海底地震动作用下隔震桥地震反应

陈宝魁，卢宏飞，宋固全，田钦，范力

(南昌大学建筑工程学院，江西 南昌 330031)

随着世界范围内跨海桥梁的快速建设，其抗震性能与地震安全已被广泛关注。黄佳栋等[1]针对不同隔震措施下跨海连续梁桥结构的地震反应进行了模拟分析。李建中等[2]讨论了采用双线性隔震装置连续梁桥的优化设计问题。杜修力等[3]从理论分析与试验方面研究了多维地震作用下隔震桥梁地震反应。但由于海底强震记录有限等条件的影响，目前跨海桥梁的抗震分析中一般仍使用陆地强震记录。然而，近年来海底地震动特性的相关研究发现，海底与陆地地震动特性差别较大，如Boore等[4]通过美国海底地震观测系统(seafloor earthquake measuring system，简称SEMS)所记录的数据统计分析，发现相对于陆地地震动，海底地震动的竖向分量在短周期范围内明显更低。陈宝魁等[5-6]通过对日本K-net台网与美国SEMS台网中海底与陆地地震动特性的对比，发现海底地震动的竖向与水平峰值加速度更小，竖向成分在短周期范围内更低，并且海底地震动水平反应谱的长周期成分更丰富等特点。吕悦军等[7]以渤海 PL19-3油田工程场地为研究对象进行场地类别研究，通过地震动效应分析，海底软弱土场地对地震动加速度的幅值和频谱的影响非常明显。李超等[8]基于流体动力学方程和一维波动理论，提出了一种由基岩、多孔土层和海水层组成的海底场地解析方法，并同样发现海底与陆地地震动存在较明显的差异。李天男等[9]基于中国南海岛礁场地钻孔资料和日本房总半岛沿海地区海底强震记录，通过土层地震反应分析结果讨论了地震动特征、场地条件对地震反应的影响，初步探索了特殊海洋工程场地对地震动特性的影响。Fan等[10]利用空间变化的地面运动模拟理论，分析了海水层对海底地面运动的影响以及不同条件下海底模拟地震动的时空变化过程。Lin等[11]通过对短周期海底地震仪记录的数据进行水平与竖向反应谱比谱(H/V)的评估，研究了浅海沉积物对局部场地的影响。陈苏等[12]基于美国加州及日本强震记录，发现近海场地强震记录含有大量长周期成分，且能量主要集中在长周期内，其动力放大系数β值远超过目前抗震设计规范值。综上可以确定海底与陆地地震动特性差别较大，特别是水平向地震动的长周期成分更高，可能造成桥梁结构的地震反应更高。因此，海底地震动对桥梁地震反应影响研究亟待补充。

隔震梁桥是在桥梁结构上部和下部结构间引入隔震装置(支座)，从而改变地震时的结构动力特性，延长结构的周期以避开地震卓越周期，降低结构的地震响应。考虑到连续梁桥具有构造简单、整体性好、超载能力大等优点，跨海隔震梁桥被广泛应用于跨海桥梁的引桥段工程。目前，在桥梁地震反应分析中，一般采用一致输入地震激励的方法，即对基础底部输入一致的加速度时程或反应谱进行计算。因此，本研究主要以跨海隔震梁桥为研究对象，通过比较海底与陆地地震作用下桥梁的结构反应，确定海底地震动对跨海隔震梁桥的影响。

1 跨海隔震连续梁桥计算模型

1.1 工程概况

本研究以港珠澳大桥为工程背景，选其引桥段11跨隔震连续梁桥作为研究对象。该桥段全长13.89 km，为深水区非通航孔连续梁桥。其中主梁采用了单墩整幅梁，按等跨110 m布置。净空高度20 m，宽度85 m。主梁按六孔一联布设，模型中7号桥墩为两联主梁的交接墩，两侧梁端的初始间距为90 cm。桥梁设计使用寿命为120年，抗震设防标准以重现期表征，工作状态(E1)为120年，非通航孔桥极限状态(E2)为600年，结构完整性状态(E3)为2 400年。该桥主梁宽度为33.1 m，高度为4.5 m，为单箱双室整幅等梁高钢箱梁，箱梁采用整孔安装，其顶板挑臂长度为5.5 m，且最小板厚为18 mm，单跨梁吊装重量可至2 270 t。桩基础采用混凝土灌注桩，直径为180 cm。承台采用预制承台，尺寸规格为10.6 m×15.6 m×5.0 m。为了使得该桥的阻水比例控制不超过10%，承台全部埋入海床面以下。桥墩为预制空心墩，截面为3.5 m×10.0 m和4.0 m×10.0 m 2种，前者实际应用于墩高度小于或等于26 m的桥墩，后者则应用于墩高度大于26 m的桥墩，承台和桥墩自身总质量可达到2 600 t。桥面设置2.5%的横坡排水。支座采用高阻尼铅芯橡胶支座[13-15]。

1.2 模型参数

利用桥梁通用分析软件Midas建立三维隔震连续梁桥模型。其中主坐标轴X轴设为纵桥向，Y轴为横桥向，Z轴为竖向坐标。模型共11跨，主梁与桥墩编号如图1所示。

模型由7部分组成，分别是箱梁、支座、盖梁、桥墩、承台、混合桩、桩基础。除支座外所有构件均采用梁单元，支座采用铅芯橡胶支座隔震装置。各材料参数如表1所示。

表1 构件材料参数Tab.1 Material parameters of components

模拟中，铅芯橡胶支座简化为双线性恢复力力学模型，如图2所示。

其中F为支座所受水平方向的力；Qy为支座水平方向屈服力；Uy为支座水平屈服位移；UBe为支座水平方向位移；K1为支座初始刚度；K2为支座屈服后刚度；KB为支座等效刚度。该桥中墩铅芯橡胶支座的竖向有效刚度为3 937 000 kN·m-1，水平向有效刚度8 800 kN·m-1；(屈服前)弹性刚度为39 900 kN·m-1；屈服后刚度为6 100 kN·m-1；屈服强度为802 kN。通过软件自带铅芯橡胶隔震装置单元及其非线性计算功能，分析隔震支座的地震响应与滞回曲线。

2 输入地震动

研究使用的强震记录选自日本K-NET强震台网中6个海底台站，以及与其相邻的5个陆地台站。所选海底与陆地台站信息详见表2与表3。为了使所选海底与陆地强震记录具有可比性，陆地台站的选择标准如下：第一，应临近6个海底台站，以保证1次地震中所选海底与陆地强震记录的震源条件相同，震中距相近。第二，选择中硬土场地条件(平均剪切波速为180～360 m·s-1)陆地台站与海底评估的场地条件近似。相关文献显示K-NET台网中6个位于相模湾的海底台站所在场地主要为较小尺寸的卵石和细沙，视为中硬土场地[16]。第三，在选波地震事件中陆地台站采集到有效的强震记录，水平分量强震记录PGA尽可能大于30 gal，竖向分量PGA大于10 gal。

表2 海底台站信息Tab.2 Information of offshore stations

表3 陆地台站信息Tab.3 Information of onshore stations

研究共选取4次地震中7组海底与陆地强震记录，其中在2006-05-02地震中选取了4组海底与陆地记录。4次地震事件的详细信息见表4。

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

该桥抗震设防标准以结构完整性状态为2 400年，即基准期120年超越概率5%，水平向地表地震动峰值加速度(PGA)为235 gal。所选地震动亦按照此标准调幅将水平向PGA较大的一条地震波调幅至235 gal，并作为纵桥向输入，另一条水平向地震波与竖向地震波使用等比例系数进行调幅。所选7组海底与陆地强震记录信息详见表5。

表5 选取地震动分组信息Tab.5 Selected ground motion grouping information

限于篇幅，图3仅列出4组不同地震中海底与陆地地震动的三向放大系数谱，反应谱的计算周期为0.04～4 s，阻尼比为5%。可以发现各次地震中海底与陆地反应谱的峰值相差不大，但海底地震动的特征周期一般大于陆地地震动。考虑本文主要关注桥梁水平向的地震反应，为直观比较海底与陆地地震动水平分量长周期的特性，图4列出7组海底与陆地地震动水平向平均放大系数谱。如图所示海底地震动特征周期更大，长周期成分更丰富。这种谱特性与陆地的软土场地类似，可能导致基本周期较大的桥梁结构在水平向具有更大的地震反应。

3 桥梁地震反应

3.1 模态分析

利用多重Ritz向量法计算模型的的自振特性。分别计算了桥梁3个方向的模态，共计算60阶振型。限于篇幅，表6仅列出纵桥向前5阶自振频率。纵桥向质量参与系数在第54阶阵型达到90%以上。满足规范要求。

3.2 桥墩反应

研究重点关注纵桥向的地震反应。为了消除桥梁边跨影响，主要提取中间9跨连续梁桥的地震反应，并对结构重要部位的受力与位移进行对比分析。

表6 跨海连续梁桥结构自振特性Tab.6 Natural vibration characteristic of sea-crossing bridge

3.2.1 墩顶位移

表7列出了各桥墩墩顶纵桥向位移最大值，该处所用位移为相对位移，即节点所在位置相对于该桥墩墩底节点的位移。经过统计分析发现，除了第2组结果中部分陆地地震作用下的墩顶位移大于海底地震作用情况，其余6组计算结果均表现为海底地震作用引起的墩顶位移更高。海底地震动引起的墩顶纵桥向最大位移普遍为陆地地震动作用下的2～4倍，最大墩顶位移差可达到0.159 m。

表7 墩顶纵桥向相对位移最大值统计Tab.7 Tatistics of maximum displacement of pier top longitudinal bridge

由于各桥墩墩顶处纵桥向位移变化在不同组的模拟中情况类似，且考虑篇幅有限，仅以地震反应较大的2号桥墩为例，列出4组不同地震中墩顶纵桥向位移时程曲线，如图5所示。

3.2.2 墩底内力

分析各组地震中各墩底内力结果发现，3、4、11号桥墩所在位置墩底的剪力和弯矩较高，故列出这3个桥墩的墩底剪力和弯矩最大值对比图，如图6和图7所示。可以发现，除第2组外，海底地震作用下的墩底剪力更大，比陆地地震作用下墩底剪力高1.5～5倍。同样，海底地震作用下的墩底弯矩值更高。

3.3 主梁反应

在以往跨海桥梁的震害中发现，由于主梁位移过大造成相邻主梁发生碰撞。导致落梁的案例较多，所以本文着重关注墩顶相邻两跨主梁梁端的相对位移。

考虑篇幅原因，图8列出4组不同地震中海底与陆地地震反应分析中7号桥墩上部相邻主梁的相对位移时程曲线，可以发现，海底地震作用下的主梁的相对位移比陆地地震反应要更为剧烈，可以达到陆地地震作用下反应的数倍。虽然在海底地震作用下梁端的相对位移尚未发生相邻两跨主梁的碰撞或超过支座的设计范围，但海底地震作用下的增幅已无法忽视。另外，其他几次地震中的结构反应表现出了相同的特点。

3.4 支座耗能分析

以2号-11号桥墩同位置铅芯橡胶支座为研究对象，表8列出各支座纵桥向最大剪力。结果发现，几乎所有海底地震作用下的支座处纵桥向剪力更大，最大可达到陆地地震作用下支座剪力的6倍，最大值可达4 726 kN。

表8 各支座处纵桥向剪力最大值信息汇总Tab.8 Information of maximum shear force in longitudinal bridge at bearing position

支座的滞回耗能曲线是反应支座在反复受力过程中的能量耗散和变形特性，是支座反应的重要表现。仍以2号桥墩的支座为例。图9同样仅列出了4组不同地震作用下支座的滞回耗能曲线。如图所示，支座在海底地震作用下无论是阻尼力还是产生的位移均大于陆地地震作用下的值，大部分地震中海底地震作用下支座的阻尼力都达到了陆地地震作用下的2倍以上，可见支座在海底地震作用下消耗的能量较多，产生的变形也较大。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，有损坏的危险。

4 结论

海底地震动作用下，墩顶位移、加速度，以及墩底的弯矩与剪力普遍更大，相邻主梁的相对位移显著提高，存在主梁碰撞风险。研究结果可能与海底地震动水平向反应谱的特征周期与长周期成分更大有关。

此外，海底地震作用下，桥梁隔震支座的剪力明显增大，甚至可达到陆地地震作用下的5倍以上，已接近支座极限承载力设计值，存在支座损坏风险。

因此，海底地震动对跨海隔震桥梁的影响不可忽视，抗震设计中仅使用陆地强震记录将使分析结果偏于危险。建议在跨海桥梁的抗震分析中应输入部分海底强震记录或具有海底地震动特性的人造地震波。