ２ ５０ ． ３次 ， ． ～ ６ ９级 地 震 ４ ６０ ．
次 ，． ～７ ９级 地震 ２次 ， ７Ｏ ． ８级 以上 的地 震 １次 （ 即
１６ ６ ８年郯 城 ８ ５级大 地震 ） ． 。最 早 的地 震 记载 是公 元前 ７ Ｏ年 ６月 １日安丘 ７级地 震 。
生 Ｍ≥４ ７ ． ５级 地 震 ４ ５次 ， 中 ４ ７ ～４ ９级 地震 其 ．５ ．
图 ２ 青 岛胶 州湾 地 质 构 造 简 图
１ 第 四 系 ；一 白垩 系 ；一 古 元 古 界一 太 古 宇 ；一 燕 山 晚期 花 一 ２ ３ ４ 岗岩 ；一 燕 山 晚期 石 英 二 长 岩 ；一 混 合 花 岗岩 ；一 实测 地 质 ５ ６ ７ 界 线 ；一 实测 不 整 合 地 质 界线 ；一 实 测 与 推 测 地质 断 层 ８ ９
地震波浪同时作用下青岛海湾大桥的动力分析
地震波浪同时作用下青岛海湾大桥的动力分析张媛;李梦霞;刘斌;朱梦龙;阮冬华【期刊名称】《青岛大学学报（工程技术版）》【年(卷),期】2018(033)003【摘要】为研究地震与波浪同时作用下桥梁的动力响应,本文以青岛海湾大桥为研究对象,采用大质量法,使用Midas civil 2012将考虑行波效应的地震波施加于大桥有限元仿真模型上;基于现有的波浪荷载理论,在Matlab中通过编程计算,得到随机波浪荷载和规则波浪荷载,并最终得到同时考虑地震和不同波浪荷载时,桥梁特定位置的位移和内力.研究结果表明,当不考虑波浪作用时,行波效应会在视波速中段区间上增加桥梁单元的内力值;当考虑波浪作用时,波浪荷载对行波效应下桥梁各个位置单元内力值和节点位移值的影响程度不同.因此,桥梁动力响应值应综合考虑行波效应、视波速大小及波浪荷载类型.该研究对桥梁和行车安全具有重要意义.【总页数】8页(P130-137)【作者】张媛;李梦霞;刘斌;朱梦龙;阮冬华【作者单位】中国石油大学胜利学院,山东东营257091;中国石油大学(华东)储运与建筑工程学院,山东青岛266580;中国石油大学(华东)储运与建筑工程学院,山东青岛266580;中国石油天然气管道局工程有限公司,河北廊坊065000;中国石油大学(华东)储运与建筑工程学院,山东青岛266580;中国石油大学(华东)储运与建筑工程学院,山东青岛266580【正文语种】中文【中图分类】TB301.2;U441+.3【相关文献】1.青岛海湾大桥地震作用下的车桥动力响应研究 [J], 张媛;阮东华;范蓓蓓2.波浪上托力作用下高桩码头结构的动力分析 [J], 卢生军;陈国平3.波浪作用下筏式养殖结构的动力分析 [J], 崔勇;关长涛;黄滨;李娇;蒋增杰4.波浪作用下高桩墩式结构时程动力分析 [J], 林岳; 曹代利5.地震和波浪联合作用下斜拉桥随机动力分析方法 [J], 孟思博;丁阳因版权原因，仅展示原文概要，查看原文内容请购买。
沿海铁路桥梁动力性能分析 李凯
沿海铁路桥梁动力性能分析李凯发表时间：2019-08-13T15:00:51.477Z 来源：《城镇建设》2019年10期作者：李凯宋瑞城何亚乾[导读] 由于不同类型桥梁结构具有不同的振动特性，当列车高速通过时，桥梁的动力性能也会有所不同。
中国铁路济南局集团有限公司青岛工务段山东青岛 266071摘要：该线路位于东南沿海地区，受台风、洪水、潮流等自然条件的影响较大。
软土是沿线主要的特殊地质。
它分布在沿线的冲积平原和海相平原区。
地层主要为流塑粉砂和粉质粘土。
地质条件十分恶劣，采用了许多大跨度复杂特殊结构。
结构的强度、刚度和动力性能是否能满足运行要求。
关键词:沿海铁路桥梁动力性能桥梁的比例约为67%。
设计的活载均为梁的主要类型是简支箱梁与预应力混凝土。
梁的主要类型为简支跨箱梁和双预应力混凝土。
部分路段采用不同跨度的预应力混凝土连续梁和一些新型桥梁结构，以满足跨越大江大河或与公路、河流小角度穿越的需要。
类型。
由于不同类型桥梁结构具有不同的振动特性，当列车高速通过时，桥梁的动力性能也会有所不同。
一、沿海铁路桥梁动力性能分析1. 动态性能测试的要求和注意事项。
振动测量装置的频率响应应保证被测结构的随机振动频率始终落在振动测量系统幅频特性曲线的平坦区间内。
桥梁动载试验、数字采集仪器或频谱分析仪在动载试验加载过程中，只需要进行频域分析，应更准确地控制其采样频率。
此外，应根据测量点的布置合理地启动和停止数据采集，以保证数据采集的准确性。
数据采集后，对实测数据进行现场处理，并与理论计算数据进行对比，验证实测数据的准确性。
当实测数据与理论值相差较大时，应及时找出原因，必要时应重新进行实验。
在测试过程中，要避免接触测试传感器和测量导线，避免不必要的测试误差。
梁跨底板设置动挠度测量点。
当列车以不同速度通过该桥时，如果各速度波形曲线良好，则进行下一次测速采样。
如果数据异常，则在此速度下再次进行测试，以保证测试数据的准确性。
地震作用下中小跨径桥梁的车桥振动响应分析
地震作用下中小跨径桥梁的车桥振动响应分析张振宇【期刊名称】《《山西交通科技》》【年(卷),期】2019(000)005【总页数】5页(P53-57)【关键词】车辆荷载; 汽车速度; 桥梁; 地震响应【作者】张振宇【作者单位】山西省交通规划勘察设计院有限公司山西太原 030032【正文语种】中文【中图分类】U448.210 引言地震频发对人们生命财产安全都造成极大危害。
近年来，公路交通迅速发展，公路交通量也不断增大。
地震发生时桥梁上存在行驶中的汽车的概率也大大增加，桥梁的动力响应问题一定程度上影响着公路桥梁的正常使用状态和发展前景。
研究车辆荷载对桥梁地震响应的影响问题非常重要。
从现有研究来看，国内外学者就铁路和高架桥的车桥耦合动力响应做了许多研究。
陈令坤[1]等使用概率统计理论计算得到铁路桥在不同的地震波作用下的整体动力响应值。
王英杰[2-4]等使用有限元软件模拟汽车在桥上行驶，计算得到结构的动力平衡方程。
日本一研究机构[3]对简支箱梁桥和悬索桥连续地震荷载下的车辆安全性进行了分析。
国外学者Chul-Woo Ki[4]分析了地震期间在桥上行驶的车辆的可靠性。
黄健[5-6]等考虑了地震作用下车辆荷载对车-桥- 桩整体耦合系统的振动反应影响。
韩艳[7-10]等人以悬索桥为研究对象，研究了地震荷载作用下车辆行驶的可靠性。
综合来看，目前关于车桥振动的地震响应分析主要集中在铁路桥和高架桥，很少关注到中小跨径的公路梁桥，与目前我国震区多以中小跨径连续箱梁桥的实际情况不符。
故本文以震区某中小跨径的连续箱式梁桥为研究对象，研究其在地震作用下的车桥振动响应。
1 车桥计算模型的建立及地震荷载的输入1.1 车辆模型的建立研究汽车的运行特征多采用7 自由度汽车计算模型，或以7 自由度汽车模型为基本模型增加或减少自由度。
针对本文的研究目的，汽车模型简化为2自由度。
1.2 桥梁模型的建立在对结构进行建模时，考虑直接影响桥梁结构动态特性的因素，如结构系统、截面特征、约束和质量分布。
青岛海湾大桥关键施工技术
青岛海湾大桥关键施工技术
张光桥;王国刚;翟雪莲
【期刊名称】《山东交通科技》
【年(卷),期】2014(000)001
【摘要】工程项目具有所在地气候环境恶劣、环保要求高、施工难度大、施工精度要求高等特点,主要介绍该桥的关键施工技术.
【总页数】3页(P55-57)
【作者】张光桥;王国刚;翟雪莲
【作者单位】山东省路桥集团有限公司,山东济南250021;山东省交通规划设计院,山东济南250031;济南市建设监理工程有限公司,山东济南250001
【正文语种】中文
【中图分类】U443.154
【相关文献】
1.地震波浪同时作用下青岛海湾大桥的动力分析 [J], 张媛;李梦霞;刘斌;朱梦龙;阮冬华
2.青岛海湾大桥红岛互通立交设计研究 [J], 罗小宝;王海山;李炙彬
3.青岛海湾大桥防撞护栏外观质量控制技术要点 [J], 肖龙
4.山东省人民政府关于同意青岛海湾大桥胶州连接线设置收费站的批复 [J],
5.预应力混凝土弹性模量与混凝土抗压强度的关系——以青岛海湾大桥为例 [J], 鲁炳平
因版权原因，仅展示原文概要，查看原文内容请购买。
青岛海湾大桥工程建桥方案设计研究
青岛海湾大桥工程建桥方案设计研究
徐恭义;李华云
【期刊名称】《中国铁道科学》
【年(卷),期】2003(024)004
【摘要】青岛海湾大桥是连接主城区与经济开发区的跨海交通工程,主跨采用三跨连续钢箱梁悬索桥(586 m+1 652 m+586 m),双向六车道2×3×3.75 m设计,通航净空为双向航道净宽1 046 m,净高65 m,防撞标准按32万t级油轮实载28万DWT进行计算比选,抗风标准为v=34.5m*s-1,抗震烈度为Ⅵ度.文章介绍该桥的方案设计、工程造价、效益分析及财务评价.
【总页数】4页(P74-77)
【作者】徐恭义;李华云
【作者单位】西南交通大学,土木工程学院,四川,成都,610031;中铁大桥勘测设计院,湖北,武汉,430050
【正文语种】中文
【中图分类】U442.54
【相关文献】
1.住房和城乡建设部科技项日验收通过公示——青岛海湾大桥建设工程项目管理信息系统示范工程 [J],
2.勘察为建桥，建桥促勘察—西河大桥工程地质勘察体会 [J], 蒋继昭
3.徐州铁路枢纽夹北线改线建桥工程方案研究 [J], 王可群
4.青岛海湾大桥红岛互通立交设计研究 [J], 罗小宝;王海山;李炙彬
5.高速公路改扩建桥涵工程施工交通组织方案 [J],
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主跨 和边跨 ， 顺 桥 向间距 为 １ ２ ｍ。主 缆 和 吊杆采 用 只受拉 的杆 单 元 。本 桥 的塔 高 为 １ ４ ９ １ ２ ＂ １ ， 桥 标 准 梁
段 的 主梁采 用 了分 离 式 双 箱 断 面 ， 塔 和 主梁 采 用 梁
０ ０ ０ ０ ０
单元 。桥梁 的总 体 尺 寸如 图 １所 示 ， 其 计 算 模 型 如
７ ０
青岛大学 学报 （ 工 程技术版 ）
第 ２ ９卷
２ 模 态 分 析
运用 振型叠 加法 计算 桥 梁 的动 力 响应 时 ， 首 先 应 计 算
桥梁 的结 构动 力特性 ； 其 次对桥 梁模 型进 行模 态分 析 ， 取 前
３ Ｏ阶 振 型 ， 并按照 Ｓ ＲＳ Ｓ法 进 行 组 合 。 提 取 桥 梁 前 ３Байду номын сангаас０ 阶
振 型的频 率及 周期 ， 结果 如表 １ 所示。
表 １ 桥 梁 自振 特 性
阶 数 频 率 ／ Ｈｚ
１ 桥 梁 模 型
本 文 以 青 岛 海 湾 大 桥 大 沽 河 桥 段 为 例 进 行 计
算 。大沽 河 航 道 的桥 梁 采 用 独 塔 自锚 式 悬 索 桥 型 式， 主跨 为 ２ ６ ０ ｒ ｎ ， 边跨 为 １ ９ ０ ｍ。主缆 的主 跨 和矢
跨 比为 １ ／ １ ２ ． ５ ３ ， 边跨 和矢 跨 比为 １ ／ １ ８ ， 吊杆设 置于
第 ２ ９卷 第 １期
２ ０ １ ４ 年 ３ 月
青 岛大学学报 （ 工程技 术版 ） Ｊ ＯＵ Ｒ Ｎ Ａ Ｌ ＯＦ ＱＩ Ｎ Ｇ Ｄ Ａ Ｏ ＵＮ Ｉ Ｖ Ｅ Ｒ Ｓ Ｉ Ｔ Ｙ（ Ｅ＆Ｔ ）
Ｖ ｏ１ ．２ ９ Ｎｏ．１
Ｍａ ｒ ．２ ０ １ ４
究 者 的高度 重视 。因此 ， 地震作用下 的车桥 系统振动成 为重 要 的研 究课 题 。到 目前为 止 ， 人们 对不 同桥梁类 型
的地 震作用 均有研究 ， 但 车辆荷载对 地震作用下公 路悬索桥 桥梁 响应 的影 响 尚未见研 究报导 。因此 ， 针对公 路 悬索 桥桥梁 因车辆振 动引起 的疲劳 开裂导 致 刚度下 降 而挠度 增加 等 问题 ， 本 文 以青 岛海 湾 大桥大 沽河 桥段 为 例 ， 运用 振型叠加法 对桥梁有 限元模型进行 时程分析 ， 研 究在 地震 作用下 车桥 系统 的动 力 响应 ， 同时分 析 了不 同车 辆荷载 因素对地震作用 下车桥 系统的影 响 ， 该 研究对保 障其地震下 的安全性有一定 的意义 。
文 童 编 号 ：ｌ Ｏ Ｏ ６—９ ７ ９ ８ （ ２ ０ １ ４ ） Ｏ ｌ一０ ０ ６ ９ —０ ４ ；Ｄ ＯＩ ：１ ０ ． １ ３ ３ ０ ６ １ ． １ ０ ０ ６—９ ７ ９ ８ ． ２ ０ １ ４ ． ０ １ ． ０ １ ５
青岛海湾 大桥 地震作用下的车桥动力响应 研究
张 媛 ，阮东 华 ，范 蓓 蓓
关键 词 ：时程分 析 ； 地 震作 用 ；车桥 系统 ；动力 响应 中图分 类号 ： Ｕ４ ４ １ ’ ＿ ． ３ ； Ｔ Ｂ ３ ０ １ ． ２ 文 献标 识码 ： Ａ
ｉ
●
跚 ∞ 加 ∞
我 国车桥 耦合 问题 的研究开始 于铁路桥 梁 ， 目前对铁路 悬索桥桥 梁的车桥耦合 研究 已经 比较 成熟［ 】 ］ 。相 对 而言 ， 公路 桥梁起步较 晚 ， 其车致振 动问题 的研 究要滞后 很多ｌ ３ ］ 。由于公路 桥梁 比较轻盈 ， 加之公 路结 构多 样化、 汽车运 输高速化 和重载化 ， 使 一些 大跨径 公路 桥梁 出现 不 同程度 的病 害 ， 究 其原 因是 车致 振动 引起 的疲 劳开 裂 ， 导致 刚度下 降而下 挠增加ｌ ＿ ５ ］ 。近年 来 ， 由于 地震频发 ， 使公 路桥梁在 地震作用 下 的安 全 问题 引起 了研
图 ２所 示 Ｅ ７ － ８ ］ 。
单 位 ：ｃ ｍ
图 １ 桥 梁 总体 尺 寸 图
收稿 日期 ：２ ０ １ ３—１ ０ —２ ２
基 金 项 目 ：青 岛 市 科 技 项 目资 助 （ Ｋ Ｊ Ｚ Ｄ 一１ ２ —６ ４一 ｊ ｃ ｈ ） 作 者 简 介 ：张 嫒 （ １ ９ ８ Ｏ一 ） ， 女， 博 士， 副教 授 ， 主 要 从 事 桥 梁 结 构 振 动 方 向 的 研 究 。Ｅ ｍａ ｉ ｌ ： ｖ ｎ ｈ １ ９ ８ ｏ ＠１ ６ ３ ． ｃ ｏ ｍ
显， 且 位移 相对 较大 。考 虑地震 波 后 的加速 度 时程 曲线 比未考 虑地震 波 时 的波 动性 大 ， 且
加 速度 明显 增加 ， 可 见地 震波 对车 桥 系统 的动力 响应 影 响很大 ， 考 虑地震 波 时的时 程 曲线 波 动性 较不 考虑 地震 波时 明显 ； 考 虑地震 波 的 作用 后 ， 随着 速 度 的增 加 ， 桥梁 的动 挠 度 明 显 减小 ， 这是 因为车 辆速 度较小 时 ， 车辆 在桥 梁 上 的作 用 时间 变 长 ， 同 时车 辆 与地 震 共 同 作 用 的时 间变长 ， 在地 震 波 的持 续影 响下 ， 桥 梁 的动挠 度增 加 ； 随着 车辆数 目的增 加 ， 桥梁 的动力 响应 随之 增大 。该 研究对 青 岛海 湾大 桥 的抗震 设计 有重 要 的理论 意义 。