獨塔非對稱組合斜拉橋地震性能分析

盧繼明

（上海城建市政工程（集團）有限公司，上海市200065）

0 引 言

獨塔斜拉橋是現代斜拉橋中最典型的橋型之一，根據橋位處地形條件、地質情況及跨越能力，可分為兩跨跨徑相等的對稱布置或跨徑不等的非對稱布置。獨塔非對稱斜拉橋通過端錨索減少塔頂變位比粗暴增大索塔剛度更有效，從而降低工程造價，因此工程實踐中采用較多。隨著我國橋梁建設的快速發展，鋼混組合結構因其重量較輕、造價經濟、跨越能力強以及施工工藝成熟等特點，被廣泛應用在受地形地貌條件限制的獨塔非對稱斜拉橋中。然而，目前我國尚未有針對鋼混組合結構橋的抗震規范，現行的橋梁抗震設計規范中也并未明確此類型斜拉橋的阻尼比。另外，對于獨塔非對稱組合斜拉橋在全漂浮體系、支承體系（包括半漂浮體系）、塔梁固結體系以及剛構體系這四種不同塔梁連接剛度下的地震特性也鮮有相關研究[1-6]。論文對獨塔非對稱組合斜拉橋曲池大橋在不同塔梁連接剛度下的動力特性及地震特性進行了分析，得出了曲池大橋的振型規律以及最適合的結構體系，并研究了此體系下不同阻尼比常數的結構地震響應，為該類型斜拉橋的抗震設計提供參考。

1 工程簡介

曲池大橋位于岳陽市平江縣，是一座跨越汨羅江并連接交通干線的大型景觀橋梁。主橋為鋼混組合非對稱獨塔雙索面斜拉橋，跨徑布置為90 m+150 m＝240 m，橋面總寬度31.2 m，雙向四車道加非機動車道及人行道布置。從結構受力合理性和經濟性出發，主梁主跨為Q345qD 鋼箱梁，錨跨為C50 預應力混凝土梁并伸入主跨一定長度，在主梁彎矩較小處組成鋼混結合段，這樣的構造布置避免了全橋均采用鋼箱梁而導致的錨跨過大的配重，使結構受力更合理、造價更經濟。橋面系采用縱橫梁體系，主梁采用2.2 m 高π 形梁截面，箱室間設置橫梁，錨跨段橫梁間距5.5 m，主跨段橫梁間距3.5 m。主塔為鋼混組合結構，塔高93.19 m，其中下塔柱為24 m 高鋼筋混凝土結構，上塔柱為66.19 m 鋼結構，上下塔柱之間設置3m 高的鋼混結合段。鋼塔截面采用單箱三室，截面尺寸在順橋向保持不變、橫橋向上呈弧形變化，混凝土塔柱采用C50 空心變截面弧形截面。在下塔柱端部設置預應力混凝土橫系梁，橫系梁高度3.5 m。斜拉索采用扇形空間索面布置，主塔兩側各13 對擠壓式鋼絞線索，主跨鋼梁段拉索梁上間距10 m，錨跨混凝土段拉索梁上間距5.5 m，塔上間距2.5 m。主塔承臺采用啞鈴型，橋塔下共布置26 根直徑為2.0 m的鉆孔灌注樁。主橋立面布置如圖1 所示，主塔橫立面及側立面布置如圖2 所示，主梁標準橫斷面如圖3 所示。

圖1 曲池大橋立面布置圖（單位：m）

圖2 主塔橫立面及側立面布置圖（單位：m）

圖3 鋼結構及混凝土結構主梁橫斷面（單位：m）

曲池大橋為城市主干道橋梁，荷載等級為城—A 級，設計行車速度50 km/h，橋梁設計基準期100 a，結構安全等級為一級，地震基本烈度為6度。根據《城市橋梁抗震設計規范》（CJJ 166-201）規定，曲池大橋主橋的抗震設防分類為甲類，應采用符合本地區地震基本烈度提高一度的要求進行橋梁抗震設計[7]。

2 有限元模型和特征值分析

2.1 有限元模型

根據曲池大橋的實際情況，采用通用有限元分析軟件Midas Civil 建立空間有限元模型如圖4所示。縱橫梁、主塔、邊墩、樁基等均采用空間梁單元模擬，斜拉索采用空間桁架單元模擬。為準確反映主梁的整體抗扭剛度，采用梁格模型來模擬橋面系，考慮有效分布寬度。根據結構總體布置，主塔和主梁之間的約束條件根據四種結構體系采用對應的連接方式；邊墩與主梁縱橋向可滑動、橫橋向主從約束；主墩和邊墩的樁基與土的相互作用采用節點彈性支撐模擬，其約束剛度采用m 法計算。橋面板、橫隔板以及橋面鋪裝均按照荷載計入，在進行模態分析時將此荷載轉化為質量。

圖4 曲池大橋有限元模型

2.2 地震動輸入[7，8]

該工程場地地震基本烈度為6 度，工程段范圍內的曲池大橋為斜拉橋，根據《城市橋梁抗震設計規范》（CJJ 166—2011），其抗震設防分類為甲類。橋梁工程場地類別屬Ⅱ類，橋址區水平向設計基本地震動加速度峰值為0.05g，設計加速度反應譜周期Tg=0.35 s。

根據《城市橋梁抗震設計規范》（CJJ 166—2011），一般情況下斜拉橋的阻尼比取為0.03。水平向設計加速度反應譜值S 由下式確定：

式中：Tg為特征周期，s；T 為結構自振周期，s；A 為水平向地震動峰值加速度，m/s2；η2為結構的阻尼調整系數；γ 為自特征周期至5 倍特征周期區段曲線衰減指數；η1為自5 倍特征周期至6 s 區段直線下降斜率調整系數。

為了滿足分析精度的要求，在該橋的自由振動分析中，共計算前200 階自振模態，并在Midas Civil 中建立所需的反應譜數據，采用多自由度的振型疊加法分析，后處理時的振型組合采用CQC法、地震作用效應組合采用SRSS 法。處理后得到如圖5 所示的設計反應譜。

2.3 不同塔梁連接剛度下的動力特性分析

斜拉橋的抗震性能首先決定于斜拉橋的結構動力特性，即其自振頻率和振動形式。動力分析以全橋的成橋狀態為初始條件，采用Lanczos 法計算結構的自振頻率及其振型，分析斜拉橋的動力特性。根據反應譜設計，利用反應譜法分別計算四種不同塔梁連接剛度下的動力特性，豎向地震影響系數按照水平向地震影響系數的0.65 選取。在本橋的自由振動分析中，共計算前200 階自振模態，全漂浮體系、支承體系（包括半漂浮體系）、塔梁固結體系以及剛構體系四種不同塔梁連接剛度下主橋的前20 階自振頻周期比較如圖6 所示。

圖5 設計反應譜函數曲線

圖6 不同塔梁連接剛度下自振周期比較圖

根據以上分析可以得出，隨著塔梁連接剛度的增強，斜拉橋的自振周期逐漸減小，這也正好是四種結構體系柔度從大到小的體現。不同塔梁連接剛度條件下結構自振周期的大小差異主要集中在前十階振型中，其高階振型中的差異相對較小，這就說明了不同體系的斜拉橋在地震作用下的反應主要在前十階振型中表現出來。另外，根據不同結構體系下振型模態分析，橋梁的整體縱向剛度隨塔梁連接剛度的增大而增大。主橋地震性能分析

3.1 不同塔梁連接剛度下的地震性能分析

采用縱向地震輸入+橫向地震輸入+豎向地震輸入反應譜組合，輸入的豎向反應譜值取0.65的水平反應譜值。通過Midas Civil 有限元反應譜分析，選取斜拉橋較柔的特征位置如主塔塔頂、主跨梁端的位移以及主塔塔底的軸力和彎矩進行對比分析，并以支承體系下的連接剛度分析結果為基準，得到四種不同塔梁連接剛度下的結果對比如圖7、圖8 所示。

圖7 不同塔梁連接剛度下最大縱向位移對比圖

圖8 不同塔梁連接剛度下塔底最大內力對比圖

經過對不同塔梁連接剛度下的計算結果進行綜合分析比較，可以得出曲池大橋在剛構體系條件下，主塔塔頂以及主跨梁端的縱向位移均最小，同時，相對于漂浮體系或支承體系，剛構體系需承擔更大的彎矩，但由于剛構體系具有整體剛度大、變形小、穩定性好、塔梁結合部的構造簡單、施工方便等特點，避免了施工時設置臨時固結，免除了設置大型支座以及后期維護，降低了工程造價，因此剛構體系對于地震烈度要求不高的獨塔非對稱組合斜拉橋來說是非常合適的結構體系。

3.2 不同阻尼比下的地震性能分析

現行橋梁抗震設計規范中并未明確對于鋼混組合結構斜拉橋的阻尼比常數。曲池大橋主橋橋塔和主梁均為鋼混組合結構，為研究不同結構阻尼比對地震響應的影響，分別按阻尼比ξ 等于0.02、0.03、0.04 三種情況進行反應譜分析。根據不同塔梁連接剛度下的地震性能分析，得出最適合曲池大橋這種非對稱組合斜拉橋的結構體系為剛構體系。因此僅針對此結構體系不同阻尼比下的地震反應進行研究，并以阻尼比ξ=0.03 的分析結果為基準，分別對比主塔塔頂、主跨梁端的最大縱橫向位移以及塔底的軸力和彎矩。同樣后處理時的振型組合采用CQC 法、地震作用效應組合采用SRSS 法，反應譜分析結果對比如圖9、圖10 所示。

圖9 不同塔梁連接剛度下最大縱向位移對比圖

圖10 不同塔梁連接剛度下塔底最大內力對比圖

根據以上計算結果對比分析可知，對于同一結構體系條件下，阻尼比常數越小，結構地震響應越大，這說明阻尼比常數選取的是否合適，將對獨塔非對稱組合斜拉橋地震性能分析產生顯著的影響，進而影響斜拉橋總體設計中的體系選擇。另外，對于鋼混組合結構斜拉橋，需根據兩種材料在整體結構中所占的比例，合理確定其阻尼比，這時可以采用反應譜法和時程分析法進行相互校核。

4 結 論

本文以獨塔非對稱組合斜拉橋曲池大橋為研究背景，分別探討了此類型斜拉橋在四種不同塔梁連接剛度以及不同阻尼比常數條件條件下結構的地震特性，得到以下結論：

（1）隨著塔梁連接剛度的增強，結構的整體縱向剛度逐漸增大，獨塔非對稱組合斜拉橋的自振周期逐漸減小。漂浮體系和支承體系的內力較小，但位移較大，而塔梁固結體系和剛構體系則相反，不同體系的斜拉橋在地震作用下周期的差異主要體現在前十階振型中。

（2）對于獨塔非對稱組合斜拉橋，在剛構體系條件下主塔塔頂以及主跨梁端的縱向位移均最小，但塔底需承擔更大的彎矩作用。由于剛構體系具有整體剛度大、變形小、穩定性好、塔梁結合部的構造簡單、施工方便等特點，避免了施工時設置臨時固結，免除了設置大型支座以及后期維護，降低了工程造價，因此，剛構體系對于地震烈度要求不高的獨塔非對稱組合斜拉橋來說是非常合適的結構體系。

（3）在同一結構體系條件下，阻尼比常數越小，結構地震響應越大，這說明阻尼比常數選取的是否合適，將對獨塔非對稱組合斜拉橋地震性能分析產生顯著的影響。

（4）鋼混組合斜拉橋需根據鋼結構在整體結構中所占比重，合理確定其阻尼比，采用反應譜法和時程分析法進行相互校核。