钢管混凝土组合桁梁桥近、远场抗震性能

蒲北辰，周绪红，刘永健，刘 彬

(1. 长安大学公路学院，陕西西安 710064； 2. 中国市政工程西北设计研究院有限公司，甘肃兰州 730000； 3. 重庆大学土木工程学院，重庆 400045)

0 引 言

大跨高墩预应力混凝土连续刚构桥是中国西部山区公路桥梁的主流桥型之一，但在长期服役过程中该桥型出现了跨中下挠、腹板开裂等病害，严重影响了桥梁的耐久性和运营安全；同时，西部地区地震带分布广泛，地震活动频繁，桥梁结构面临近场地震(靠近活动断层区域的地震动)的严重威胁，而近场地震对结构的耗能要求较高。为有效解决预应力混凝土连续刚构桥结构病害和满足高烈度地震作用下结构的抗震需求，上、下部结构均采用钢管混凝土构件的新型组合桁梁桥应运而生，此桥型上部结构采用装配化速度快、承载能力强、结构刚度大的矩形钢管混凝土组合桁梁[1-6]，下部结构采用受压力学性能好、延性变形能力强、抗震性能佳的格构式钢管混凝土组合桥墩[7-10]，是一种非常适宜于西部山区桥梁建设的理想桥型。

国内外已建成采用钢管混凝土组合桁梁、组合桥墩的桥梁工程有瑞士Lully高架桥[11]、西班牙Ulla高速铁路桥[12]、湖北姊归向家坝大桥、重庆万县万州大桥[13]、四川雅安干海子大桥[14]、黄延高速K15+644.312跨线桥[15]和雅泸高速腊八斤特大桥[16]，其中雅泸高速腊八斤特大桥跨径布置为105 m+2×200 m+105 m，上部结构采用预应力混凝土连续梁，下部结构采用钢管混凝土组合高墩，墩梁固结，最大墩高达182.5 m，是钢管混凝土组合桥墩在工程领域的一次成功尝试。

科学研究方面学者对钢管混凝土组合桥墩抗震性能已经开展了一系列研究工作。吴庆雄等[17]以干海子大桥为原型，对其进行了精细化有限元分析、实桥测试和几何缩尺比例为1∶8的振动台模型试验，研究表明：对于钢管混凝土格构墩，塑性铰可能出现在混凝土腹板和墩底2个区域；模型试验显示钢管混凝土格构墩的耗能变形减小了主梁的地震位移响应，格构墩具有良好的抗震性能。杨晓等[18]进行了钢管混凝土组合长柱的抗震性能试验，结果表明，灌混凝土组合柱的耗能能力要高于空钢管组合柱。陈伯望等[19]完成了2个四肢方钢管混凝土格构柱和1个四肢圆钢管混凝土格构柱的低周反复加载试验，结果发现，缀管与柱肢的连接撕裂是钢管混凝土格构柱的主要破坏形态，钢管混凝土格构柱均有良好的综合抗震性能。王灿[20]基于OpenSees软件对薄壁钢箱混凝土桥墩进行数值分析，研究了不同轴压比、长径比、截面含钢率等参数对空、实心截面薄壁钢箱混凝土桥墩骨架曲线的影响规律。吕西林等[21]介绍了可更换耗能装置在桥梁领域的应用现状，为桥墩提高强度、刚度和大震作用下保持弹性提供了一种设计思路。杨有福等[22]指出，进行格构式钢管混凝土构件抗震性能研究的关键在于强非线性条件下滞回性能分析理论与模型的建立。

总的来说，钢管混凝土组合桁梁桥抗震性能的已有研究大多着眼于构件层面，而且对近场地震作用下结构响应的研究很少。本文基于对传统预应力混凝土连续刚构桥的优化，提出了新型钢管混凝土组合桁梁桥，并以西部地区典型高墩大跨非规则连续刚构桥作为研究对象，对近、远场地震荷载作用下预应力混凝土连续刚构桥、预应力混凝土连续刚构优化桥型(只下部结构采用钢管混凝土组合桥墩)、新型钢管混凝土组合桁梁桥的结构响应进行有限元对比分析，研究结果可为钢管混凝土组合桁梁桥在近、远场高震区的工程设计提供参考。

1 工程背景

研究工程背景为西部地区某非规则高墩大跨连续刚构桥，桥跨布置为70 m+130 m+70 m，桥宽15.2 m，其中上部结构采用预应力混凝土单箱单室大箱梁断面，下部结构采用钢筋混凝土板式墩，左墩墩高80 m，右墩墩高60 m。

为改善连续刚构桥(设计方案1)的静力性能和抗震性能，现提出设计方案2——连续刚构优化桥型(只下部结构采用钢管混凝土组合桥墩)和设计方案3——钢管混凝土组合桁梁桥(表1)，各设计方案桥型布置和横断面布置见图1，2。

表1 桥型方案Tab.1 Bridge Type Schemes

2 地震波选取

桥址处地震设防烈度为8度，设计加速度为0.2g(g为重力加速度)。为了考虑近、远场地震的差异，远场地震波的选取依据桥梁所处场地条件及地震烈度进行，近场地震波选取结合场地效应和脉冲特性进行。

地震波具有复杂的频谱特性，相对于远场地震而言，近断层地震动具有断层破裂的强方向性效应、滑冲效应、上盘效应以及大幅值竖向加速度特性等显著区别于远场地震动的特征。因此，为了分析近、远场地震作用下桥梁的地震响应，分别选取3条近、远场地震波对结构进行动力响应分析。为了确保地震波的代表性和科学性，本文按照以下原则进行地震波的选取：①按照桥梁所处的场地条件，场地类别选为Ⅲ类场；②所在地震事件的震级大于6.0级；③加速度峰值大于等于0.1g；④所选记录的反应谱及卓越周期接近，近场记录的卓越周期接近于0.7 s，远场记录的卓越周期接近于0.4 s；⑤对于近场记录，其所在台站的断层投影距离不大于10 km,具有明显的长周期脉冲波形，且速度峰值与加速度峰值的比值大于0.1；⑥对于远场记录，其断层距应大于30 km。

根据上述原则，分别选取了3条具有明显脉冲效应的近场地震波和3条远场地震波，各条地震波的基本参数如表2所示。图3，4分别列出了近、远场地震波的加速度和速度时程曲线，可以看出近场地震波的速度时程曲线存在明显的脉冲效应，而远场地震波频谱分布较均匀。

在进行结构动力响应分析时，各地震波加速度峰值统一调整为0.2g。为简化起见，仅考虑水平向地震动作用，不考虑竖向地震动作用以及地震动作用的空间组合。各条地震波的加速度反应谱及近、远场均值谱(阻尼比取为5%)如图5所示，从图5可看出，2类地震波的频谱特性存在明显差异。

3 不同桥型方案地震响应对比

各桥型方案的抗震分析采用大型有限元软件MIDAS/Civil来进行，为提高计算效率，主梁、桥墩均采用杆系单元模拟(图6)。各桥型方案均采用刚构体系，地震作用下主梁协同桥墩一起受力，位移最大值一般出现在墩顶，内力反应最大值一般出现在墩底；同时，高墩较低墩地震响应明显。因此，本文在进行抗震分析时，主要关注高墩的墩顶位移、墩底弯矩及墩底剪力等地震响应指标。

3.1 近场地震作用下不同桥型地震响应对比

选取脉冲效应明显的近场地震波H-E07140作为输入荷载，对3种桥型方案的结构响应进行对比。

图7为地震作用下各桥型方案高墩墩顶位移、墩底弯矩及墩底剪力的时程曲线。由图7(a)可知，在相同近场地震波作用下，方案2墩顶位移峰值最大，方案3次之，方案1最小；由图7(b)，(c)可知，墩底弯矩及剪力时程曲线规律恰好与墩顶位移时程曲线相反，方案1桥墩弯矩峰值和剪力峰值最大，方案3略小于方案2。

在煤焦化、稀土、锂电池等行业的高氨氮废水处理中汽提-精馏技术被广泛使用［9-12］，采用双效精馏节能效果可接近50%，结合垃圾填埋场高氨氮渗沥液的特性，拟采用汽提-精馏耦合技术对高氨氮渗沥液进行中试试验。先针对高氨氮渗沥液进行小试研究，根据小试结果探讨基于ASPEN计算的高氨氮渗沥液汽提精馏耦合脱氨中试工艺的设计［13-16］。

表2 所选取的近、远场地震波Tab.2 Selected Near-field and Far-field Earthquake Waves

注：Ap为加速度峰值；Vp为速度峰值。

图8为各桥型方案桥墩位移、弯矩及剪力沿墩高方向的地震响应分布。从桥墩位移分布可以看出，各方案均是墩顶位移最大，方案2、方案3墩顶位移分别比方案1增加38.4%，30.6%。各方案桥墩最小弯矩位置均出现在墩身中部，方案1最大弯矩位置出现在墩顶，而方案2、方案3均出现在墩底，方案2、方案3最大弯矩分别为方案1的79.7%，58.1%；各方案桥墩最大剪力位置均出现在墩底，方案2、方案3最大剪力分别为方案1的38.0%，33.9%。

3.2 远场地震作用下不同桥型地震响应对比

由于远场地震的频谱特性与近场地震差异较大，为了验证地震作用下不同桥型方案结构响应规律的普遍性，选取远场地震波H-C06000作为输入荷载，分析3种桥型方案的结构地震响应。

图9为远场地震作用下各桥型方案高墩墩顶位移、墩底弯矩及墩底剪力的时程曲线。由图9可知，在相同远场地震波作用下，各桥型方案位移、内力响应规律基本与近场地震作用下保持一致。

图10为各桥型方案桥墩位移、弯矩及剪力沿墩高方向的分布。从图10可以看出，各桥型方案的地震响应分布规律与近场地震很相似。远场地震作用下，方案1的最大位移为2.4 cm，方案2、方案3比方案1增加14%，15%。从桥墩弯矩分布可以看出，各方案桥墩最小弯矩位置均出现在墩身中部，方案1最大弯矩位置出现在墩顶，而方案2、方案3均出现在墩底，方案2、方案3最大弯矩分别为方案1的85.1%，62.5%；各方案桥墩最大剪力位置均出现在墩底，方案2、方案3最大剪力分别为方案1的29.0%，23.6%。

通过上述分析可知，无论是在近场地震还是远场地震作用下，方案1桥墩位移均要小于方案2、方案3，而方案2、方案3的弯矩、剪力要显著低于方案1，表明格构式钢管混凝土桥墩延性变形能力要明显高于普通钢筋混凝土板式墩，耗能变形致使结构的地震响应内力下降明显。

4 同一桥型方案地震响应对比

大幅值、长周期脉冲作用是近场地震的重要表现特征，这些显著特征导致地震能量以递增的形式传递，难以在短时间内耗散，会对桥梁结构造成更加严重的破坏。相关研究均表明，近断层地震下的结构震害显著区别于远场。因此，有必要对比分析结构在近、远场地震激励下的响应差异。

图11，12分别为各桥型方案在6条近、远场地震波作用下的位移和弯矩时程曲线。由图11可知，近场地震作用下桥墩墩顶位移明显大于远场地震。由图12可知，弯矩时程具有与位移类似的分布特征，近场地震作用下桥墩墩底弯矩要远高于远场地震，是远场地震的数倍。

图13为各桥型方案在近、远场地震作用下位移沿墩高方向的分布。由图13可知，各类地震波作用下桥墩位移的分布趋势基本一致，但远场地震作用下墩顶位移较小，近场地震作用下的位移呈明显增大趋势。近场地震波H-E07140，H-EMO000和RRS228作用下，方案1桥墩最大位移分别为22.3，31.7，14.5 cm，方案2桥墩最大位移分别为方案1的127.7%，86.1%，88.7%，方案3桥墩最大位移分别为方案1的120.2%，91.8%，90.4%。远场地震波BAD3000，BRC000和H-C06000作用下方案1桥墩最大位移分别为7.3，4.0，3.1 cm，方案2桥墩最大位移分别为方案1的72.6%，85.0%，74.2%，方案3桥墩的最大位移分别为方案1的75.3%，65.0%，74.2%。方案1在近、远场地震作用下的位移均值分别为22.8 cm和4.8 cm，方案2在近、远场地震作用下的位移均值分别为23.3 cm和3.7 cm，方案3在近、远场地震作用下的位移均值分别为23.3 cm和3.5 cm。

图14为各桥型方案在近、远场地震波作用下弯矩沿墩高方向的分布。由图14可知，在近场地震波H-E07140，H-EMO000和RRS228作用下，方案1墩顶弯矩分别为58 603，106 608，31 097 kN·m，方案2墩顶弯矩分别为方案1的42.7%，21.7%，72.8%，方案3墩顶弯矩分别为方案1的28.3%，19.0%，24.5%。远场地震作用下方案1墩顶弯矩分别为19 714，25 418，26 903 kN·m，方案2墩顶弯矩分别为方案1的25.3%，27.1%，26.7%；方案3墩顶弯矩分别为方案1的15.6%，13.6%，12.4%。方案1在近、远场地震作用下的弯矩均值分别为65 436 kN·m和24 011 kN·m，方案2在近、远场地震作用下的弯矩均值分别为23 609 kN·m和6 347 kN·m，方案3在近、远场地震作用下的弯矩均值分别为14 819 kN·m和3 288 kN·m。

通过上述分析可知：各桥型方案桥墩在近场地震作用下的位移响应均明显大于远场地震作用下的位移响应，最大增幅高达5.7倍，且近场地震作用下位移时程曲线存在明显的脉冲效应，而远场地震作用下位移时程曲线则比较平缓；各桥型方案桥墩地震响应内力近场地震亦要明显大于远场地震，弯矩最大增幅高达3.5倍。

5 结 语

(1)为解决传统预应力混凝土连续刚构桥的结构病害和抗震问题，提出了新型钢管混凝土组合桁梁桥结构形式。

(2)新型钢管混凝土组合桁梁桥和下部结构采用钢管混凝土格构式桥墩的连续刚构优化桥型其抗震性能均要明显优于传统混凝土连续刚构桥，新型钢管混凝土组合桁梁桥抗震性能更为优越，与传统混凝土连续刚构桥相比近场地震作用下弯矩、剪力下降分别达41.9%，66.1%，远场地震作用下弯矩、剪力下降分别达37.5%，76.4%。

(3)近场地震作用下结构输入的地震能量大幅增加，无论是传统连续刚构桥、还是连续刚构优化桥型以及新型钢管混凝土组合桁梁桥其桥墩地震响应位移及内力均显著增加，位移最大增幅高达5.7倍，弯矩最大增幅高达3.5倍。

(4)相对短周期的刚性桥梁，近场地震对柔性体系桥梁的作用更为明显，对新型钢管混凝土组合桁梁桥进行近场地震波作用下的振动台试验研究是下一步的研究方向。