海底地震動作用下隔震橋地震反應

陳寶魁，盧宏飛，宋固全，田欽，范力

(南昌大學建筑工程學院，江西 南昌 330031)

隨著世界范圍內跨海橋梁的快速建設，其抗震性能與地震安全已被廣泛關注。黃佳棟等[1]針對不同隔震措施下跨海連續(xù)梁橋結構的地震反應進行了模擬分析。李建中等[2]討論了采用雙線性隔震裝置連續(xù)梁橋的優(yōu)化設計問題。杜修力等[3]從理論分析與試驗方面研究了多維地震作用下隔震橋梁地震反應。但由于海底強震記錄有限等條件的影響，目前跨海橋梁的抗震分析中一般仍使用陸地強震記錄。然而，近年來海底地震動特性的相關研究發(fā)現，海底與陸地地震動特性差別較大，如Boore等[4]通過美國海底地震觀測系統(tǒng)(seafloor earthquake measuring system，簡稱SEMS)所記錄的數據統(tǒng)計分析，發(fā)現相對于陸地地震動，海底地震動的豎向分量在短周期范圍內明顯更低。陳寶魁等[5-6]通過對日本K-net臺網與美國SEMS臺網中海底與陸地地震動特性的對比，發(fā)現海底地震動的豎向與水平峰值加速度更小，豎向成分在短周期范圍內更低，并且海底地震動水平反應譜的長周期成分更豐富等特點。呂悅軍等[7]以渤海 PL19-3油田工程場地為研究對象進行場地類別研究，通過地震動效應分析，海底軟弱土場地對地震動加速度的幅值和頻譜的影響非常明顯。李超等[8]基于流體動力學方程和一維波動理論，提出了一種由基巖、多孔土層和海水層組成的海底場地解析方法，并同樣發(fā)現海底與陸地地震動存在較明顯的差異。李天男等[9]基于中國南海島礁場地鉆孔資料和日本房總半島沿海地區(qū)海底強震記錄，通過土層地震反應分析結果討論了地震動特征、場地條件對地震反應的影響，初步探索了特殊海洋工程場地對地震動特性的影響。Fan等[10]利用空間變化的地面運動模擬理論，分析了海水層對海底地面運動的影響以及不同條件下海底模擬地震動的時空變化過程。Lin等[11]通過對短周期海底地震儀記錄的數據進行水平與豎向反應譜比譜(H/V)的評估，研究了淺海沉積物對局部場地的影響。陳蘇等[12]基于美國加州及日本強震記錄，發(fā)現近海場地強震記錄含有大量長周期成分，且能量主要集中在長周期內，其動力放大系數β值遠超過目前抗震設計規(guī)范值。綜上可以確定海底與陸地地震動特性差別較大，特別是水平向地震動的長周期成分更高，可能造成橋梁結構的地震反應更高。因此，海底地震動對橋梁地震反應影響研究亟待補充。

隔震梁橋是在橋梁結構上部和下部結構間引入隔震裝置(支座)，從而改變地震時的結構動力特性，延長結構的周期以避開地震卓越周期，降低結構的地震響應?？紤]到連續(xù)梁橋具有構造簡單、整體性好、超載能力大等優(yōu)點，跨海隔震梁橋被廣泛應用于跨海橋梁的引橋段工程。目前，在橋梁地震反應分析中，一般采用一致輸入地震激勵的方法，即對基礎底部輸入一致的加速度時程或反應譜進行計算。因此，本研究主要以跨海隔震梁橋為研究對象，通過比較海底與陸地地震作用下橋梁的結構反應，確定海底地震動對跨海隔震梁橋的影響。

1 跨海隔震連續(xù)梁橋計算模型

1.1 工程概況

本研究以港珠澳大橋為工程背景，選其引橋段11跨隔震連續(xù)梁橋作為研究對象。該橋段全長13.89 km，為深水區(qū)非通航孔連續(xù)梁橋。其中主梁采用了單墩整幅梁，按等跨110 m布置。凈空高度20 m，寬度85 m。主梁按六孔一聯布設，模型中7號橋墩為兩聯主梁的交接墩，兩側梁端的初始間距為90 cm。橋梁設計使用壽命為120年，抗震設防標準以重現期表征，工作狀態(tài)(E1)為120年，非通航孔橋極限狀態(tài)(E2)為600年，結構完整性狀態(tài)(E3)為2 400年。該橋主梁寬度為33.1 m，高度為4.5 m，為單箱雙室整幅等梁高鋼箱梁，箱梁采用整孔安裝，其頂板挑臂長度為5.5 m，且最小板厚為18 mm，單跨梁吊裝重量可至2 270 t。樁基礎采用混凝土灌注樁，直徑為180 cm。承臺采用預制承臺，尺寸規(guī)格為10.6 m×15.6 m×5.0 m。為了使得該橋的阻水比例控制不超過10%，承臺全部埋入海床面以下。橋墩為預制空心墩，截面為3.5 m×10.0 m和4.0 m×10.0 m 2種，前者實際應用于墩高度小于或等于26 m的橋墩，后者則應用于墩高度大于26 m的橋墩，承臺和橋墩自身總質量可達到2 600 t。橋面設置2.5%的橫坡排水。支座采用高阻尼鉛芯橡膠支座[13-15]。

1.2 模型參數

利用橋梁通用分析軟件Midas建立三維隔震連續(xù)梁橋模型。其中主坐標軸X軸設為縱橋向，Y軸為橫橋向，Z軸為豎向坐標。模型共11跨，主梁與橋墩編號如圖1所示。

模型由7部分組成，分別是箱梁、支座、蓋梁、橋墩、承臺、混合樁、樁基礎。除支座外所有構件均采用梁單元，支座采用鉛芯橡膠支座隔震裝置。各材料參數如表1所示。

表1 構件材料參數Tab.1 Material parameters of components

模擬中，鉛芯橡膠支座簡化為雙線性恢復力力學模型，如圖2所示。

其中F為支座所受水平方向的力；Qy為支座水平方向屈服力；Uy為支座水平屈服位移；UBe為支座水平方向位移；K1為支座初始剛度；K2為支座屈服后剛度；KB為支座等效剛度。該橋中墩鉛芯橡膠支座的豎向有效剛度為3 937 000 kN·m-1，水平向有效剛度8 800 kN·m-1；(屈服前)彈性剛度為39 900 kN·m-1；屈服后剛度為6 100 kN·m-1；屈服強度為802 kN。通過軟件自帶鉛芯橡膠隔震裝置單元及其非線性計算功能，分析隔震支座的地震響應與滯回曲線。

2 輸入地震動

研究使用的強震記錄選自日本K-NET強震臺網中6個海底臺站，以及與其相鄰的5個陸地臺站。所選海底與陸地臺站信息詳見表2與表3。為了使所選海底與陸地強震記錄具有可比性，陸地臺站的選擇標準如下：第一，應臨近6個海底臺站，以保證1次地震中所選海底與陸地強震記錄的震源條件相同，震中距相近。第二，選擇中硬土場地條件(平均剪切波速為180～360 m·s-1)陸地臺站與海底評估的場地條件近似。相關文獻顯示K-NET臺網中6個位于相模灣的海底臺站所在場地主要為較小尺寸的卵石和細沙，視為中硬土場地[16]。第三，在選波地震事件中陸地臺站采集到有效的強震記錄，水平分量強震記錄PGA盡可能大于30 gal，豎向分量PGA大于10 gal。

表2 海底臺站信息Tab.2 Information of offshore stations

表3 陸地臺站信息Tab.3 Information of onshore stations

研究共選取4次地震中7組海底與陸地強震記錄，其中在2006-05-02地震中選取了4組海底與陸地記錄。4次地震事件的詳細信息見表4。

表4 選取的地震事件信息Tab.4 Selected seismic event information

該橋抗震設防標準以結構完整性狀態(tài)為2 400年，即基準期120年超越概率5%，水平向地表地震動峰值加速度(PGA)為235 gal。所選地震動亦按照此標準調幅將水平向PGA較大的一條地震波調幅至235 gal，并作為縱橋向輸入，另一條水平向地震波與豎向地震波使用等比例系數進行調幅。所選7組海底與陸地強震記錄信息詳見表5。

表5 選取地震動分組信息Tab.5 Selected ground motion grouping information

限于篇幅，圖3僅列出4組不同地震中海底與陸地地震動的三向放大系數譜，反應譜的計算周期為0.04～4 s，阻尼比為5%?？梢园l(fā)現各次地震中海底與陸地反應譜的峰值相差不大，但海底地震動的特征周期一般大于陸地地震動。考慮本文主要關注橋梁水平向的地震反應，為直觀比較海底與陸地地震動水平分量長周期的特性，圖4列出7組海底與陸地地震動水平向平均放大系數譜。如圖所示海底地震動特征周期更大，長周期成分更豐富。這種譜特性與陸地的軟土場地類似，可能導致基本周期較大的橋梁結構在水平向具有更大的地震反應。

3 橋梁地震反應

3.1 模態(tài)分析

利用多重Ritz向量法計算模型的的自振特性。分別計算了橋梁3個方向的模態(tài)，共計算60階振型。限于篇幅，表6僅列出縱橋向前5階自振頻率?？v橋向質量參與系數在第54階陣型達到90%以上。滿足規(guī)范要求。

3.2 橋墩反應

研究重點關注縱橋向的地震反應。為了消除橋梁邊跨影響，主要提取中間9跨連續(xù)梁橋的地震反應，并對結構重要部位的受力與位移進行對比分析。

表6 跨海連續(xù)梁橋結構自振特性Tab.6 Natural vibration characteristic of sea-crossing bridge

3.2.1 墩頂位移

表7列出了各橋墩墩頂縱橋向位移最大值，該處所用位移為相對位移，即節(jié)點所在位置相對于該橋墩墩底節(jié)點的位移。經過統(tǒng)計分析發(fā)現，除了第2組結果中部分陸地地震作用下的墩頂位移大于海底地震作用情況，其余6組計算結果均表現為海底地震作用引起的墩頂位移更高。海底地震動引起的墩頂縱橋向最大位移普遍為陸地地震動作用下的2～4倍，最大墩頂位移差可達到0.159 m。

表7 墩頂縱橋向相對位移最大值統(tǒng)計Tab.7 Tatistics of maximum displacement of pier top longitudinal bridge

由于各橋墩墩頂處縱橋向位移變化在不同組的模擬中情況類似，且考慮篇幅有限，僅以地震反應較大的2號橋墩為例，列出4組不同地震中墩頂縱橋向位移時程曲線，如圖5所示。

3.2.2 墩底內力

分析各組地震中各墩底內力結果發(fā)現，3、4、11號橋墩所在位置墩底的剪力和彎矩較高，故列出這3個橋墩的墩底剪力和彎矩最大值對比圖，如圖6和圖7所示?？梢园l(fā)現，除第2組外，海底地震作用下的墩底剪力更大，比陸地地震作用下墩底剪力高1.5～5倍。同樣，海底地震作用下的墩底彎矩值更高。

3.3 主梁反應

在以往跨海橋梁的震害中發(fā)現，由于主梁位移過大造成相鄰主梁發(fā)生碰撞。導致落梁的案例較多，所以本文著重關注墩頂相鄰兩跨主梁梁端的相對位移。

考慮篇幅原因，圖8列出4組不同地震中海底與陸地地震反應分析中7號橋墩上部相鄰主梁的相對位移時程曲線，可以發(fā)現，海底地震作用下的主梁的相對位移比陸地地震反應要更為劇烈，可以達到陸地地震作用下反應的數倍。雖然在海底地震作用下梁端的相對位移尚未發(fā)生相鄰兩跨主梁的碰撞或超過支座的設計范圍，但海底地震作用下的增幅已無法忽視。另外，其他幾次地震中的結構反應表現出了相同的特點。

3.4 支座耗能分析

以2號-11號橋墩同位置鉛芯橡膠支座為研究對象，表8列出各支座縱橋向最大剪力。結果發(fā)現，幾乎所有海底地震作用下的支座處縱橋向剪力更大，最大可達到陸地地震作用下支座剪力的6倍，最大值可達4 726 kN。

表8 各支座處縱橋向剪力最大值信息匯總Tab.8 Information of maximum shear force in longitudinal bridge at bearing position

支座的滯回耗能曲線是反應支座在反復受力過程中的能量耗散和變形特性，是支座反應的重要表現。仍以2號橋墩的支座為例。圖9同樣僅列出了4組不同地震作用下支座的滯回耗能曲線。如圖所示，支座在海底地震作用下無論是阻尼力還是產生的位移均大于陸地地震作用下的值，大部分地震中海底地震作用下支座的阻尼力都達到了陸地地震作用下的2倍以上，可見支座在海底地震作用下消耗的能量較多，產生的變形也較大。值得注意的是在海底地震作用下，某些支座位移大幅度提高，有損壞的危險。

4 結論

海底地震動作用下，墩頂位移、加速度，以及墩底的彎矩與剪力普遍更大，相鄰主梁的相對位移顯著提高，存在主梁碰撞風險。研究結果可能與海底地震動水平向反應譜的特征周期與長周期成分更大有關。

此外，海底地震作用下，橋梁隔震支座的剪力明顯增大，甚至可達到陸地地震作用下的5倍以上，已接近支座極限承載力設計值，存在支座損壞風險。

因此，海底地震動對跨海隔震橋梁的影響不可忽視，抗震設計中僅使用陸地強震記錄將使分析結果偏于危險。建議在跨海橋梁的抗震分析中應輸入部分海底強震記錄或具有海底地震動特性的人造地震波。