近斷層脈沖型地震動作用下大跨斜拉橋地震響應分析

張 凡， 李 帥， 顏曉偉， 王景全

(1.東南大學 混凝土及預應力混凝土結構教育部重點實驗室，南京 210096； 2.東南大學 國家預應力工程技術研究中心，南京 210096；3.上海市市政規劃設計研究院，上海 200040)

近斷層脈沖型地震動作用下大跨斜拉橋地震響應分析

張 凡1,2， 李 帥1,2， 顏曉偉3， 王景全1,2

(1.東南大學 混凝土及預應力混凝土結構教育部重點實驗室，南京 210096； 2.東南大學 國家預應力工程技術研究中心，南京 210096；3.上海市市政規劃設計研究院，上海 200040)

為研究近斷層脈沖效應和土-結構相互作用(SSI效應)對大跨斜拉橋地震響應的影響規律，以蘇通大橋斜拉橋為研究對象，采用系統化的集總參數模型表征地基土的動力特性，建立了考慮SSI效應的結構動力數值計算模型，計算分析了破裂前方效應脈沖、滑沖效應脈沖和無脈沖三組近斷層地震動作用下結構的地震響應。計算結果表明：相對于塔底固結模型，SSI效應降低了斜拉橋自振頻率，并改變了高階振型的產生次序；近斷層地震動作用下，SSI效應可增大主塔位移響應，對其內力有削弱作用，并可降低縱橋向激勵時主梁的位移和內力響應，但橫橋向激勵時，脈沖效應地震動作用下SSI效應明顯增大了主梁的響應；脈沖效應地震動引起斜拉橋地震響應明顯高于無脈沖地震動，滑沖效應主要影響縱橋向激勵時主塔響應以及縱橋向(或橫橋向)激勵下主梁響應，破裂前方效應對橫橋向激勵下主塔響應影響更加顯著。研究成果可為大跨斜拉橋在近斷層地震動作用下的抗震設計提供借鑒。

近斷層地震動；破裂前方效應；滑沖效應；系統化集總參數模型；土-結構相互作用；大跨斜拉橋

近年來，斜拉橋在大型跨海、跨江工程中優勢顯著，對于該類橋梁，隨橋跨增加，結構剛度大幅下降，自振周期顯著延長，超千米級斜拉橋的基本周期甚至超過10 s，在長周期地震動作用下其地震響應尤為顯著[1]。國內外學者針對斜拉橋地震響應開展了大量研究，并取得了一些有益成果[2-6]，然而目前尚缺乏針對近斷層地震動作用下斜拉橋抗震性能的研究。

破裂前方效應和滑沖效應是近斷層地震動顯著區別于遠場地震動的重要特性，其呈現出長周期、高幅值等顯著特點，如集集地震中TCU053站臺測得的地震動脈沖周期甚至超過了13 s，脈沖型地震動對長周期結構的不利響應亦日益引起研究者的關注[7-11]，并且針對高層建筑、大跨橋梁等柔性結構的地震響應研究逐步深入[12-15]。杜永峰等[16]研究了近斷層速度脈沖型地震動對RC框架結構構件的易損性；Shrestha等[18-19]分別研究了位于近斷層區域尼泊爾Karnali斜拉橋和設置基礎隔震裝置的密蘇里Bill Emerson Memorial斜拉橋的地震響應；丁幼亮等[20-22]研究了近斷層脈沖地震動作用下大跨懸索橋的地震響應。已有研究主要存在兩個問題：① 計算模型多采用固支，較少考慮土-結構相互作用(簡稱SSI效應)。諸如大跨纜索橋梁結構，其體系剛度不足，上部結構自重大，使得近斷層地震動作用下基礎下部土體變形較大。因此為準確分析大跨斜拉橋的地震響應，須考慮下部土體與結構之間的相互作用。② 未區分脈沖類型對結構不利響應的影響。隨著對斷層破裂機制認識的不斷加深，學者們已關注到兩類脈沖型地震動所引起結構響應的差異，然而，關于脈沖類型對大跨橋梁結構的影響規律尚缺乏足夠的認識。

鑒于此，本文以蘇通大橋為原型研究了大跨斜拉橋近斷層脈沖地震動作用下的地震反應，基于太平洋地震工程研究中心強震數據庫，選擇近斷層破裂前方效應和滑沖效應地震動，以及近場無速度脈沖地震動作為地震輸入，并分析了3類地震動的頻譜特性；采用系統化的集總參數模型表征地基土的動力特性，對比分析了大跨橋梁結構在主塔固支和考慮SSI效應時的動力特性，進一步研究了脈沖類型和SSI效應對主塔和主梁地震反應的影響規律，為近斷層區域大跨徑斜拉橋的抗震設計提供一定的參考。

1 地震動選取及反應譜特性分析

1.1近斷層地震動選擇及其特征參數

為分析近斷層脈沖地震動對斜拉橋地震響應的影響，基于太平洋地震研究中心強震數據庫選取破裂前方效應、滑沖效應及無脈沖地震動共30條，各地震動特性參數見表1。表中，PGA、PGV、PGD分別表示峰值地面加速度、峰值地面速度和峰值地面位移；PGV/PGA為表征速度脈沖效應的脈沖參數，PGV/PGA>0.2 s時速度脈沖較為顯著，PGV/PGA<0.2 s時一般無明顯脈沖現象，由表1可見，近場無脈沖地震動脈沖效應不顯著。

1.2近斷層地震動彈性反應譜分析

3組地震動運動特征存在顯著的差異，有必要對其進行頻譜特性分析。根據表1地震動分組，分別計算了各組地震動作用下3%阻尼比線彈性(μ=1)單自由度體系的彈性反應譜(地震動PGA均統一調整為0.3 g)，并求得各分組的平均反應譜。圖1(a)和圖1(b)分別為3組地震動作用下加速度和速度反應譜平均值。

(a) 譜加速度平均值

(b) 譜速度平均值

由圖1分析可知：對于線彈性單自由度加速度反應譜，當體系周期T<1.2 s時，近場無速度脈沖譜加速度平均值明顯高于脈沖地震動，各類型峰值加速度對應的周期均位于0.5 s附近，無脈沖地震動加速度峰值高于脈沖型地震動；當體系周期T>1.2 s時，脈沖型地震動仍具有較高的譜加速度值，且滑沖效應脈沖譜加速度值高于破裂前方效應脈沖，無脈沖地震動長周期成份不顯著。對于速度反應譜，脈沖效應地震動譜速度明顯高于無脈沖地震動，其中滑沖效應地震動譜速度最高，破裂前方效應地震動次之，無脈沖地震動最低。

表1 地震動分組及其特性參數

2 近斷層地震動作用下斜拉橋地震響應分析

2.1研究對象

蘇通大橋為主跨1 088 m的雙塔雙索面鋼箱梁斜拉橋，是世界上跨徑第二大斜拉橋。該橋主梁總寬為41 m，主塔呈倒Y形，塔高300.4 m，斜拉索呈扇形布置，邊跨設置輔助墩(圖2)。本文采用通用有限元軟件ANSYS 16.0建立其動力計算的脊骨梁有限元模型(圖3)，鋼箱梁、主塔以及橋墩均采用彈性梁單元模擬；用空間梁單元定義剛臂，以確定拉索固定位置及主梁約束位置；用空間桿單元模擬拉索，考慮斜拉索的垂度效應；支座處耦合水平方向和豎直方向的位移。為了消除因網格劃分不當對計算結果的影響，分別建立了5個單元數不同的全橋模型(單元數分別為533個、1 375個、2 661個、3 779個和5 021個)，并比較了前5階振型頻率隨單元數目的變化趨勢，綜合考慮計算精度和計算時間等因素，確定了最優的單元數量，上部結構共2 661個單元，1 883個節點。近斷層地震動沿全橋縱向和橫向分別輸入計算模型，不考慮豎向地震動的作用，且不關注行波效應的影響。本文建立了2種計算模型：塔底固支和考慮SSI效應模型。

注：A為邊跨1；B為邊跨2；C為邊跨3；D為中跨

(b) 主塔墩基礎

(a) 動力模型

(b) 土-結構相互作用模型

2.2簡化土-結構模型及結構動力特性分析

強震作用下結構的基礎會出現顯著的位移，土-結構系統亦會出現非線性，在進行近斷層地震響應分析時，SSI效應不容忽視。對于中小跨樁基橋梁，常采用六彈簧模型模擬土-結構相互作用[23]，該模型為線性系統，且不考慮土體的阻尼，在模擬大跨斜拉橋土-結構相互作用時不夠精確。為此，不少學者提出了集總參數法，將大跨橋梁結構的地基簡化為質量-彈簧-阻尼的非線性等效系統，用少量的集中參數表征地基的動力特性[24]，由于質量系統的存在，考慮SSI的結構抗震分析需考慮自由場的輸入問題，使得計算變得復雜[25]。為了避免這一問題出現，Wu等[26]提出了系統化集總參數模型以準確表征地基土的動力特性，分別采用彈簧和阻尼器串聯在主塔底部來表示土體的水平阻抗、豎向阻抗、擺動阻抗和扭轉阻抗，從而避免了質量系統，在進行抗震分析時統一采用地表輸入。集總參數模型是由多個與頻率無關的阻尼器和彈簧按不同組合串聯建立的一種非線性彈簧-阻尼系統，該系統中的彈簧和阻尼器均采用線性彈簧和阻尼。

蘇通大橋主塔墩基礎由131根長約120 m、間距6.75 m的鉆孔灌注樁組成，承臺為變截面、變厚度的“啞鈴形”混凝土結構，平面尺寸為113.7 m×48.1 m(圖2(b))。為了精確模擬土-結構效應的動力特性，本文采用多項式階數為N=3的系統化集總參數模型模擬土-結構間相互作用(圖3(b))，各彈簧和阻尼器系數的值分別為：

(1)

(2)

(3)

(4)

式中：d為基礎特征寬度；vs為土體剪切波速；vp為土體剪切波速；γi、δi分別為土體阻抗的彈簧和阻尼器動態系數，根據Wu等給出的土體阻抗函數擬合得到，其值見表2；Khs、Kvs、Krs、Kts分別為水平、豎向、搖擺和轉動靜剛度，由方形基礎靜剛度及群樁靜剛度組成，方形基礎靜剛度見式(5)：

(5)

式中：G為土的剪切模量；ν為土的泊松比。

為計入群樁對承臺剛度的貢獻，采用Budhu等[27]提出的樁頂自由時單樁剛度模式，通過疊加各單樁剛度并考慮群樁效率系數以得到群樁剛度貢獻，見式(6)：

(6)

表2 集總參數模型格式化的彈簧和阻尼器系數

為簡化計算，不考慮地基土的分層情況，地基土體材料主要參數定義為：密度1 700 kg/m3，泊松比0.33，剪切模量17 MPa，剪切波速150 m/s，壓縮波速為300 m/s。基于上述有限元模型，采用子空間迭代法對該橋固結及考慮SSI效應兩種模式分別進行自振特性分析。表3列出了前10階振型頻率及相關振型的特點。對上述前10階頻率和振型進行分析和比較可知，第1階振型為主梁縱飄，符合該類橋型特點；由于該橋寬跨比較小，第2階振型表現為主梁對稱側彎，且早于主梁對稱豎彎出現；索塔側彎振型從第7階模態開始出現。考慮SSI效應后，由于結構變柔，整體剛度下降，各階頻率均有下降，相比于固結模型，SSI效應對縱向剛度影響最為顯著，基頻減小了27%；由于SSI效應改變了結構的動力特性，使得部分振型次序發生變化，如，二階主梁反對稱豎彎早于一階索塔側彎。

2.3大跨徑斜拉橋地震響應分析

為分析不同脈沖類型對大跨徑橋梁結構響應的影響，將表1中各地震動記錄分別輸入上述兩種計算模型，所選地震動PGA均統一調整為0.3 g，地震動輸入方式采用縱橋向輸入和橫橋向輸入兩種，選取主塔和主梁的關鍵截面作為采樣點，主要分析主塔位移、剪力和彎矩以及主梁位移和彎矩，取每組地震時程分析的平均值作為計算結果。

表3 斜拉橋動力特性對比

為了驗證計算模型的有效性，采用地震工程專業模擬軟件OPENSEES建立蘇通大橋的塔底固結模型，選取典型的脈沖型地震動TCU052-NS作為地震縱向輸入，對比兩種軟件建立模型的計算結果，如圖4所示，ANSYS與OPENSEES建立模型的計算結果一致，其中塔頂位移的最大相對誤差為6%，塔底彎矩的最大相對誤差為2%。

(a)塔頂位移(b)塔底彎矩

圖4 計算結果驗證

Fig.4 Calculation result verification

2.3.1 近斷層地震動作用下主塔響應分析

圖5給出了在縱橋向地震激勵下，該橋主塔縱向位移和內力的峰值包絡曲線，圖6為在橫橋向地震激勵下，該橋主塔橫向位移和內力的峰值包絡曲線。由圖5和圖6可見，隨塔高增加，無論是縱橋向輸入還是橫橋向輸入地震動，主塔變形均呈增大趨勢，塔頂處變形最大，主塔內力總體呈下降趨勢，在下塔柱易損部位，內力增長趨勢較為顯著，這對于以內力控制為主的結構抗震設計提出了更高的要求，而塔底處剪力和彎矩均為最大，符合橋塔受力特點。

(a) 主塔縱向位移

(b) 主塔剪力

(c) 主塔彎矩

(d) 主塔縱向位移

(e) 主塔剪力

(f) 主塔彎矩

(a) 主塔橫向位移

(b) 主塔剪力

(c) 主塔彎矩

(d) 主塔橫向位移

(e) 主塔剪力

(f) 主塔彎矩

由圖5(a)可知，塔底固結模型在縱橋向激勵下，破裂前方效應和滑沖效應地震動更容易激發橋塔的基本振型，而近場無脈沖地震動可激發橋塔的高階振型。這是因為脈沖型地震動含有明顯的長周期成份，破裂前方效應地震動的平均脈沖周期為5.8 s，而滑沖效應地震動的平均脈沖周期為8.8 s，此處平均脈沖周期是指對各脈沖型地震動脈沖周期(見表1)的算術平均值；同時大跨斜拉橋也是長周期結構，影響主塔縱向變形的一階縱飄振型周期(對應主塔反對稱縱彎)為14.6 s，一階主梁對稱豎彎(對應主塔對稱縱彎)振型周期為5.17 s，而脈沖周期介于兩者之間，其較易引起橋塔的基本振型；而近場無脈沖地震動無長周期成份，并且其包含豐富的高頻成份，考慮到橋塔高階振型的自振周期均集中于短周期階段，因此其可激發橋塔的高階振型。

由圖6(a)可見，塔底固結模型在橫橋向激勵下，破裂前方效應激發橋塔的基本振型，滑沖效應和近場無速度脈沖地震動則激發橋塔的高階振型，這是由于影響主塔橫向變形的主塔側彎振型出現在第7階振型，周期為2.64 s，與破裂前方效應地震動的脈沖周期相近，易激發其基本振型，而滑沖效應地震動的脈沖周期與之相差較大，其高頻成份起主導作用，同樣近場無脈沖地震動因不含長周期成份，其短周期作用效應較為顯著，因此滑沖效應和近場無速度脈沖地震動均激發了橋塔的高階振型。類似的分析亦適用于考慮SSI效應模型(圖5(d)和圖6(d))，該效應延長了結構的各階周期，導致部分脈沖效應地震動亦可能激發主塔的高階振型，例如圖6(d)所示，橫橋向激勵時，兩類脈沖效應地震動均可明顯激發主塔高階振型。此處需指出，因地震動頻譜特性的不同，不同地點的地震動引起結構地震響應亦存在差異，但具有長周期效應的脈沖地震動是引起主塔振動呈基本振型的主要因素。

由圖5和圖6可見，縱橋向激勵時，相比于固結模型，考慮SSI效應后不同脈沖類型地震動作用下斜拉橋上塔柱變形及內力均變化較小；中塔柱及下塔柱位移顯著增大，如破裂前方效應(FD)、滑沖效應(FS)和無脈沖地震動作用下中塔柱底縱向位移分別增加了1.42、1.30和1.09倍；而內力均出現一定程度的降低，其中下塔柱內力下降最為顯著，如塔底剪力和彎矩均分別降低了21%及54%以上。橫橋向激勵時，破裂前方效應地震動作用下，SSI效應可顯著降低主塔剪力及彎矩，但對其變形影響較小，相較于塔底固結模型，主塔剪力和彎矩分別下降了10%和39%；滑沖效應地震動作用下，SSI效應可顯著增大主塔變形，降低主塔剪力，但中塔柱及上塔柱的彎矩值略有增大，下塔柱彎矩出現明顯降低，相較于塔底固結模型，主塔位移最大提高29%，而下塔柱彎矩下降28%。綜上，縱橋向激勵時，SSI效應可顯著放大中塔柱及下塔柱縱橋向變形；橫橋向激勵時，滑沖效應和SSI效應共同作用下可明顯放大主塔橫向變形；SSI效應可顯著降低下塔柱內力。

為了量化脈沖地震動和無脈沖地震動作用下大跨斜拉橋地震反應的差異，定義脈沖效應放大系數=脈沖型地震動反應幅值/近斷層無脈沖地震動反應幅值。圖7和圖8分別為縱橋向激勵和橫橋向激勵下主塔響應的脈沖效應放大系數曲線。進一步比較脈沖地震動和無脈沖地震動作用下大跨斜拉橋地震反應的差異，可見，塔底固結時，縱橋向激勵下破裂前方效應(滑沖效應)地震動對橋塔縱向位移、縱向剪力和縱向彎矩的最大放大系數分別為4.6(5.8)、1.2(1.6)和1.8(2.0)；橫橋向激勵下破裂前方效應(滑沖效應)地震動對橋塔橫向位移、橫向剪力和橫向彎矩的最大放大系數分別為4.0(3.3)、1.8(1.6)和2.3(1.8)。考慮SSI效應模型，亦可見相似規律。綜上，脈沖地震動對主塔位移及內力均具有明顯放大效應，其中對主塔位移尤為顯著。

(a) 主塔縱向位移

(b) 主塔剪力

(c) 主塔彎矩

(a) 主塔縱向位移

(b) 主塔剪力

(c) 主塔彎矩

進一步分析可得，不同脈沖類型地震動對大跨斜拉橋地震響應的影響亦存在差異，如塔底固結時，在縱橋向輸入下(圖7)，滑沖效應地震動引起結構響應均大于破裂前方效應地震動，相較于破裂前方效應地震動，滑沖效應地震動引起塔頂位移、塔底剪力和彎矩分別增大了22%、21%和10%；而在橫向輸入下(圖8)，破裂前方效應地震動引起結構地震響應均大于滑沖效應地震動，相較于滑沖效應地震動，破裂前方效應地震動引起塔頂位移、塔底剪力和彎矩分別增大了6%、16%和33%。這是由于影響斜拉橋縱向地震響應的振型主要為第一階主梁縱飄振型和第三階主梁對稱豎彎振型，從速度反應譜(圖1(b))可以看出，位于這兩階周期處的滑沖效應地震動的平均速度反應譜值遠大于破裂前方效應地震動；而影響斜拉橋橫向地震響應的振型主要為第七階主塔對稱側彎振型，位于其周期處兩種脈沖效應的速度反應譜值相近，且在此周期以前，破裂前方效應地震動的速度反應譜譜值略大于滑沖效應地震動。因此，破裂前方效應地震動易于影響斜拉橋橫向響應，而滑沖效應地震動對斜拉橋縱向響應更加敏感。分析考慮SSI效應的橋梁模型地震響應規律，由于結構周期的延長及高階振型的變化，縱橋向激勵下(圖7)，兩類脈沖地震動對結構響應的影響較為接近；橫橋向激勵下(圖8)，破裂前方效應地震動引起下塔柱內力高于滑沖效應地震動，而滑沖效應地震動會引起主塔更大的橫向位移。

2.3.2 近斷層地震動作用下主梁響應分析

為研究近斷層效應及SSI效應對斜拉橋主梁地震響應的影響規律，分別給出了縱橋向激勵下主梁豎向位移和彎矩沿縱橋向峰值變化曲線(圖9)和橫橋向激勵下主梁橫向位移和彎矩沿縱橋向的峰值變化曲線(圖10)，對應縱橋向和橫橋向地震輸入下主梁響應的脈沖效應放大系數曲線分別示于圖11和圖12。

在縱橋向激勵下，由圖9(a)可見，主梁位移峰值曲線呈兩邊小中間大的趨勢，邊跨3豎向位移最大，中跨豎向位移次之，這是因為該區域相對剛度(跨徑300 m)較主跨(1 088 m)高，可能導致該區域自振周期更接近于脈沖地震動的卓越周期；由圖9(b)可見，主梁彎矩包絡曲線呈兩邊大中間小的趨勢，邊跨彎矩更為顯著，該現象是因為邊跨跨徑較小且設置壓重，使得邊跨相對剛度要高于中跨。在橫橋向激勵下，由圖10(a)可見，中跨橫向位移最大，邊跨橫向位移較小；由圖10(b)可見，主塔處的主梁橫向彎矩最大，這是由于主塔對主梁橫向有很大的約束作用，使得此處彎矩最大。

由圖9可見，縱橋向激勵下，相比于固結模型，SSI效應造成主梁豎向位移及彎矩值均出現一定程度的降低，其中脈沖地震動降低較為顯著，在滑沖效應和破裂前方效應地震動作用下，SSI效應使得跨中豎向位移分別下降了30.34%和22.01%，但邊跨1最大彎矩處下降并不明顯，分別降低了12.36%和6.69%。

(a) 主梁豎向位移

(b) 主梁彎矩

Fig.9 The maximum response along the length of the girder under longitudinal excitation

(a) 主梁橫向位移

(b) 主梁彎矩

Fig.10 The maximum response along the length of the girder under horizontal excitation

由圖10可見，橫橋向激勵下，SSI效應和脈沖效應共同作用下，主梁橫向位移明顯增大，其中破裂前方效應地震動作用下，主梁跨中橫向位移增大了35.45%，滑沖效應地震動作用下，邊跨1橫向位移增大了33.5%，但無脈沖地震動作用時，SSI效應降低了主梁橫向位移，其中跨中橫向位移下降了69.5%； SSI效應可明顯增大主梁的橫向彎矩，破裂前方效應地震動作用下主塔處主梁橫向彎矩增大42%，滑沖效應地震動作用下邊跨側輔助墩處主梁橫向彎矩增大45.5%，無脈沖近斷層地震動作用下主塔處主梁橫向彎矩增大18%。

綜上所述，近斷層地震動作用下SSI效應對主梁縱向響應是有利的，但SSI效應和脈沖效應共同作用下可明顯放大主梁橫向響應，抗震設計中提高橫橋向主梁設計標準。此外，總體趨勢上，滑沖效應地震動引起主梁地震響應大于破裂前方效應地震動，這是由于主梁豎彎振型和主梁側彎振型周期都接近滑沖效應地震動脈沖周期，使得滑沖效應地震動對主梁的影響更強。顯然脈沖地震動顯著增加了主梁動力響應。

由脈沖效應放大系數(見圖11和12)可清晰反映出脈沖地震動和無脈沖地震動作用下主梁地震響應的差異，主塔固結時，在縱橋向激勵下，破裂前方效應和滑沖效應地震動對主梁豎向位移的最大放大系數分別為3.3和4.2，其中邊跨3跨中的主梁豎向位移放大效應最為顯著，放大系數分別為4.7和7.2；對主梁彎矩的平均放大系數為2.9和3.3，主塔處的主梁彎矩放大效應最為顯著，放大系數為4.0和5.4，考慮SSI效應時主梁縱橋向響應規律與塔底固結模型類似。在橫橋向激勵下，橋塔固結時，相較于無脈沖地震動，破裂前方效應和滑沖效應地震動對主梁橫向位移最大放大系數分別為1.9和2.3；考慮SSI效應時，對模型主梁橫向位移最大放大系數為4.7和6.2，對應中跨跨中截面；橫橋向地震作用下脈沖型地震動對主梁橫向彎矩的平均放大系數分別為1.3和1.2，可見脈沖地震動對主梁橫向彎矩影響并不顯著。

(a) 主梁豎向位移

(b) 主梁彎矩

Fig.11 Response amplification coefficient curve of the girder under longitudinal excitation

(a) 主梁橫向位移

(b) 主梁彎矩

Fig.12 Response amplification coefficient curve of the girder under horizontal excitation

3 結 論

本文以蘇通大橋為研究對象，采用系統化的集總參數模型表征地基土的動力特性，建立考慮SSI效應的結構動力數值計算模型，選取破裂前方效應脈沖、滑沖效應脈沖和無脈沖三組近斷層地震動作為地震輸入，計算分析了近斷層脈沖效應和土-結構相互作用(SSI效應)對大跨斜拉橋地震響應，在此基礎上以脈沖地震動反應幅值與無脈沖地震動反應幅值的比值作為放大系數，進一步研究了脈沖效應和SSI效應對大跨斜拉橋地震響應的影響規律，得到了以下結論：

(1)脈沖效應地震動脈沖周期與主梁縱飄、主梁豎彎振型周期接近，縱橋向激勵下主要激發橋塔的基本振型；破裂前方效應地震動脈沖周期與主塔側彎振型周期接近，橫橋向激勵下易于激發橋塔的基本振型，而滑沖效應地震動脈沖周期與主塔側彎振型周期相差較大，主要激發橋塔的高階振型；無脈沖地震動無長周期成份，主要激發橋塔的高階振型。

(2)考慮SSI效應時，脈沖地震動作用下主塔位移較塔底固結模型最大增加了42%，主塔內力最多減小50%；縱橋向地震激勵時，SSI效應可降低主梁位移及彎矩，但橫橋向激勵時，SSI效應和脈沖效應共同作用下可明顯放大主梁橫橋向響應。可見在近場區域大跨斜拉橋抗震設計時，SSI效應對橫橋向和縱橋向響應影響規律不同，須重點關注。

(3)脈沖效應地震動引起斜拉橋地震響應明顯高于無脈沖地震動，其中位移增幅最高可達7.2倍，內力增幅最高可達5.4倍。在縱橋向地震激勵下，滑沖效應地震動對主塔響應影響最大，而在橫橋向激勵下，破裂前方效應地震動對主塔響應影響更加顯著；在縱向或橫向激勵下，滑沖效應地震動對主梁響應的影響都更加明顯。故近場區域抗震設計中，應考慮脈沖效應對長周期結構的不利影響，選取或合成具有不同脈沖類型的脈沖型地震動進行結構抗震驗算，保證工程結構的安全。

近斷層地震動對長周期結構地震響應影響顯著，而近斷層脈沖型地震動記錄相對匱乏，加之橋梁結構體系豐富多樣，今后還需考察更多的地震記錄以及研究不同結構體系的橋梁在近斷層脈沖型地震動作用下的地震響應規律，以完善現有抗震設計理論和方法，確保工程結構的安全。

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Effectsofnear-faultpulse-typegroundmotionsontheseismicresponsesofalong-spancable-stayedbridge

ZHANGFan1,2,LIShuai1,2,YANXiaowei3,WANGJingquan1,2

(1. Key Laboratory of Concrete and Prestressed Concrete Structure of China Ministry of Education, Nanjing 210096, China; 2. National Prestress Engineering Research Center, Nanjing 210096, China; 3. Shanghai Municipal Planning Design Research Institute, Shanghai 200040, China)

The objective of the study is to determine the seismic responses of the Sutong cable-stayed bridge, taking into account the near-fault pulse-type ground motion effect and soil-structure interaction effect(SSI). Systematic lumped-parameter models were adopted to describe the dynamic behavior of the foundation supported on soil. The dynamic finite element model of the bridge considering the SSI effect was established. The seismic responses of the towers and deck subjected to three pulse-type ground motions, i.e. forward-directivity effect pulse (FD), fling-step effect pulse (FS) and non-pulse records, were investigated. The results reveal that SSI effects mainly affect the bridge responses through a systematic decrease of all modal frequencies and a substantial change in the nature of dominant shapes especially for the higher modes of vibrations. When the bridge is subjected to pulse-type near-fault ground motions, the SSI effect causes larger displacements of the towers, a significant decrease in the internal forces of the towers, and a certain degree of reduction in both the displacement and base moment of the girder under longitudinal excitations. However, the response of the girder under horizontal excitations is obviously amplified by the SSI effect. The seismic responses of the cable-stayed bridge under the pulse-type ground motions are significantly higher than that under non-pulse ground motions. Fling-step ground motions amplify the responses of the towers under longitudinal excitations and the responses of the girder under longitudinal or horizontal excitations. Forward-directivity ground motions amplify the responses of the towers under horizontal excitations. The research results could provide a reference for the seismic design of long-span cable-stayed bridge systems located in near-fault zones.

near-fault ground motion; forward-directivity effect; fling-step effect; systematic lumped-parameter model; soil-structure interaction; long-span cable-stayed bridge

U448.27

A

10.13465/j.cnki.jvs.2017.21.025

國家自然科學基金(51378110)；江蘇省“六大人才高峰”第十一批(JZ-007)；江蘇省研究生科研創新計劃(KYLX15_0086)

2016-04-11 修改稿收到日期：2016-08-23

張凡 男，博士生，1991年生

王景全 男，博士，教授，博士生導師，1976年生。E-mail:wangjingquan@seu.edu.cn