刚构和连续梁结构体系下的矮墩槽箱组合梁桥抗震性能对比

李雅香

1.广东揭惠铁路有限责任公司 广东 广州 510000 2.广东梅龙铁路有限公司 广东 广州 510000

随着我国基础设施建设和城镇化的大力发展，出现了很多桥梁上跨铁路或重要公路的情况，此时桥梁转体往往成为首选方案。而由于在某些情况下桥梁位于平曲线上且线位纵断面标高受控制，需有效降低上跨结构的建筑高度。目前，常规桥梁的主梁截面大多为混凝土箱梁或钢箱梁截面，其虽然整体性好，抗扭刚度大，但建筑高度一般在2m以上，梁高较大，很难满足建筑高度受限的设计情况；同时，钢结构的耐久性较差，后期维护次数多，维护费用高昂，导致其在上跨铁路工程中往往很少采用。

在现有技术中，对于建筑高度受限的桥梁工程而言，其主梁结构大多采用槽型梁方案，该槽型梁方案具有桥梁建筑高度低、结构轻巧、造型优美、降噪效果好、断面空间利用率高等特点。但是，由于槽型截面属于开口端面，导致其抗扭刚度较弱，因而大多应用在跨径不大且平面位于直线或者曲线半径较大的线位，以简支梁、连续梁或者斜拉桥的形式进行应用，导致主梁结构的跨度往往较小，很难满足在大跨度环境下的应用，也很难满足在水平转体桥梁工程中的应用，存在明显的局限性。

槽箱组合梁是将槽形梁与箱形梁组合得到的一种新型结构[1]。槽箱组合梁利用整体式箱形截面的自重增加不明显而抗扭刚度显著增加的优点，将无法满足抗扭承载力的槽形梁段改为整体箱形截面，特别适用于桥梁平面位于小半径曲线，且建筑高度受限的超静定结构桥梁工程。关于槽型梁的研究较多[2-7]，而对于槽箱组合梁这一新型结构的研究极少，且未检索到槽箱组合梁的抗震分析方面的论文和文献。

揭惠跨梅汕高铁特大桥2×72m转体桥梁为预应力钢筋混凝土槽箱组合梁，因建筑高度受限墩高仅6m，纵桥向高宽比1.7，横桥向高宽比0.56，均小于2.5，是典型的矮墩。本文以该桥为研究背景，对T构和连续梁这两种结构体系的矮墩槽箱组合梁桥抗震性能进行研究，可对同类型工程提供指导和借鉴作用。

1 工程概况

跨梅汕高铁特大桥的桥址自揭阳站引出，跨越梅汕高铁。主梁全长145.2m（含两侧梁端至边支座中心距各0.6m），跨度为（72.6+72.6）m，桥面净宽为7.0m，其中中墩50m范围为单箱单室，中墩处箱高为10.5m，标准段箱高9.7m，箱宽9.0m，剩余95.2m均为槽形梁，梁高变化为4.5m～9.7m，梁高变化按圆弧，圆弧半径为134234.615m，变化段长度为37m。边跨等高段长度为10.6m，梁高为4.5m，边支座处梁高为5.0m。主墩的墩高仅6m，墩底顺桥向宽3.5m，墩顶扩宽至4.5m，墩底横桥向宽10.8m，墩顶扩宽至11.8m，四角处均设置半径0.5m圆倒角。桥梁平立面及典型断面图如图1～3所示。

图1 平立面图

图2 中墩断面图

图3 边墩断面图

桥址场地土上部多为中软土、下部多为中硬土～坚硬土类型，场地类别为Ⅱ级场地，属对建筑抗震一般地段。根据《中国地震动峰值加速度区划图》（GB18306-2015）及《中国地震动加速度反应谱特征周期区划图》（GB18306-2015）分析，跨梅汕高铁特大桥场区内地震动峰值加速度为0.15g，基本地震动反应谱特征周期为0.4s。

本项目的结构特点：

（1）线位纵断面受跨梅汕标高控制，建筑高度受限；

（2）桥梁位于曲线上，需承受较大的扭矩；

（3）上跨铁路，不宜采用钢结构桥梁。

经杨忠良[8]多方案比选后采用槽箱组合梁结构。

2 刚构和连续梁体系的特点

刚构体系的特点：采用墩梁固结，整体刚度大，且运营期无支座更换的维养问题，但当为矮墩时，由于矮墩变形能力差，在地震、温度等作用下易引起开裂，因此矮墩一般不宜采用刚构体系。

连续梁体系的特点：采用支座，主梁弯矩不会传给主墩，还可以通过采用减隔震支座显著降低传递给桥墩的地震力，但整体刚度稍弱于刚构，支座属于易损构件需进行维养，当采用桥梁转体时需额外增设临时固结。

桥梁结构的合理抗震体系一般有两种：一种是延性抗震体系，另一种是减隔震体系。当采用刚构结构体系时，往往采用延性抗震体系，当采用连续梁体系时，往往采用减隔震体系。

对于槽箱组合梁，由于它往往应用在建筑高度受限的地方，该条件下桥墩高度也将受到限制，当上跨桥梁高度较高时以高墩形式出现，当上跨路基段时则以矮墩的形式出现。本桥上跨梅汕高铁路基段，墩高仅6m，纵桥向高宽比1.7，横桥向高宽比0.56，均小于2.5，是典型的矮墩。

3 刚构结构体系的抗震性能

刚构结构体系往往采用延性抗震体系，本桥的桥墩为矮墩，矮墩的破坏形态为剪切破坏，根据抗震理念，矮墩应能承受罕遇地震下的地震力，则延性构件为桩基。因此需对桩基的延性进行分析。

静力的非线性分析是目前较为实用的简化的弹塑性分析技术，是分析延性抗震体系常用的方法，采用专业软件Midas/civil进行pushover分析。群桩基础的最大弯矩一般出现在桩顶，因此取桩顶至第二个最大弯矩处的桩段为可能的塑性铰区，同时增加桥墩为可能的塑性铰区，以判断桥墩和桩基破坏先后次序。弹塑性本构采用Mander本构。

通过计算得知，无论纵桥向还是横桥向，桩基均先于桥墩进入屈服，且边桩接近损坏，半数桩出现屈服，此时桥墩仍未出现塑性铰。首次钢筋屈服时的桥墩剪力为24913kN，首次砼屈服时的桥墩剪力为45493kN，而罕遇地震下桥墩剪力为78424kN，远大于45493kN，即在罕遇地震下多数桩基损坏严重，不满足抗震要求，且桩基属于地下工程，若损坏严重不利于震后修复。因此本桥不适合采用刚构的结构体系。

4 连续梁结构体系的抗震性能

根据《铁路工程抗震设计规范》(GB 50111-2006(2009年版))第7.4.1A条及条文说明，高烈度地震区有条件时可采用减隔震设计，采用减隔震设计的桥梁，应满足正常使用功能的要求[9]。减隔震支座可以延长结构的自振周期，对降低结构的地震作用效果显著，在国际上已得到广泛应用，桥梁采用减隔震设计的适用条件包含墩高较矮的情况。本桥的桥墩为典型的矮墩，且位于0.15g的高烈度场区，满足这个适用条件。

摩擦摆减隔震支座是目前铁路桥梁中应用最多的减隔震装置[10]，摩擦摆减隔震支座利用钟摆原理实现减隔震功能，通过滑动界面摩擦消耗地震能量实现减震功能，通过球面摆动延长梁体运动周期实现隔震功能。支座依靠上、下两个球面摩擦副实现支座正常的承载、位移及转角功能，由剪力销和限位板组成的限位装置控制支座由正常状态转换为减隔震状态。

摩擦摆支座的性能参数为：摩擦系数0.05，最大剪断力8250kN，剪断后地震容许位移150mm。当正常使用时，全桥总制动力为(250*4+85*(145.2-1.6*4))*10%=1280kN,远小于支座最大剪断力8250*2=16500kN，运营阶段两个减隔震支座的水平总刚度为11000*2=22000kN/cm，与矮墩得到的组合刚度显然也满足刚度要求，因此摩擦摆支座满足正常使用要求。

4.1 地震波的选择

减隔震桥梁的抗震分析宜采用非线性时程反应分析法。地震波的选择应满足频谱特性、有效峰值和持续时间的要求。本桥基本周期约为2.14s，按往复运动10次，有效持续时间应大于21.4s，再考虑前后无效时长，地震波持续时间定为35s。选择7条地震波，计算结果取平均值。7条地震波与罕遇地震反应谱的频谱特性基本一致。

4.2 时程分析结果

双曲面摩擦摆支座的外侧限位装置剪断后的恢复力模型如图4所示，输入地震波进行时程分析，计算得出在罕遇地震下的摩擦摆支座的滞回曲线与恢复力模型基本相符，支座最大位移为13cm，小于支座容许位移15cm，也小于梁端伸缩缝宽20cm，满足位移要求。每个支座受到的最大剪力为9000/2=4500kN，显然外侧限位装置剪断后，地震力显著降低。承台底的最大剪力为22500kN,最大弯矩为190000kN·m。

图4 摩擦摆支座的恢复力模型

4.3 下部结构验算

地 震 工 况 下 ， 墩 身 最 大 剪 应 力4/3*22500/37.58/1000=0.8MPa，墩身不会发生剪切破坏。

在承台最大弯矩工况下的桩基内力均为压轴力，最大轴力19664kN，最小轴力1374kN，最大剪力1871kN，位于桩顶，最大弯矩为5546kN·m，也是位于桩顶，由此可以看出，摩擦摆支座显著减少了结构受到的地震力，避免桩基拉弯破坏。

经计算， 轴力1 3 7 4 k N 对应的抗弯承载力为7 6 5 2 k N·m>5 5 4 6 k N·m，斜截面受剪承载力=2550kN>1871kN，说明地震工况桩基受到的弯矩和剪力均在其承载力以内。

5 结语

本文以揭惠跨梅汕高铁特大桥为工程背景，研究矮墩槽箱组合梁桥在刚构和连续梁结构体系下的抗震性能，具体方法为采用pushover进行刚构体系的延性分析，采用非线性时程进行连续梁体系的减隔震分析。经分析，矮墩槽箱组合梁桥与常规矮墩梁桥有相似的抗震受力特点，不适合采用刚构的结构体系，它将造成多数桩基损坏严重，适合采用连续梁结构体系，当烈度较高时宜采用减隔震体系，分析表明摩擦摆支座的使用显著减少了结构受到的地震力，避免桩基拉弯破坏。本文的研究成果可对同类型工程提供指导和借鉴作用。