邵長(zhǎng)江， 漆啟明， 韋 旺， 胡晨旭， 王 猛， 肖來(lái)川， 肖正豪

(1.西南交通大學(xué) 土木學(xué)院，成都 610031； 2. 西南交通大學(xué) 陸地交通地質(zhì)災(zāi)害防治技術(shù)國(guó)家工程實(shí)驗(yàn)室，成都 610031)

獨(dú)柱墩由于其美觀性、占地少、視野好而廣泛運(yùn)用于立交、跨線橋、高速匝道等橋梁中[1]。獨(dú)柱墩梁橋除了具有一般橋梁上部荷載大的特點(diǎn)外，其橫向穩(wěn)定性問(wèn)題較為突出[2-3]。無(wú)論是近年來(lái)出現(xiàn)的獨(dú)柱墩梁橋橫向傾覆破壞事故(如2009年津晉獨(dú)柱匝道橋、2011年浙江上虞春暉橋和2012哈爾濱陽(yáng)明灘大橋)，還是以往的地震災(zāi)害(如1995日本阪神地震獨(dú)柱墩高架橋)，均表明獨(dú)柱墩梁橋橫橋向受力的薄弱性。故此，大量學(xué)者對(duì)獨(dú)柱墩的橫向破壞機(jī)理及計(jì)算理論進(jìn)行了大量研究[4-5]，并取得了豐富的成果。相對(duì)于橫向而言，其縱橋向的受力性能同樣值得關(guān)注。

在地震作用下，橋梁縱向的慣性力主要由固定橋墩承受[6]，且梁體與活動(dòng)墩之間會(huì)產(chǎn)生較大相對(duì)位移，如1994年美國(guó)Northridge地震獨(dú)柱高架橋縱向落梁破壞和2008年我國(guó)汶川地震中回瀾大橋、小黃溝中橋及絕緣橋等獨(dú)柱墩梁橋縱向發(fā)生的支座和固定墩破壞[7-9]，表明獨(dú)柱墩梁橋縱向的抗震性能研究的重要性。因此，基于抗震性能試驗(yàn)揭示獨(dú)柱墩梁橋地震損傷機(jī)理、完善此類梁橋的抗震構(gòu)造設(shè)計(jì)，對(duì)于提升該類橋型的抗震性能、保障震后救援路徑順暢具有重要意義。

擬靜力試驗(yàn)是研究橋墩震損機(jī)理和延性抗震性能的重要手段，但試驗(yàn)過(guò)程與結(jié)構(gòu)在實(shí)際地震作用下的響應(yīng)行為存在一定差異[10]，因此，越來(lái)越多的學(xué)者開始采用振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)研究橋梁的非線性行為[11]。Hachem等通過(guò)振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)研究了雙向水平作用下4個(gè)圓柱墩的地震響應(yīng)，Schoettler等[12]通過(guò)獨(dú)柱墩足尺模型振動(dòng)臺(tái)破壞試驗(yàn)，評(píng)估了縮尺模型的尺寸效應(yīng)。Sakai等[13]的試驗(yàn)結(jié)果表明，豎向地震對(duì)于混凝土圓柱墩的應(yīng)力響應(yīng)有一定影響，在多向地震作用下，水平地震反應(yīng)幾乎不與豎向軸力同時(shí)達(dá)到最大值。以上試驗(yàn)側(cè)重于研究單個(gè)橋墩地震損傷機(jī)理與響應(yīng)，部分學(xué)者為考慮地震中墩梁共同作用，進(jìn)行了多臺(tái)陣整橋試驗(yàn)。Johnson等[14]重點(diǎn)關(guān)注了不同墩高兩跨連續(xù)梁在橫向抗震性能，并分析了墩梁相互作用效應(yīng)[15]。Saiidi等[16]則進(jìn)行了近斷層下兩跨連續(xù)梁的抗震試驗(yàn)，變墩高四跨連續(xù)梁的雙向地震加載動(dòng)力試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)損傷主要集中在墩底塑性鉸區(qū)，墩高最矮的損傷最嚴(yán)重[17]。根據(jù)Saiidi等的研究成果，Cruz等[18-19]的振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)表明，SMAs，ECCs及FRP等新材料提高了四跨連續(xù)梁橋墩塑性鉸區(qū)的延性性能。黎雅樂(lè)等[20]的兩跨連續(xù)梁橋縮尺模型試驗(yàn)，揭示了不同輸入和支座類型的橋梁地震響應(yīng)規(guī)律。非規(guī)則梁橋及斜拉橋的試驗(yàn)成果也非常值得借鑒[21-22]。上述試驗(yàn)成果從不同角度揭示了橋梁結(jié)構(gòu)在地震作用下的響應(yīng)規(guī)律、損傷機(jī)理及應(yīng)采取的抗震措施，為豐富和完善獨(dú)柱墩抗震設(shè)計(jì)理論和方法提供了有力支撐。

為了分析大尺度獨(dú)柱墩梁橋模型的抗震性能，作者按規(guī)范設(shè)計(jì)制作了縮尺獨(dú)柱墩簡(jiǎn)支梁橋欠質(zhì)量模型，進(jìn)行縱豎向地震動(dòng)輸入下的振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)。通過(guò)加速度、位移、應(yīng)變的測(cè)試，分析橋墩的力-位移滯回、應(yīng)變變化、梁體位移、橋墩及支座損傷等，研究在不同工況下橋墩的延性性能。試驗(yàn)成果對(duì)于認(rèn)識(shí)獨(dú)柱墩梁橋的地震響應(yīng)規(guī)律、提升該類橋梁的抗震設(shè)計(jì)均有一定參考價(jià)值。

1 獨(dú)柱墩簡(jiǎn)支梁試驗(yàn)概況

1.1 橋梁模型設(shè)計(jì)

限于振動(dòng)臺(tái)臺(tái)面尺寸(10 m×8 m)，考慮到模型安裝錨固的可行性，需將模型跨度控制在8 m以內(nèi)。根據(jù)動(dòng)力學(xué)相似原理按1∶3比例制作了單跨(跨度7 m)簡(jiǎn)支橋梁模型，橋梁結(jié)構(gòu)立面和平面布置如圖1所示。橫截面構(gòu)造如圖2所示。橋墩均為直徑0.5 m、高度2.5 m的獨(dú)柱墩。其中P1墩采用固定支座(固定墩)，P2墩支座為縱向滑動(dòng)支座(活動(dòng)墩)；通過(guò)高強(qiáng)螺桿將橋墩承臺(tái)錨固于振動(dòng)臺(tái)面，橋墩試件主要設(shè)計(jì)參數(shù)如表1。橋梁模型總質(zhì)量為59.3 t，主梁等效為質(zhì)量慣性矩相似的混凝土板，質(zhì)量為24.7 t，保護(hù)鋼框架總質(zhì)量為24.1 t，臺(tái)面橋梁模型及保護(hù)架質(zhì)量共計(jì)83.4 t，同時(shí)在振動(dòng)臺(tái)縱向兩側(cè)搭設(shè)測(cè)試儀器支架。橋墩縱筋和箍筋分別采用HRB335和R235，模型設(shè)計(jì)相似參數(shù)如表2。

圖1 橋梁模型平面及立面布置Fig.1 Plane and elevation layout of bridge model

圖2 橋梁模型橫截面構(gòu)造Fig.2 Transverse configuration of bridge model

墩號(hào)直徑/mm縱筋(配筋率%)箍筋(配箍率%)P1/P250016Φ16(1.64)Φ8(0.72)注:配箍率為橋墩底部1/3高度內(nèi)的配箍率

表2 模型與原型的相似關(guān)系

1.2 地震波選擇及加載工況

選用E1 Centro N-S地震波(見(jiàn)圖3)作為試驗(yàn)輸入地震動(dòng)。臺(tái)面最大峰值加速度為0.255g，地震波加載方向?yàn)闃蛄耗Ｐ偷目v向和豎向。按實(shí)際輸入共分為19個(gè)工況(見(jiàn)表3)，試驗(yàn)開始和結(jié)束均輸入白噪聲以測(cè)試結(jié)構(gòu)的自振特性(即工況0和工況18)；豎向地震輸入按規(guī)范取0.65倍的縱向加速度。

表3 試驗(yàn)工況

圖3 E1 Centro地震波時(shí)程曲線Fig.3 Time history curve of E1 Centro

1.3 測(cè)試內(nèi)容及布置

橋梁模型振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)的測(cè)試內(nèi)容為：加速度測(cè)試、位移測(cè)試、應(yīng)變測(cè)試三類。根據(jù)地震波加載的方向在主梁及振動(dòng)臺(tái)面的中心分別布置了1個(gè)三向加速度傳感器，在橋墩蓋梁的B1/B3擋塊上分別同時(shí)放置1個(gè)縱向和豎向加速度傳感器，在B2/B4擋塊上、橋面中心和臺(tái)面中心分別同時(shí)放置1個(gè)橫向、縱向和豎向的加速度傳感器，共計(jì)2個(gè)三向加速度傳感器、4個(gè)橫向加速度傳感器、6個(gè)縱向加速度傳感器和6個(gè)豎向加速度傳感器。分別在B1～B4擋塊、主梁及臺(tái)面布置6個(gè)拉線式位移計(jì)以測(cè)試試驗(yàn)過(guò)程中的縱向位移；在承臺(tái)底部布置LVDT頂桿式位移計(jì)測(cè)試承臺(tái)相對(duì)臺(tái)面的滑移和轉(zhuǎn)動(dòng)(見(jiàn)圖4)。應(yīng)變測(cè)試包括縱向鋼筋、箍筋和混凝土應(yīng)變，縱筋、箍筋應(yīng)變布置在橋墩S1～S4截面，如圖4所示。混凝土應(yīng)變片布置沿橋墩S1，S2和S3截面高度潛在塑性鉸區(qū)。

試驗(yàn)在西南交通大學(xué)陸地交通地質(zhì)災(zāi)害防治技術(shù)國(guó)家工程實(shí)驗(yàn)室內(nèi)進(jìn)行，大型地震模擬振動(dòng)臺(tái)為MTS 3向6自由度，臺(tái)面尺寸8.0 m×10.0 m，最大負(fù)載質(zhì)量為160 t，工作頻率為0.1～50 Hz，額定水平位移為±0.8 m，額定豎向位移為±0.4m，額定水平向加速度為±1.2g、豎向?yàn)椤?.0g，額定水平速度1.2 m/s，豎向速度1.0 m/s。模型安裝如圖5所示。

(a)測(cè)試儀器布置

(b)傳感器布置細(xì)節(jié)圖4 加速度傳感器與位移計(jì)布置Fig.4 Accelerometer and deformation sensor arrangement

圖5 簡(jiǎn)支梁橋模型Fig.5 Simply supported girder bridge model

2 試驗(yàn)結(jié)果分析

2.1 試驗(yàn)現(xiàn)象

在試驗(yàn)加載過(guò)程中，P1及P2表現(xiàn)出較好的延性。加載結(jié)束后，墩身均出現(xiàn)了較多水平裂縫且基本環(huán)狀貫通，同時(shí)分布較均勻且相鄰裂縫間距離接近(見(jiàn)圖6)；固定支座墩P1的裂縫分布在整個(gè)橋墩高度內(nèi)，而活動(dòng)支座墩P2的裂縫主要集中在墩高下部2/3的范圍內(nèi)。根據(jù)加載完成后墩身的裂縫分布以及縱向鋼筋的應(yīng)變數(shù)值，可見(jiàn)橋墩受到了一定程度的損傷，縱向鋼筋進(jìn)入了屈服狀態(tài)。而通過(guò)試驗(yàn)后觀察橋墩支座(見(jiàn)圖7)，發(fā)現(xiàn)固定鉸支座和活動(dòng)支座的限位裝置均發(fā)生了一定程度的損傷，限位鋼條表面油漆剝落，且發(fā)生了永久變形，該鋼條可能已達(dá)到屈服。

圖6 P1,P2墩的裂縫分布Fig.6 Crack distribution of P1 and P2

2.2 加速度反應(yīng)

臺(tái)面輸入加速度時(shí)程PGA分別為0.12g，0.185g及0.255g時(shí)，橋墩P1，P2及橋面在縱橋向X和豎向Z的加速度反應(yīng)時(shí)程曲線(見(jiàn)圖8)。不同工況下P1，P2及橋面的加速度動(dòng)力放大系數(shù)如表4所示。分析表4和圖8可知：①固定墩P1的動(dòng)力放大系數(shù)為2.4～3.1，而活動(dòng)墩P2的為4.6～10.1，說(shuō)明上部結(jié)構(gòu)質(zhì)量的增大了固定墩的地震需求；②橋面中心X方向動(dòng)力放大系數(shù)小于P1墩頂?shù)膭?dòng)力放大系數(shù)，說(shuō)明滑動(dòng)支座可以有效減小活動(dòng)墩的地震需求；③橋面梁體在輸入地震動(dòng)與自重共同作用下，加速度放大系數(shù)穩(wěn)定在3～4.5，動(dòng)軸力的變化對(duì)于橋墩的受力是有一定影響。因此，獨(dú)柱梁橋的抗震設(shè)計(jì)不能忽略豎向地震動(dòng)效應(yīng)。

表4 P1,P2及橋面處的動(dòng)力放大系數(shù)

圖8 不同工況下P1,P2及橋面加速度時(shí)程曲線Fig.8 Acceleration time history curves of pier P1, P2 and deck

2.3 位移反應(yīng)

不同工況下P1,P2橋面的位移最大值及時(shí)程(見(jiàn)表5、圖9)與動(dòng)力放大系數(shù)的變化規(guī)律一致，即：①隨著PGA的增加，固定墩P1和橋面的相對(duì)位移增幅較大且接近;②盡管由上節(jié)可知活動(dòng)支座墩P2的動(dòng)力放大系數(shù)較大，但其相對(duì)位移幅值及增幅均較小，因此地震作用下活動(dòng)墩受力小于固定墩;③橋面相對(duì)位移略小于蓋梁位移，說(shuō)明滑動(dòng)支座的存在不僅可以減小動(dòng)力響應(yīng)，同時(shí)可以在一定程度上減小梁體的位移反應(yīng)，減小主梁碰撞損傷和降低落梁的風(fēng)險(xiǎn)。

表5 不同峰值加速度的相對(duì)位移反應(yīng)峰值

圖9 不同工況下P1,P2及橋面位移反應(yīng)時(shí)程曲線Fig.9 Displacement time history curves of pier P1, P2 and deck

2.4 滯回曲線

滯回曲線是橋墩非線性耗能和延性性能的體現(xiàn)，通常用恢復(fù)力及位移關(guān)系來(lái)描述?？紤]到該橋上部結(jié)構(gòu)質(zhì)量較大而橋墩自身質(zhì)量較小，故固定支座墩P1等效水平力取Fe=(Ma)主梁+(Ma)蓋梁，活動(dòng)支座墩P2等效水平力取Fe=(Ma)蓋梁。P1和P2的等效力-位移滯回曲線，如圖10所示，由圖10可知：①P1墩的滯回曲線較為規(guī)則，表現(xiàn)出一定的延性；②受支座摩擦影響，P2的滯回曲線規(guī)律性不強(qiáng)，但不同工況下滯回曲線的變化仍有一定規(guī)律，如位移突然增大時(shí)的曲線軌跡變化趨勢(shì)一致；③固定墩P1墩的力和位移變化幅值都較大而P2則相對(duì)較??；④P1滯回曲線均較光滑，與墩頂集中配重橋墩的曲線波動(dòng)不同。

圖10 P1,P2等效水平力與相對(duì)位移的關(guān)系Fig.10 Relationship between equivalent horizontal force and relative displacement

2.5 橋墩的應(yīng)變反應(yīng)

固定墩P1所受地震力明顯大于P2，因此僅對(duì)橋墩P1的鋼筋和混凝土應(yīng)變進(jìn)行分析。圖11為P1墩在不同工況下縱筋拉應(yīng)變分布圖；圖12(a)為P1在0.255g時(shí)S2截面S和W方向的箍筋應(yīng)變時(shí)程，圖12(b)為箍筋應(yīng)變與輸入地震波加速度的關(guān)系圖，圖13為P1墩底S3截面高度W側(cè)的豎向和橫向應(yīng)變?？梢?jiàn)：①隨著地震加速度等級(jí)的增加，縱筋和箍筋的應(yīng)變均變大，且縱筋的應(yīng)變?cè)龇黠@大于箍筋；②垂直與加載方向(S-N)的縱筋應(yīng)變?cè)趦蓚?cè)并非完全對(duì)稱且在最大輸入地震動(dòng)0.255g時(shí)接近理論屈服(1 675 με)，相同工況下S側(cè)的應(yīng)變普遍大于N側(cè)；③加載方向(E-W)的縱筋應(yīng)變變化幅值大，其中0.12g地震下W側(cè)縱筋S2截面處已屈服，在0.23g地震時(shí)應(yīng)變片發(fā)生破壞(此時(shí)應(yīng)變?yōu)? 635 με)；④對(duì)比同一截面不同方向的箍筋應(yīng)變(見(jiàn)圖12)，從圖12可知，受壓邊緣壓力大于中性軸處，故而混凝土約束效應(yīng)更顯著，箍筋的拉應(yīng)變更大；⑤潛在塑性鉸區(qū)的豎向混凝土應(yīng)變片始終處于受壓狀態(tài)，且壓應(yīng)變的幅值較大，說(shuō)明該區(qū)域內(nèi)混凝土沒(méi)有裂縫開展，通過(guò)觀察圖6的P1-W側(cè)墩底塑性區(qū)損傷情況亦可以證明；⑥橫向混凝土應(yīng)變片有拉、壓應(yīng)變，說(shuō)明地震過(guò)程中由于泊松效應(yīng)的導(dǎo)致橫向拉壓變形，且受壓側(cè)橫向產(chǎn)生的拉應(yīng)變較為明顯，說(shuō)明橋墩底部破壞時(shí)可能會(huì)產(chǎn)生一些豎向裂縫。

圖11 P1墩縱筋應(yīng)變測(cè)試值Fig.11 Strain of longitudinal rebar of P1

(a)0.255g時(shí)S2截面鋼筋應(yīng)變時(shí)程

(b)S2截面箍筋應(yīng)變隨加速度的變化圖12 P1箍筋應(yīng)變Fig.12 Strain of stirrup

圖13 W側(cè)墩底混凝土應(yīng)變Fig.13 Strain of concrete at P1 column base

3 結(jié) 論

通過(guò)獨(dú)柱式圓柱墩簡(jiǎn)支梁橋的縱豎向地震下的振動(dòng)臺(tái)模型試驗(yàn)，結(jié)合試驗(yàn)過(guò)程中橋梁模型的動(dòng)力行為及損傷，分析了橋梁模型的加速度、位移、滯回特性和應(yīng)變等參數(shù)，得到以下結(jié)論：

(1)橋墩整體表現(xiàn)出非常好的抗震性能，固定墩和活動(dòng)墩均有較好的延性。

(2)在抗震試驗(yàn)過(guò)程中，2個(gè)橋墩P1,P2均在整個(gè)墩高范圍內(nèi)產(chǎn)生分布均勻的環(huán)向裂縫，發(fā)生了一定程度的損傷。

(3)在不同工況下，P1墩頂位移明顯大于P2，而動(dòng)力放大系數(shù)遠(yuǎn)小于P2，支座對(duì)于橋墩地震響應(yīng)具有較大的影響，固定墩是抗震設(shè)計(jì)的重點(diǎn)。

(4)橋墩抗震性能受動(dòng)軸力的影響顯著，在獨(dú)柱梁橋在抗震設(shè)計(jì)中應(yīng)該考慮豎向地震的影響。

(5)固定墩P1墩的滯回飽滿規(guī)則，而受支座摩擦效應(yīng)影響，活動(dòng)墩P2則較為無(wú)序。

(6)本文主要研究了獨(dú)柱式梁橋縱橋向的抗震性能，但未考慮相鄰跨等的影響，且并未將橋梁模型加載至倒塌，這些工作有待進(jìn)一步研究。