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失效土体可用于结构的抗震保护
I. Anastasopoulos；G. Gazetas；M. Loli ；M. Apostolou；N. Gerolymos
摘要：新的抗震设计理念已经出现，即利用土体“失效”来保护上层建筑。除了强化基础设计以确保由结构惯性产生的载荷可以“安全”地传递到土体上（如同传统的偏安全设计一样），然后加强上层建筑以避免坍塌，为什么不能反之特意设计基础来充当“安全阀”呢？对这种“逆转”的需求源于预测实际地震运动的不确定性，以及开发新的更合理且经济效益更高的抗震方案的必要性。让我们以一个简单但切实的桥梁结构为例来说明新方法的有效性。试比较两种替代方案：其中一种符合传统的偏安全设计，使用超过设计值的基础，以便在上层建筑中发展塑性“铰”；另一个遵循新的设计理念，使用小于设计值的基础，将塑料“铰链”“吸引”到土体中。标准“静力弹塑性分析”表明：新设计概念的延展能力比传统设计大一个数量级：“利用”前进土体破坏的优势。通过非线性动态时程分析，使用29个实际加速度图的集合，我们研究了两种方案的抗震性能。结果表明：对于中等强度的地震，两种方案的性能完全可以接受，不超过设计限值。但对于超过设计限制的大强度地震，新设计方案的性是更有利的，不仅避免了塌陷，而且几乎不会出现任何非弹性结构变形。然而问题在于，它可能会遇到更多的剩余结算和轮换：这都必须在设计中对其进行适当的评估。
关键词：承载力设计，承载能力失效，提离，抗震性能，动力分析，Pushover，本构模型；通过实验数据验证
1介绍：一种新设计理念的需求
自工程抗震实现至今，已经有30多年的时间，但结构体系强度的提高并不一定能提高安全性。这种认识致使了新设计原则的发展，旨在合理控制震害并使结构“无故障”。故障安全系统可以定义为一种系统，其中由意外极端加载引起的某些元件或子系统的故障因其余元件或子系统具有替代的负载路径（Frangopol和Curley1987 ）所以不会导致崩溃。接受结构构件失效并不一定可以完全避免，因此地震工程研究的重点是确保：（1）结构构件能够承受超过其强度的动态荷载而不会出现收缩（延性设计）; （2）未被“引导”给那些对结构的整体完整性不重要的成员（即梁而不是柱）; （3）失效的形式是非脆性机制（弯曲而不是剪切破坏） - 偏安全设计（Park和Paulay 1975）。
然而，虽然大量的研究和监管工作致力于发展“故障安全”（偏安全）结构，但对整个土体结构系统的关注却不大。能力设计原则主要是指上层建筑，通常低估土体和基础的影响。用普里斯特利（Priestley，2000）的话来说，“将基础合规效应纳入基于受力的设计通常无法完成”。即使考虑到基础的依从性，对土体和基础的非线性也没有多少关注。
事实上，目前的做法特别是作为根深蒂固地震码（例如EC8）在地震的“基础”的设计，试图避免的“强度”的破坏。在结构性术语中：地基土体系中不允许有“塑性铰”。用简单的土工术语来说，设计者必须确保基础系统不会达到通常意味着结构破坏的许多“极限值”。因此，以下状态皆不允许出现：
bull;在循环抬升浅基础下“承载力”失效;
bull;在土体界面滑动或浅层基础过度抬升;
bull;沿着嵌入式基础的侧面和底部的被动剪切破坏;
在静态设计中，针对上述每个“破坏”形式引入“超强度”系数和分情况适用的大于1的系数。虽然这样的限制似乎是合理的（对强震后地基损伤的检查和修复是不容易的），但这可能导致非保守的过度简化，特别是在强烈的几何非线性情况下，如地基抬升和滑动（例如Harden和Hutchinson 2006）。最重要的是，忽略这种现象禁不允许在发生大于设计的地面运动的情况下讨论用于保护超结构的强非线性能量耗散机构。今天，越来越多的证据表明，在地震激励下的土体 - 基础塑性屈服不仅是不可避免的，而且甚至可能是有益的（Paolucci 1997; Pecker 1998,2003; Martin和Lam 2000; FEMA 356 2000; Kutter等2003 ; Faccioli等2001; Gazetas等2003; Gajan等2005,2008; Mergos和Kawashima 2005; Apostolou和Gazetas 2005; Paolucci等2007; Kawashima等2007; Gajan和Kutter 2008; Chatzigogos等2009; Gerolymos等，2008，2009）。
本文介绍了一种与以往相悖的新的抗震设计理念，其中“利用”土体屈服来保护上层建筑传统的保守设计（塑性“铰”仅限于上层建筑）。 图1a示意性地说明了传统设计和新概念之间的区别，并提供了上层建筑中塑性“铰接”的实例（图1b），以及基础中意外塑性“铰接”的实例（图1c）。 后者显示了Adapazari（土耳其，1999年）土质非常软的土体上的细长建筑物的过度倾斜，土体失效可以恰巧看作上层建筑的“防护层”，其在结构上仍未受损。 当然，总归还是有破坏，是在这种特殊情况下过度的但并非总是如此的永久轮换和解决办法 。
图1与传统的设计理念（地下的塑性“铰接”）相比，传统的保守设计（上层建筑中的塑性“铰接”）。 b超级建筑中的塑性“兴奋”的实例：1995年神户地震期间，Fukae桥（阪神高速公路3号线）的18个跨度的坍塌。 这座桥在60年代就已经设计好了，它的设计加速度要比实际的低得多，并且在现代抗震设计理念被认可之前。 c基础中意外塑性“铰接”的真实例子：Kocaeli（土耳其）1999年地震后，Adapazari在非常柔软的土体上建造的细长建筑过度倾斜。 由于基础失效，上层建筑仍然完好无损。 然而付出的代价却很沉重：过度转角导致许多情况下建筑崩塌
目前抗震设计的这种“逆向”需求源于：
（a）相应的地震运动（PGA，PGV，频率内容，持续时间，细节）。例如，臭名昭着的1995年Mw7.2神户地震是由一个未知的故障产生的，相比于0.3g的设计规范（例如Gazetas等，2005），产生的PGA高达0.85g。实际上，在每次新地震中的较大PGA都会被记录下来。最近的一个例子是“预言已久”2004年Mw6.0帕克菲尔德地震，发震断层附近的最大记录PGA达到1.8 g，还伴随着PGVs约为100 cm / s（Shakal et al。2006 ）。有趣的是，还有其他几个距断层相似距离的记录，其中PGA甚至低了一个数量级！这样的观察结果导致以下结论：一方面发生这种大的近断层PGA的可能性可能很大；另一方面，捕获这些记录的可能性可以看作是加速度网络密度的函数：即允许记录上述PGA的仪器的极端密度。显然，如果未能得到很好的记录，并且没有精密的仪器，这些记录就不存在。有了这些证据，就可以从不同的角度来看待定义地震地面运动上限的挑战（Bommer et al。2004）。因此，我认为合理的做法是接受地震地面运动发生的风险比设计中假设的风险大。自然，这种风险的大小将取决于假定的地震危险等级。另一方面，有证据表明PGA（单独）不是关键参数。频率成分，脉冲序列和运动的不对称性可能更重要（如Makris和Roussos 2000; Fardis et al.2003）。因此，重要的是开发新的设计方法，使结构能够承受大于设计假设的地震而不会破坏或造成不可修复的损坏。
（b）开发经济高效的地震保护解决方案的必要性。全球经济危机时代迫切要求对我们的思维方式进行重新评估。地震安全以及对人类生命的保护是 必须保持的首要任务。然而，一个典型的结构在其一生中只能经受一次或两次强烈的地震。因此，经济和环境效益也应该在设计过程中发挥作用。因此，与其建造更大更坚固（更昂贵）的基础，以确保强烈的地震震动能够达到上层建筑（即常规能力设计），然后加强结构，使其能够承受地震而不会塌陷（使其更加昂贵并消耗越来越多的物质资源），为什么不恰好相反：故意将基础设计成“安全阀”，限制传递到上部结构上的加速度。这样，我们就可以在基础和上层建筑中实现经济效益，而不会破坏安全。事实上，正如将在后文中展示的那样，由于与结构屈服相比土体破坏机制具有更大的延展能力，新的设计理念可能会提高安全度。
为了揭示与传统容量设计相比新设计理念的有效性，以一个简单而实际的桥梁结构为例。 本文提供的结果可以看作是新概念潜在优势的首次证明。 为了在实践中应用，新的设计理念必须通过分析和实验（振动台和离心机测试）进行广泛验证，这是欧盟资助的项目“DARE”（土体 - 基础 - 结构系统超越常规 地震“失效”阈值）。
2设计考虑和分析方法
如图2a所示，我们考虑一个典型的公路桥在横向激励。 质量m = 1200Mrr的甲板与直径d = 3m，高度H = 12m的钢筋混凝土墩单片连接。 选择用于分析的桥梁类似于阪神高速公路Fukae桥（见图1b），它在1995年神户地震中坍塌（Seible等，1995; Iwasaki等，1995; Park 1996）。 考虑到基于（延展性）行为因子q = 2，桥梁根据EC8（2000）和希腊地震代码（EAK2000）设计，设计加速度A = 0.24g。使用弹性（固定基础） 振动周期T = 0.48s，设计光谱加速度SA = 0.3g，
图2有限元建模概述：a）考虑材料（土和上部结构）的非弹性和几何（提升和P效应）非线性，假定平面应变条件。 b）Sim-plified硬化的一维表示。 c）非线性各向同性/运动学模型中硬化的三维表示。 d）根据发表的G-gamma;（PI = 30，sigma;v= 100 kPa）曲线（Ishibashi和Zhang 1993），对土体（硬粘土，Su = 150 kPa）的运动硬化模型进行校准。 e）使用钢筋混凝土横截面分析（USC_RC）计算上部结构抵抗弯矩 - 曲率响应的模型校准为了承担由此产生的设计弯矩MDasymp;43 MNm，需要一个100 dbL = 32 mm的钢筋（100 32）的纵向加强筋，以及与dbw = 13 mm的箍筋相结合，间距为8 cm。
该桥墩通过一个宽度为B的方形基础建立在理想化的均质25 m深的坚硬粘土层上，其不排水剪切强度Su = 150 kPa（代表土体条件，其表面基础将是一个现实的解决方案）。两种不同的基础宽度被认为代表了两种替代设计方法。一个更大的基础，B = 11米，是根据传统的容量设计设计的，使用超强度系数gamma;Rd= 1.4，以确保塑料“铰链”将在上部结构（墩座）中发展。考虑到最大允许隆起（偏心率e = M / V B / 3，其中V是垂直载荷），静态和地震载荷的安全系数分别为FSV = 5.6和FSE = 2.0。新设计理念的精神考虑了一个更小的设计不足的B = 7米的基础。其静态安全系数FSV = 2.8，但其设计时采用的是“低强度”系数1 /gamma;Rd= 1 / 1.4asymp;0.7，用于地震加载。因此，地震荷载产生的安全系数低于1.0（FSEasymp;0.7）。事实上，正如下面将会展示的那样，设计不足的基础不会允许设计地震作用发展。因此，在这种情况下，FSE确实没有物理意义;这只是一个明显的临时安全因素。
考虑到材料（土体和上层建筑）和几何（由于提升和P-效应）非线性，假定平面应变土体条件进行分析。 桥墩采用非线性梁单元建模，而桥面采用质量单元来表示。 土体和基础用四边形连续体单元建模，前者为非线性，后者为弹性。 基础通过特殊的接触元件连接到土体上，可以实际模拟可能在土体 - 基础界面处的脱离和滑动。 基脚和码头的质量也被考虑在内。
2.1土体非弹性
通过具有Von Mises失效标准，非线性运动硬化和相关塑性流动规则的非线性本构模型模拟土的行为。 根据Von Mises失效准则，应力的演变通过下面的关系式来描述：
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（1） |
其中是在零塑性应变下的应力值，假定保持不变。 参数alpha;是“背应力”，它定义了应力空间屈服面的运动演化。 假定相关的塑性流动规则：
其中是塑性流动速率（通过等效塑性工作获得），是等效塑性应变率，F是定义与压力无关的屈服面的函数：公式编号
该模型的演化规律由两部分组成：一个描述屈服面在应力空间中的平移（通过后应力alpha;定义）非线性运动硬化分量，和一个描述等效变化应力屈服面的大小定义为塑性变形的函数各向同性硬化分量。 运动硬化分量引入了非线性，被定义为纯运动学术语（线性齐格勒硬化定律）和松弛术语（回忆术语）的加法组合。 屈服应力的运动分量的演变描述如下：
其中C是初始运动硬化模量（C =/ y = E），gamma;是确定运动硬化随着塑性变形增加而减小的速率的参数。
运动学和各向同性硬化组分的演变分别如图2b和c所示，用于单向和多轴加载。 运动硬化成分的演化规律意味着后应力包含在一个半径圆柱体内：
其中是饱和时alpha;的大小。由于屈服面保持有界，这意味着任何应力点都必须位于半径为的圆柱内。在大的塑性应变中，任何应力点都包含在半径为的圆柱内，其中 是定义大塑性应变下屈服面大小的等效应力。
最大屈服应力（饱和时）为：
根据冯米塞斯屈服准则，这种极限应力是：
从方程 6和7我们有：
根据Gerolymos等所述的程序，对模型参数进行校准以适应文献的已发表的G-gamma;曲线。（2005年）。 图2d说明了Ishibashi和Zhang（1993）对运动硬化模型（通过简单剪切有限元分析）与公布的G-gamma;曲线的验证。
2.2桩的非弹性lt;
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