蒲北辰，周緒紅，劉永健，劉 彬

(1. 長安大學公路學院，陜西西安 710064； 2. 中國市政工程西北設計研究院有限公司，甘肅蘭州 730000； 3. 重慶大學土木工程學院，重慶 400045)

0 引 言

大跨高墩預應力混凝土連續(xù)剛構橋是中國西部山區(qū)公路橋梁的主流橋型之一，但在長期服役過程中該橋型出現(xiàn)了跨中下?lián)稀⒏拱彘_裂等病害，嚴重影響了橋梁的耐久性和運營安全；同時，西部地區(qū)地震帶分布廣泛，地震活動頻繁，橋梁結構面臨近場地震(靠近活動斷層區(qū)域的地震動)的嚴重威脅，而近場地震對結構的耗能要求較高。為有效解決預應力混凝土連續(xù)剛構橋結構病害和滿足高烈度地震作用下結構的抗震需求，上、下部結構均采用鋼管混凝土構件的新型組合桁梁橋應運而生，此橋型上部結構采用裝配化速度快、承載能力強、結構剛度大的矩形鋼管混凝土組合桁梁[1-6]，下部結構采用受壓力學性能好、延性變形能力強、抗震性能佳的格構式鋼管混凝土組合橋墩[7-10]，是一種非常適宜于西部山區(qū)橋梁建設的理想橋型。

國內外已建成采用鋼管混凝土組合桁梁、組合橋墩的橋梁工程有瑞士Lully高架橋[11]、西班牙Ulla高速鐵路橋[12]、湖北姊歸向家壩大橋、重慶萬縣萬州大橋[13]、四川雅安干海子大橋[14]、黃延高速K15+644.312跨線橋[15]和雅瀘高速臘八斤特大橋[16]，其中雅瀘高速臘八斤特大橋跨徑布置為105 m+2×200 m+105 m，上部結構采用預應力混凝土連續(xù)梁，下部結構采用鋼管混凝土組合高墩，墩梁固結，最大墩高達182.5 m，是鋼管混凝土組合橋墩在工程領域的一次成功嘗試。

科學研究方面學者對鋼管混凝土組合橋墩抗震性能已經(jīng)開展了一系列研究工作。吳慶雄等[17]以干海子大橋為原型，對其進行了精細化有限元分析、實橋測試和幾何縮尺比例為1∶8的振動臺模型試驗，研究表明：對于鋼管混凝土格構墩，塑性鉸可能出現(xiàn)在混凝土腹板和墩底2個區(qū)域；模型試驗顯示鋼管混凝土格構墩的耗能變形減小了主梁的地震位移響應，格構墩具有良好的抗震性能。楊曉等[18]進行了鋼管混凝土組合長柱的抗震性能試驗，結果表明，灌混凝土組合柱的耗能能力要高于空鋼管組合柱。陳伯望等[19]完成了2個四肢方鋼管混凝土格構柱和1個四肢圓鋼管混凝土格構柱的低周反復加載試驗，結果發(fā)現(xiàn)，綴管與柱肢的連接撕裂是鋼管混凝土格構柱的主要破壞形態(tài)，鋼管混凝土格構柱均有良好的綜合抗震性能。王燦[20]基于OpenSees軟件對薄壁鋼箱混凝土橋墩進行數(shù)值分析，研究了不同軸壓比、長徑比、截面含鋼率等參數(shù)對空、實心截面薄壁鋼箱混凝土橋墩骨架曲線的影響規(guī)律。呂西林等[21]介紹了可更換耗能裝置在橋梁領域的應用現(xiàn)狀，為橋墩提高強度、剛度和大震作用下保持彈性提供了一種設計思路。楊有福等[22]指出，進行格構式鋼管混凝土構件抗震性能研究的關鍵在于強非線性條件下滯回性能分析理論與模型的建立。

總的來說，鋼管混凝土組合桁梁橋抗震性能的已有研究大多著眼于構件層面，而且對近場地震作用下結構響應的研究很少。本文基于對傳統(tǒng)預應力混凝土連續(xù)剛構橋的優(yōu)化，提出了新型鋼管混凝土組合桁梁橋，并以西部地區(qū)典型高墩大跨非規(guī)則連續(xù)剛構橋作為研究對象，對近、遠場地震荷載作用下預應力混凝土連續(xù)剛構橋、預應力混凝土連續(xù)剛構優(yōu)化橋型(只下部結構采用鋼管混凝土組合橋墩)、新型鋼管混凝土組合桁梁橋的結構響應進行有限元對比分析，研究結果可為鋼管混凝土組合桁梁橋在近、遠場高震區(qū)的工程設計提供參考。

1 工程背景

研究工程背景為西部地區(qū)某非規(guī)則高墩大跨連續(xù)剛構橋，橋跨布置為70 m+130 m+70 m，橋寬15.2 m，其中上部結構采用預應力混凝土單箱單室大箱梁斷面，下部結構采用鋼筋混凝土板式墩，左墩墩高80 m，右墩墩高60 m。

為改善連續(xù)剛構橋(設計方案1)的靜力性能和抗震性能，現(xiàn)提出設計方案2——連續(xù)剛構優(yōu)化橋型(只下部結構采用鋼管混凝土組合橋墩)和設計方案3——鋼管混凝土組合桁梁橋(表1)，各設計方案橋型布置和橫斷面布置見圖1，2。

表1 橋型方案Tab.1 Bridge Type Schemes

2 地震波選取

橋址處地震設防烈度為8度，設計加速度為0.2g(g為重力加速度)。為了考慮近、遠場地震的差異，遠場地震波的選取依據(jù)橋梁所處場地條件及地震烈度進行，近場地震波選取結合場地效應和脈沖特性進行。

地震波具有復雜的頻譜特性，相對于遠場地震而言，近斷層地震動具有斷層破裂的強方向性效應、滑沖效應、上盤效應以及大幅值豎向加速度特性等顯著區(qū)別于遠場地震動的特征。因此，為了分析近、遠場地震作用下橋梁的地震響應，分別選取3條近、遠場地震波對結構進行動力響應分析。為了確保地震波的代表性和科學性，本文按照以下原則進行地震波的選取：①按照橋梁所處的場地條件，場地類別選為Ⅲ類場；②所在地震事件的震級大于6.0級；③加速度峰值大于等于0.1g；④所選記錄的反應譜及卓越周期接近，近場記錄的卓越周期接近于0.7 s，遠場記錄的卓越周期接近于0.4 s；⑤對于近場記錄，其所在臺站的斷層投影距離不大于10 km,具有明顯的長周期脈沖波形，且速度峰值與加速度峰值的比值大于0.1；⑥對于遠場記錄，其斷層距應大于30 km。

根據(jù)上述原則，分別選取了3條具有明顯脈沖效應的近場地震波和3條遠場地震波，各條地震波的基本參數(shù)如表2所示。圖3，4分別列出了近、遠場地震波的加速度和速度時程曲線，可以看出近場地震波的速度時程曲線存在明顯的脈沖效應，而遠場地震波頻譜分布較均勻。

在進行結構動力響應分析時，各地震波加速度峰值統(tǒng)一調整為0.2g。為簡化起見，僅考慮水平向地震動作用，不考慮豎向地震動作用以及地震動作用的空間組合。各條地震波的加速度反應譜及近、遠場均值譜(阻尼比取為5%)如圖5所示，從圖5可看出，2類地震波的頻譜特性存在明顯差異。

3 不同橋型方案地震響應對比

各橋型方案的抗震分析采用大型有限元軟件MIDAS/Civil來進行，為提高計算效率，主梁、橋墩均采用桿系單元模擬(圖6)。各橋型方案均采用剛構體系，地震作用下主梁協(xié)同橋墩一起受力，位移最大值一般出現(xiàn)在墩頂，內力反應最大值一般出現(xiàn)在墩底；同時，高墩較低墩地震響應明顯。因此，本文在進行抗震分析時，主要關注高墩的墩頂位移、墩底彎矩及墩底剪力等地震響應指標。

3.1 近場地震作用下不同橋型地震響應對比

選取脈沖效應明顯的近場地震波H-E07140作為輸入荷載，對3種橋型方案的結構響應進行對比。

圖7為地震作用下各橋型方案高墩墩頂位移、墩底彎矩及墩底剪力的時程曲線。由圖7(a)可知，在相同近場地震波作用下，方案2墩頂位移峰值最大，方案3次之，方案1最小；由圖7(b)，(c)可知，墩底彎矩及剪力時程曲線規(guī)律恰好與墩頂位移時程曲線相反，方案1橋墩彎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、鋰電池等行業(yè)的高氨氮廢水處理中汽提-精餾技術被廣泛使用［9-12］，采用雙效精餾節(jié)能效果可接近50%，結合垃圾填埋場高氨氮滲瀝液的特性，擬采用汽提-精餾耦合技術對高氨氮滲瀝液進行中試試驗。先針對高氨氮滲瀝液進行小試研究，根據(jù)小試結果探討基于ASPEN計算的高氨氮滲瀝液汽提精餾耦合脫氨中試工藝的設計［13-16］。

表2 所選取的近、遠場地震波Tab.2 Selected Near-field and Far-field Earthquake Waves

注：Ap為加速度峰值；Vp為速度峰值。

圖8為各橋型方案橋墩位移、彎矩及剪力沿墩高方向的地震響應分布。從橋墩位移分布可以看出，各方案均是墩頂位移最大，方案2、方案3墩頂位移分別比方案1增加38.4%，30.6%。各方案橋墩最小彎矩位置均出現(xiàn)在墩身中部，方案1最大彎矩位置出現(xiàn)在墩頂，而方案2、方案3均出現(xiàn)在墩底，方案2、方案3最大彎矩分別為方案1的79.7%，58.1%；各方案橋墩最大剪力位置均出現(xiàn)在墩底，方案2、方案3最大剪力分別為方案1的38.0%，33.9%。

3.2 遠場地震作用下不同橋型地震響應對比

由于遠場地震的頻譜特性與近場地震差異較大，為了驗證地震作用下不同橋型方案結構響應規(guī)律的普遍性，選取遠場地震波H-C06000作為輸入荷載，分析3種橋型方案的結構地震響應。

圖9為遠場地震作用下各橋型方案高墩墩頂位移、墩底彎矩及墩底剪力的時程曲線。由圖9可知，在相同遠場地震波作用下，各橋型方案位移、內力響應規(guī)律基本與近場地震作用下保持一致。

圖10為各橋型方案橋墩位移、彎矩及剪力沿墩高方向的分布。從圖10可以看出，各橋型方案的地震響應分布規(guī)律與近場地震很相似。遠場地震作用下，方案1的最大位移為2.4 cm，方案2、方案3比方案1增加14%，15%。從橋墩彎矩分布可以看出，各方案橋墩最小彎矩位置均出現(xiàn)在墩身中部，方案1最大彎矩位置出現(xiàn)在墩頂，而方案2、方案3均出現(xiàn)在墩底，方案2、方案3最大彎矩分別為方案1的85.1%，62.5%；各方案橋墩最大剪力位置均出現(xiàn)在墩底，方案2、方案3最大剪力分別為方案1的29.0%，23.6%。

通過上述分析可知，無論是在近場地震還是遠場地震作用下，方案1橋墩位移均要小于方案2、方案3，而方案2、方案3的彎矩、剪力要顯著低于方案1，表明格構式鋼管混凝土橋墩延性變形能力要明顯高于普通鋼筋混凝土板式墩，耗能變形致使結構的地震響應內力下降明顯。

4 同一橋型方案地震響應對比

大幅值、長周期脈沖作用是近場地震的重要表現(xiàn)特征，這些顯著特征導致地震能量以遞增的形式傳遞，難以在短時間內耗散，會對橋梁結構造成更加嚴重的破壞。相關研究均表明，近斷層地震下的結構震害顯著區(qū)別于遠場。因此，有必要對比分析結構在近、遠場地震激勵下的響應差異。

圖11，12分別為各橋型方案在6條近、遠場地震波作用下的位移和彎矩時程曲線。由圖11可知，近場地震作用下橋墩墩頂位移明顯大于遠場地震。由圖12可知，彎矩時程具有與位移類似的分布特征，近場地震作用下橋墩墩底彎矩要遠高于遠場地震，是遠場地震的數(shù)倍。

圖13為各橋型方案在近、遠場地震作用下位移沿墩高方向的分布。由圖13可知，各類地震波作用下橋墩位移的分布趨勢基本一致，但遠場地震作用下墩頂位移較小，近場地震作用下的位移呈明顯增大趨勢。近場地震波H-E07140，H-EMO000和RRS228作用下，方案1橋墩最大位移分別為22.3，31.7，14.5 cm，方案2橋墩最大位移分別為方案1的127.7%，86.1%，88.7%，方案3橋墩最大位移分別為方案1的120.2%，91.8%，90.4%。遠場地震波BAD3000，BRC000和H-C06000作用下方案1橋墩最大位移分別為7.3，4.0，3.1 cm，方案2橋墩最大位移分別為方案1的72.6%，85.0%，74.2%，方案3橋墩的最大位移分別為方案1的75.3%，65.0%，74.2%。方案1在近、遠場地震作用下的位移均值分別為22.8 cm和4.8 cm，方案2在近、遠場地震作用下的位移均值分別為23.3 cm和3.7 cm，方案3在近、遠場地震作用下的位移均值分別為23.3 cm和3.5 cm。

圖14為各橋型方案在近、遠場地震波作用下彎矩沿墩高方向的分布。由圖14可知，在近場地震波H-E07140，H-EMO000和RRS228作用下，方案1墩頂彎矩分別為58 603，106 608，31 097 kN·m，方案2墩頂彎矩分別為方案1的42.7%，21.7%，72.8%，方案3墩頂彎矩分別為方案1的28.3%，19.0%，24.5%。遠場地震作用下方案1墩頂彎矩分別為19 714，25 418，26 903 kN·m，方案2墩頂彎矩分別為方案1的25.3%，27.1%，26.7%；方案3墩頂彎矩分別為方案1的15.6%，13.6%，12.4%。方案1在近、遠場地震作用下的彎矩均值分別為65 436 kN·m和24 011 kN·m，方案2在近、遠場地震作用下的彎矩均值分別為23 609 kN·m和6 347 kN·m，方案3在近、遠場地震作用下的彎矩均值分別為14 819 kN·m和3 288 kN·m。

通過上述分析可知：各橋型方案橋墩在近場地震作用下的位移響應均明顯大于遠場地震作用下的位移響應，最大增幅高達5.7倍，且近場地震作用下位移時程曲線存在明顯的脈沖效應，而遠場地震作用下位移時程曲線則比較平緩；各橋型方案橋墩地震響應內力近場地震亦要明顯大于遠場地震，彎矩最大增幅高達3.5倍。

5 結 語

(1)為解決傳統(tǒng)預應力混凝土連續(xù)剛構橋的結構病害和抗震問題，提出了新型鋼管混凝土組合桁梁橋結構形式。

(2)新型鋼管混凝土組合桁梁橋和下部結構采用鋼管混凝土格構式橋墩的連續(xù)剛構優(yōu)化橋型其抗震性能均要明顯優(yōu)于傳統(tǒng)混凝土連續(xù)剛構橋，新型鋼管混凝土組合桁梁橋抗震性能更為優(yōu)越，與傳統(tǒng)混凝土連續(xù)剛構橋相比近場地震作用下彎矩、剪力下降分別達41.9%，66.1%，遠場地震作用下彎矩、剪力下降分別達37.5%，76.4%。

(3)近場地震作用下結構輸入的地震能量大幅增加，無論是傳統(tǒng)連續(xù)剛構橋、還是連續(xù)剛構優(yōu)化橋型以及新型鋼管混凝土組合桁梁橋其橋墩地震響應位移及內力均顯著增加，位移最大增幅高達5.7倍，彎矩最大增幅高達3.5倍。

(4)相對短周期的剛性橋梁，近場地震對柔性體系橋梁的作用更為明顯，對新型鋼管混凝土組合桁梁橋進行近場地震波作用下的振動臺試驗研究是下一步的研究方向。