孟棟梁， 高 瓊， 楊孟剛

(中南大學(xué) 土木工程學(xué)院，長(zhǎng)沙 410075)

橋梁結(jié)構(gòu)的橫向抗震擋塊常被用來(lái)限制地震作用下梁體的橫向移位，防止橫向落梁。大量公路橋梁震害資料表明，地震導(dǎo)致的橫向碰撞震害是不可忽視的[1-2]。高鐵橋梁的橫向抗震擋塊與公路橋梁有所不同：高鐵橋梁抗震擋塊為栓接于支座墊石內(nèi)側(cè)梁底的“工”字形鋼擋塊，橫向碰撞為鋼擋塊與支座墊石之間的碰撞；而公路梁橋通常為蓋梁處的混凝土擋塊與梁體之間碰撞。汶川地震中，部分鐵路橋梁同樣出現(xiàn)了嚴(yán)重的橫向位移震害[3]，有必要針對(duì)鐵路橋梁開(kāi)展橫向地震碰撞研究。

目前關(guān)于橋梁結(jié)構(gòu)地震碰撞效應(yīng)的研究主要集中在縱向碰撞和斜交橋的碰撞[4-6]，大量有關(guān)于橋梁縱向碰撞的振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)也相繼展開(kāi)[7-11]。已有一些學(xué)者通過(guò)數(shù)值模擬的方法對(duì)橋梁結(jié)構(gòu)橫向地震碰撞效應(yīng)展開(kāi)了研究：Maleki[12-13]研究發(fā)現(xiàn)，擋塊與梁體之間的碰撞本質(zhì)上是非線(xiàn)性的，且碰撞效應(yīng)受地震波的頻譜特性影響顯著，擋塊與梁體之間的初始間隙是影響橋梁結(jié)構(gòu)橫向地震響應(yīng)的一個(gè)非常重要的因素。Goel等[14]研究了橋梁結(jié)構(gòu)的橫向擋塊在非一致地震激勵(lì)下對(duì)梁體的限位作用，建議按線(xiàn)性擋塊和不設(shè)擋塊兩種極限狀態(tài)進(jìn)行分析，計(jì)算結(jié)果可為非線(xiàn)性擋塊情況提供上下界限。Bi等[15]建立了考慮橋梁橫向碰撞的實(shí)體有限元模型，分析了碰撞對(duì)整個(gè)橋梁結(jié)構(gòu)地震響應(yīng)的影響，結(jié)果表明，在計(jì)算橋梁地震響應(yīng)時(shí)，如果忽略擋塊的碰撞效應(yīng)可能會(huì)導(dǎo)致計(jì)算結(jié)果錯(cuò)誤。文獻(xiàn)[16-18]均以典型公路橋梁為例，研究了地震作用下?lián)鯄K與梁體間的橫向碰撞效應(yīng)，并對(duì)影響橫向碰撞效應(yīng)的因素進(jìn)行了參數(shù)分析。在高速鐵路橋梁方面，石巖等[19]考察了高鐵橋梁上部梁體與墊石之間的大偏心距碰撞對(duì)于橋梁結(jié)構(gòu)橫向地震碰撞效應(yīng)的影響。楊孟剛等[20]基于ABAQUS建立了考慮軌道系統(tǒng)的橫向地震碰撞實(shí)體有限元模型，對(duì)高鐵簡(jiǎn)支橋梁橫向地震碰撞效應(yīng)進(jìn)行了研究。

以往關(guān)于橫向擋塊的試驗(yàn)研究多集中于擋塊的強(qiáng)度、破壞形式及耗能能力，鮮有涉及擋塊與梁體間的碰撞對(duì)橋梁整體地震響應(yīng)的影響：Bozorgzadeh等[21]通過(guò)對(duì)混凝土擋塊的試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，混凝土擋塊的典型破壞形式主要包括滑動(dòng)剪切摩擦型、壓-拉桿型、彎曲梁型；相似的研究也體現(xiàn)在文獻(xiàn)[22-23]中。Li等[24-25]均研發(fā)了新型橫向限位耗能裝置，但該類(lèi)型裝置更類(lèi)似于安裝于橋墩和梁體之間的阻尼器，在地震作用下不會(huì)發(fā)生碰撞，與常見(jiàn)橋梁結(jié)構(gòu)橫向擋塊的作用機(jī)理不同。

綜上所述，雖然國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)橋梁在地震作用下的碰撞響應(yīng)已進(jìn)行了大量研究，但主要是針對(duì)公路橋梁的縱向碰撞問(wèn)題，對(duì)高鐵橋梁的橫向地震碰撞效應(yīng)研究較少；以往關(guān)于橋梁結(jié)構(gòu)的橫向地震碰撞響應(yīng)研究，主要是進(jìn)行數(shù)值模擬和擋塊本身的力學(xué)特性研究，尚無(wú)橋梁結(jié)構(gòu)橫向碰撞效應(yīng)的振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)研究報(bào)道。本文以32 m標(biāo)準(zhǔn)跨徑高鐵簡(jiǎn)支梁橋?yàn)檠芯繉?duì)象，按1∶6縮尺比設(shè)計(jì)并制作了單跨橋梁模型，通過(guò)振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)研究了地震波頻譜特性、PGA(Peak Ground Acceleration)、擋塊-墊石初始間隙等因素對(duì)橫向地震碰撞效應(yīng)的影響，并探討了在擋塊與墊石間填充橡膠緩沖墊層的防碰減震效果及橡膠墊層的減震機(jī)理。

1 試驗(yàn)?zāi)Ｐ图霸囼?yàn)工況

1.1 試驗(yàn)?zāi)Ｐ驮O(shè)計(jì)

以1跨32 m標(biāo)準(zhǔn)跨徑高速鐵路雙線(xiàn)簡(jiǎn)支梁橋?yàn)檠芯繉?duì)象，上部梁體的重量為900 t，二期恒載取140 kN/m，上部結(jié)構(gòu)的總重為1 356.48 t；橋墩為圓端形橋墩，墩高8 m；詳細(xì)圖紙資料參見(jiàn)通用圖紙。擋塊為高鐵簡(jiǎn)支橋梁常見(jiàn)的“工”字形鋼擋塊，擋塊參數(shù)如圖1(a)所示，擋塊-墊石初始間隙為3 cm；擋塊的布置如圖1(b)所示。試驗(yàn)在中南大學(xué)地震模擬振動(dòng)臺(tái)上進(jìn)行，綜合考慮振動(dòng)臺(tái)的尺寸及承載能力，試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷某叽缦嗨瞥?shù)Cl取為1∶6，加速度相似常數(shù)為Ca=3。試驗(yàn)主要研究擋塊與墊石之間的碰撞效應(yīng)，因此擋塊嚴(yán)格按照原型縮尺，彈性模量相似常數(shù)CE=1。通過(guò)量綱分析，可以確定其他相似關(guān)系，見(jiàn)表1。

表1 相似常數(shù)

圖1 擋塊的尺寸及布置Fig.1 Shear-key dimension and layout

需要說(shuō)明的是：①在實(shí)際工程中，高鐵簡(jiǎn)支梁橋一般為多跨連續(xù)布置，即每個(gè)橋墩相當(dāng)于承擔(dān)1片梁的質(zhì)量，但取單跨橋梁進(jìn)行試驗(yàn)時(shí)，每個(gè)橋墩只承受1片梁質(zhì)量的1/2,因此為確保模型與實(shí)際多跨簡(jiǎn)支梁橋結(jié)構(gòu)體系滿(mǎn)足剛度及質(zhì)量相似，在模型設(shè)計(jì)時(shí)取原型橋墩剛度的1/2，再進(jìn)行縮尺；②試驗(yàn)前通過(guò)有限元仿真分析發(fā)現(xiàn)，在地震作用下橋墩基本處于彈性狀態(tài)，橋墩非線(xiàn)性對(duì)各項(xiàng)地震響應(yīng)影響可以忽略，為便于試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷闹谱骷霸囼?yàn)可重復(fù)性，橋墩材料選用鋼材；③梁體在地震過(guò)程中相當(dāng)于一個(gè)剛體，因此橋梁結(jié)構(gòu)的跨度由于振動(dòng)臺(tái)尺寸限制未嚴(yán)格按照相似比縮尺，但上部梁體質(zhì)量嚴(yán)格遵循相似關(guān)系。試驗(yàn)?zāi)Ｐ图皽y(cè)試裝置的布置如圖2所示。模型參數(shù)見(jiàn)表2。

表2 模型參數(shù)

圖2 試驗(yàn)?zāi)Ｐ图皽y(cè)試裝置Fig.2 Experimental model and test devices

橋梁原型支座為T(mén)JQZ6000球型鋼支座[26]，固定支座縮尺后的橫向承載力為50.0 kN。為使支座力學(xué)參數(shù)嚴(yán)格按照相似比縮尺，本次振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)按照支座力學(xué)性能要求定制了一批支座，并通過(guò)試驗(yàn)測(cè)得固定支座的破壞荷載約為49.0 kN，滿(mǎn)足縮尺要求；固定支座破壞后的力學(xué)性能同活動(dòng)支座，活動(dòng)支座的滑動(dòng)摩擦力為4.0 kN。

擋塊嚴(yán)格按照尺寸相似常數(shù)縮尺，材料采用與原型一致的Q235鋼材，在頂板處開(kāi)有兩個(gè)“U”型孔，用于調(diào)整擋塊-墊石初始間隙，擋塊與梁底通過(guò)高強(qiáng)螺栓連接，并通過(guò)安裝限位裝置防止擋塊在碰撞過(guò)程中產(chǎn)生滑動(dòng)(見(jiàn)圖2)。在試驗(yàn)前對(duì)擋塊進(jìn)行了單側(cè)往復(fù)加載試驗(yàn)，試驗(yàn)加載面與碰撞接觸面的尺寸相同，擋塊的單側(cè)往復(fù)加載曲線(xiàn)如圖3(a)所示。其屈服荷載、破壞荷載分別為120.0 kN和220.6 kN，擋塊的初始剛度為95.8 kN/mm。為探究橡膠緩沖墊層的防碰減震效果，在振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)開(kāi)展之前對(duì)橡膠墊層進(jìn)行了單側(cè)往復(fù)加載試驗(yàn)，橡膠墊層的平面尺寸與碰撞接觸面相同，橡膠的厚度與擋塊-墊石初始間隙相同。橡膠墊層的單側(cè)往復(fù)加載曲線(xiàn)，如圖3(b)所示，橡膠墊層在試驗(yàn)程中展現(xiàn)出了良好的變形恢復(fù)能力及耗能能力，橡膠墊層的初始剛度為13.5 kN/mm。

圖3 擋塊及橡膠緩沖墊層試驗(yàn)Fig.3 Tests of the shear key and the rubber bumper

所有支座、擋塊及橡膠緩沖墊層在每一個(gè)試驗(yàn)工況完成后均進(jìn)行更換。

試驗(yàn)測(cè)量的地震響應(yīng)包括：墩頂位移和加速度、梁底位移和加速度、墩底彎矩以及碰撞力。其中，位移和加速度分別采用激光位移計(jì)和加速度傳感器進(jìn)行測(cè)量；墩底彎矩通過(guò)在橋墩底部布置應(yīng)變片來(lái)測(cè)量。碰撞力的測(cè)試是一個(gè)重要環(huán)節(jié)，以往結(jié)構(gòu)碰撞試驗(yàn)通常采用的是點(diǎn)-面接觸的測(cè)力裝置，其不能真實(shí)地模擬原型結(jié)構(gòu)間面-面碰撞的接觸形式。本次試驗(yàn)設(shè)計(jì)了一種可實(shí)現(xiàn)擋塊與墊石間的面-面接觸的測(cè)力裝置(見(jiàn)圖2)，測(cè)力裝置從墊石側(cè)探出一塊平面大小為110 mm×60 mm厚度為15 mm的鋼板，鋼板通過(guò)6根截面為15 mm×15 mm長(zhǎng)度為30 mm的鋼棒與墊石連接，利用鋼板與擋塊之間的面對(duì)面碰撞代替墊石與擋塊間的碰撞，并沿每根鋼棒縱向貼上金屬應(yīng)變片，通過(guò)采集測(cè)力元件鋼棒應(yīng)變時(shí)程換算得到擋塊碰撞力時(shí)程。測(cè)力裝置剛度剛度遠(yuǎn)大于擋塊的剛度，且測(cè)力裝置的屈服荷載大于擋塊的破壞荷載(見(jiàn)表2)，確保測(cè)力裝置在試驗(yàn)過(guò)程中始終保持彈性狀態(tài)。

1.2 試驗(yàn)工況

試驗(yàn)工況見(jiàn)表3。試驗(yàn)選取3條實(shí)測(cè)地震波(汶川波，Taft波和EL-Centro波)作為輸入地震動(dòng)，地震波的施加方式為一致激勵(lì)。橋梁原型基于《鐵路工程抗震設(shè)計(jì)規(guī)范:GB 50111—2006》8度設(shè)防，在多遇地震、設(shè)計(jì)地震及罕遇地震下的峰值加速度分別為0.07g,0.20g和0.38g。將選取的地震波首先分別調(diào)幅至0.07g,0.20g和0.38g，再按表1中加速度相似比(Ca=3)

表3 振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)工況

圖4 罕遇地震激勵(lì)下臺(tái)面的實(shí)測(cè)地震波Fig.4 Measured ground motions on the shaking table under the excitations of high-level earthquakes

2 試驗(yàn)結(jié)果與討論

2.1 試驗(yàn)現(xiàn)象

試驗(yàn)通過(guò)白噪聲掃頻識(shí)別結(jié)構(gòu)的動(dòng)力參數(shù)，并判定模型在經(jīng)歷一系列地震激勵(lì)后橋墩是否出現(xiàn)損傷。試驗(yàn)測(cè)得模型的橫向基頻約為5.57 Hz，且隨試驗(yàn)次數(shù)的增加，模型的橫向自振基頻基本不變。說(shuō)明在試驗(yàn)過(guò)程中，模型基本處于彈性狀態(tài)。通過(guò)半功率帶寬法計(jì)算得模型的阻尼比約為3.15%。

圖5為不同峰值加速度地震激勵(lì)下固定支座的破壞情況。在多遇地震激勵(lì)下，固定支座的限位擋板沒(méi)有出現(xiàn)破壞，墩梁橫向相對(duì)位移很小，未出現(xiàn)橫向碰撞現(xiàn)象；在設(shè)計(jì)地震和罕遇地震作用下，橫向固定支座的限位擋板出現(xiàn)屈服、剪斷現(xiàn)象，墩梁橫向相對(duì)位移增大，多數(shù)工況的擋塊與墊石間發(fā)生碰撞。由于普通球型鋼支座沒(méi)有良好的復(fù)位能力，所以震后的殘余位移具有一定的隨機(jī)性，部分工況的震后殘余位移較大，如圖6所示。

圖5 固定支座破壞情況Fig.5 Damages to fixed bearings

圖6 震后殘余位移Fig.6 Residual displacement after the test

擋塊在試驗(yàn)中展現(xiàn)出了良好的限位能力，設(shè)置擋塊后，墩梁間橫向相對(duì)位移均明顯減小，但由于擋塊的強(qiáng)度較高，試驗(yàn)后擋塊并未觀(guān)察到明顯的破壞或屈服變形。試驗(yàn)中，橡膠緩沖墊層的減震效果顯著，且安裝橡膠墊層之后，震后殘余位移明顯減小。試驗(yàn)前與試驗(yàn)后的橡膠緩沖墊層如圖7所示。從圖7可知，試驗(yàn)后橡膠墊層出現(xiàn)了明顯的壓痕和屈服變形。

圖7 橡膠緩沖墊層的破壞情況Fig.7 Damage to the rubber bumper

2.2 地震波及PGA對(duì)橫向碰撞效應(yīng)的影響

將三種地震波調(diào)幅至多遇地震、設(shè)計(jì)地震、罕遇地震開(kāi)展振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)。不同地震波及PGA對(duì)墩梁橫向相對(duì)位移及碰撞力時(shí)程的影響如圖8和圖9所示。由圖表分析可知：①多遇地震激勵(lì)下，由于橫向固定支座未發(fā)生破壞，支座能很好的約束上部梁體的位移，墩梁間橫向相對(duì)位移較小，未發(fā)生橫向碰撞；②在設(shè)計(jì)地震激勵(lì)下，支座的橫向限位擋板出現(xiàn)破壞(見(jiàn)圖5(b))，墩梁相對(duì)位移明顯增加。在汶川波、Taft波和EL-Centro波作用下的墩梁相對(duì)位移峰值分別為1.91 mm，5.60 mm和5.51 mm，其中Taft波和EL-Centro作用時(shí)，墩梁相對(duì)位移已經(jīng)超過(guò)了擋塊-墊石間的初始間隙，模型發(fā)生橫向碰撞，碰撞力峰值分別為57.80 kN，53.91 kN。(3)在罕遇地震作用下，支座的限位擋板完全破壞(見(jiàn)圖5(c))，墩梁相對(duì)位移進(jìn)一步增大，擋塊與墊石之間發(fā)生多次碰撞。在汶川波、Taft波和EL-Centro波激勵(lì)下，墩梁橫向相對(duì)位移峰值分別為5.88 mm，6.64 mm和6.43 mm，碰撞力峰值分別為95.01 kN，123.09 kN和116.82 kN。由以上分析可知，在多遇地震作用下，支座未發(fā)生破壞，上部梁體的限位作用僅由固定支座提供；在設(shè)計(jì)地震作用下，固定支座開(kāi)始出現(xiàn)破壞，梁體的限位作用由固定支座和擋塊共同提供；在罕遇地震作用下，固定支座完全破壞，梁體的限位作用主要由擋塊提供。

在PGA相同的情況下，Taft波和EL-Centro波激勵(lì)下橋梁橫向地震碰撞響應(yīng)大于汶川波激勵(lì)下地震響應(yīng)(見(jiàn)圖8和圖9)?？梢?jiàn)，地震波的頻譜特性對(duì)于橋梁結(jié)構(gòu)的橫向地震碰撞效應(yīng)影響顯著，在實(shí)際工程中進(jìn)行擋塊設(shè)計(jì)時(shí)，應(yīng)結(jié)合具體場(chǎng)地條件加以分析。

各項(xiàng)地震響應(yīng)峰值見(jiàn)表4。由表4可知，在罕遇地震作用下，擋塊的最大碰撞力為123.09 kN，而擋塊所能承受的破壞荷載為220.6kN(見(jiàn)表2)，擋塊仍有很大的強(qiáng)度富余。而美國(guó)AASHTO[27]中建議擋塊的設(shè)計(jì)應(yīng)在多遇地震中保持彈性，在設(shè)計(jì)地震水平下可以作為一種犧牲構(gòu)件。由本文的試驗(yàn)結(jié)果可知，目前我國(guó)高鐵簡(jiǎn)支梁橋橫向抗震擋塊的設(shè)計(jì)偏于安全，這有助于限制主梁的橫向位移，但在極端地震作用下可能會(huì)加快橋墩的損傷進(jìn)程。

圖8 不同地震波及PGA對(duì)墩梁相對(duì)位移的影響Fig.8 Influence of different waves and PGA on the time histories of relative displacement between the pier and the girder

圖9 不同地震波及PGA對(duì)碰撞力的影響Fig.9 Influence of different waves and PGA on the time histories of pounding force

表4 不同地震波及PGA對(duì)地震響應(yīng)峰值的影響

2.3 擋塊-墊石間距對(duì)橫向碰撞效應(yīng)的影響

擋塊-墊石間距是影響橋梁結(jié)構(gòu)橫向碰撞效應(yīng)的一個(gè)重要因素，取擋塊-墊石間距2.5 mm,5.0 mm,7.5 mm,10.0 mm及無(wú)擋塊(對(duì)應(yīng)于原型分別為1.5 cm,3 cm,4.5 cm,6.0 cm及無(wú)擋塊)五種情形，輸入0.38g的EL-Centro波，研究擋塊-墊石間距對(duì)橫向地震響應(yīng)的影響。各項(xiàng)地震響應(yīng)時(shí)程及地震響應(yīng)峰值的變化分別如圖10、圖11所示。

擋塊-墊石間距對(duì)墩梁相對(duì)位移時(shí)程的影響如圖10(a)。由圖10(a)可知，擋塊在地震過(guò)程中展現(xiàn)出了良好的限位能力，在固定支座破壞后，擋塊能將墩梁間的橫向相對(duì)位移限制在一定的范圍以?xún)?nèi)，無(wú)擋塊時(shí)墩梁相對(duì)位移峰值為12.32 mm，當(dāng)擋塊-墊石間距為5.0 mm，墩梁相對(duì)位移峰值為6.43 mm，減幅為47.8%。墩梁相對(duì)位移峰值隨擋塊-墊石間距的增大而增大；擋塊-墊石間距越小，擋塊的限位效果越顯著(見(jiàn)圖11(a))。

圖10(b)為擋塊-墊石間距對(duì)碰撞力時(shí)程的影響。通過(guò)對(duì)比圖10(a)可知，當(dāng)墩梁橫向相對(duì)位移超過(guò)擋塊-墊石初始間隙時(shí)就會(huì)發(fā)生碰撞。由10(b)的局部放大圖可知，碰撞不是在瞬間完成的，而是在某一微小時(shí)段內(nèi)，擋塊與墊石之間均存在相互作用，即碰撞有一定的持時(shí)[28]。Jankowski等關(guān)于橋梁結(jié)構(gòu)縱向地震碰撞的研究結(jié)果表明，鄰跨間距越大，碰撞力越大，減小鄰跨間距，可以降低碰撞力，但會(huì)增加碰撞次數(shù)；而由圖10(b)及圖11(b)可知，隨擋塊-墊石間距的增加，碰撞力和碰撞的次數(shù)均呈現(xiàn)出減小的趨勢(shì)。可見(jiàn)，橋梁結(jié)構(gòu)的橫向碰撞與縱向碰撞間存在很大的差異。

擋塊-墊石間距對(duì)墩底彎矩時(shí)程的影響如圖10(c)所示。通過(guò)對(duì)比圖10(b)可以發(fā)現(xiàn)，在碰撞發(fā)生時(shí)，墩底彎矩會(huì)出現(xiàn)峰值，即碰撞會(huì)增大橋墩的地震響應(yīng)。由圖11(c)可知，隨擋塊-墊石間距的增大，墩底彎矩峰值呈下降趨勢(shì)。實(shí)際上，可以認(rèn)為不設(shè)擋塊和擋塊墊石間距為0為兩種極限狀態(tài)，當(dāng)不設(shè)置擋塊時(shí)墩梁相對(duì)位移最大，墩底彎矩最小；當(dāng)擋塊-墊石間距為0時(shí)墩底彎矩響應(yīng)最大，墩梁相對(duì)位移最小。在進(jìn)行抗震設(shè)計(jì)時(shí)，應(yīng)綜合考慮上部梁體及橋墩的地震需求選取合適的擋塊-墊石間距。

圖10 擋塊-墊石間隙對(duì)地震響應(yīng)時(shí)程的影響Fig.10 Influence of the initial gap on the time histories of seismic responses

圖11 擋塊-墊石間距對(duì)地震響應(yīng)峰值的影響Fig.11 Influence of the initial gap on peak seismic responses

2.4 橡膠緩沖墊層的防碰減震效果

由“2.3”節(jié)的分析可知，抗震擋塊的設(shè)置能夠限制上部梁體的橫向位移的發(fā)展，但擋塊與墊石間的碰撞會(huì)增大橋墩的墩底彎矩響應(yīng)。考慮在擋塊與墊石間填充滿(mǎn)橡膠緩沖墊層，使擋塊既能起到良好的限位作用，又能減小擋塊碰撞帶來(lái)的不利影響。為研究橡膠緩沖墊層的防碰減震效果，對(duì)無(wú)橡膠墊層和有橡膠墊層兩種模型分別輸入0.38g的汶川波、Taft波和EL-Centro波開(kāi)展振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)。安裝橡膠緩沖墊層后，墩梁相對(duì)位移、碰撞力及墩底彎矩時(shí)程的變化情況分別如圖12、圖13和圖14所示。橡膠緩沖墊層對(duì)各項(xiàng)地震響應(yīng)峰值的影響見(jiàn)表5。

2.4.1 墩梁相對(duì)位移

在擋塊與墊石之間填充橡膠緩沖墊層之后，墩梁橫向相對(duì)位移時(shí)程的變化如圖12所示，峰值變化情況見(jiàn)表5。由圖表可知，設(shè)置橡膠緩沖墊層之后，墩梁相對(duì)位移響應(yīng)明顯減小，其主要原因是設(shè)置橡膠緩沖墊層后，一方面，相當(dāng)于減小了碰撞的初始間隙，使擋塊更早地發(fā)揮限位作用；另一方面，橡膠緩沖墊層具有良好的耗能能力，加快了地震能量的耗散。由圖12(b)和12(c)還可以發(fā)現(xiàn)，由于橡膠具有良好的變形恢復(fù)能力，在設(shè)置橡膠墊層之后，上部梁體的震后殘余位移明顯減小。

圖12 橡膠緩沖墊層對(duì)墩梁相對(duì)位移的影響Fig.12 Influence of rubber bumpers on relative displacement between the pier and the girder

圖13 橡膠緩沖墊層對(duì)碰撞力的影響Fig.13 Influence of rubber bumpers on pounding force

圖14 橡膠緩沖墊層對(duì)墩底彎矩的影響Fig.14 Influence of rubber bumpers on bending moment at the bottom of the pier

表5 橡膠緩沖墊層對(duì)地震響應(yīng)峰值的影響

2.4.2 碰撞力

橡膠緩沖墊層對(duì)于碰撞力時(shí)程的影響如圖13所示。在設(shè)置橡膠墊層之后，擋塊的碰撞力峰值顯著減小，但碰撞次數(shù)明顯增加。這主要是因?yàn)樵O(shè)置橡膠墊層之后，碰撞由擋塊與墊石之間的碰撞變?yōu)橄鹉z墊層與墊石之間的碰撞，而橡膠墊層的剛度明顯小于擋塊的剛度，因此碰撞力會(huì)明顯減??；但填充橡膠緩沖墊層后使得碰撞初始間隙減小為0，碰撞更容易發(fā)生，所以碰撞次數(shù)明顯增加。由圖13(a)可知，在汶川波激勵(lì)下未設(shè)置橡膠墊層時(shí)，2#擋塊并沒(méi)有發(fā)生碰撞，而在設(shè)置橡膠墊層之后，碰撞間隙減小，使得2#擋塊發(fā)生了碰撞。各擋塊的碰撞力峰值變化，如表5所示。

2.4.3 墩底彎矩

橡膠緩沖墊層對(duì)于墩底彎矩時(shí)程的影響如圖14所示，墩底彎矩峰值的變化情況見(jiàn)表5。由圖表可知，在設(shè)置橡膠墊層之后，墩底彎矩響應(yīng)有所減小，其主要原因是設(shè)置橡膠墊層之后，擋塊與墊石之間的碰撞剛度減小，降低了地震碰撞所激起的高頻響應(yīng)，從而減小了墩底彎矩響應(yīng)。

2.4.4 橡膠緩沖墊層的減震機(jī)理

為更深入的理解橡膠緩沖墊層的減震機(jī)理，以taft波激勵(lì)下的墩底彎矩響應(yīng)為例，對(duì)無(wú)擋塊、僅設(shè)置擋塊、同時(shí)設(shè)置擋塊和橡膠墊層三種工況的墩底彎矩時(shí)程進(jìn)行快速傅里葉變換，得到各種工況下的墩底彎矩響應(yīng)的功率譜頻率分布范圍，如圖15所示。由圖15(a)可知，在無(wú)擋塊時(shí)，墩底彎矩響應(yīng)功率譜的主要頻率分布范圍為0～10 Hz，而模型的橫向基頻為5.57 Hz，可以認(rèn)為在無(wú)擋塊時(shí)墩底彎矩響應(yīng)主要受結(jié)構(gòu)的基頻控制，因此定義該頻率區(qū)間為基頻區(qū)。而在設(shè)置擋塊之后，擋塊與墊石之間的碰撞使墩底彎矩響應(yīng)的功率譜頻率分布范圍發(fā)生了明顯的改變(見(jiàn)圖15(b))，在基頻區(qū)的功率譜幅值明顯減小，而在10～20 Hz區(qū)間的功率譜幅值明顯增大，說(shuō)明碰撞激起了結(jié)構(gòu)的高頻響應(yīng)，從而使得結(jié)構(gòu)的地震響應(yīng)發(fā)生改變。在設(shè)置橡膠緩沖墊層后，擋塊與墊石之間的碰撞剛度減小，墩底彎矩響應(yīng)功率譜的頻率分布向基頻區(qū)偏移，(見(jiàn)圖15(c))，即橡膠墊層的設(shè)置減弱了結(jié)構(gòu)碰撞時(shí)所引起的高頻響應(yīng)，從而減小地震作用下的墩底彎矩響應(yīng)。由以上分析可知，碰撞會(huì)激起結(jié)構(gòu)的高頻響應(yīng)，而橡膠的設(shè)置會(huì)減弱高頻響應(yīng)。

為解釋上述現(xiàn)象，選取橫向碰撞簡(jiǎn)化模型如圖16所示。圖16中，m1,kp,cp分別為橋墩轉(zhuǎn)換至墩頂?shù)馁|(zhì)量、橋墩剛度、橋墩阻尼；m2,kb,cb分別為梁體質(zhì)量、支座剛度、支座阻尼；將擋塊與墊石間的碰撞簡(jiǎn)化為Kelvin模型[29]，碰撞力為

圖15 墩底彎矩響應(yīng)的快速傅里葉變換功率譜Fig.15 FFT of the bending moment at the bottom of the pier

(1)

圖16 橫向碰撞簡(jiǎn)化模型Fig.16 Simplified model of transverse pounding

對(duì)于不設(shè)置擋塊的情況，橋墩與上部梁體間的橫向剛度(kp-g,1)僅由支座提供，即

kp-g,1=kb

(2)

對(duì)于只設(shè)置擋塊的情況，當(dāng)墩梁橫向相對(duì)位移未超過(guò)ΔG時(shí)，擋塊未起到限位作用，這時(shí)墩梁間的橫向剛度與不設(shè)置擋塊時(shí)相同；而當(dāng)墩梁間的橫向相對(duì)位移超過(guò)ΔG時(shí)，擋塊可以看做與支座組成并聯(lián)彈簧共同限制墩梁間的橫向相對(duì)位移。為簡(jiǎn)單起見(jiàn)，kimp假定為擋塊的初始剛度ks。橋墩與上部梁體間的橫向剛度(kp-g,2)可以表達(dá)為

(3)

對(duì)于同時(shí)設(shè)置擋塊和橡膠的情況，當(dāng)橡膠緩沖墊層與墊石之間發(fā)生碰撞時(shí)，碰撞單元的剛度可以被等效為橡膠墊層(kr)與擋塊(ks)組成的串聯(lián)彈簧的剛度，即kimp=(kskr)/(ks+kr)。則橋墩與上部梁體間的橫向剛度(kp-g,3)可以表達(dá)為

(4)

對(duì)比式(2)～式(4)可知，對(duì)于無(wú)擋塊的情況(無(wú)碰撞)，只由支座提供對(duì)上部梁體的約束作用，結(jié)構(gòu)的橫向剛度及自振頻率較小。對(duì)于僅設(shè)置擋塊的情況，當(dāng)擋塊與墊石之間處于碰撞接觸狀態(tài)時(shí)，結(jié)構(gòu)的橫向剛度及自振頻率明顯增大，而臺(tái)面實(shí)測(cè)地震波的功率譜(見(jiàn)圖4)主要分布在較高的頻率范圍，因此會(huì)導(dǎo)致結(jié)構(gòu)地震響應(yīng)的高頻成分明顯增大(見(jiàn)圖15(b))。對(duì)于同時(shí)設(shè)置擋塊和橡膠墊層的情況，碰撞剛度由于橡膠的設(shè)置而明顯減小，當(dāng)結(jié)構(gòu)處于碰撞接觸狀態(tài)時(shí)，結(jié)構(gòu)的橫向剛度和自振頻率相較于僅設(shè)置擋塊的情況有所減弱，從而減少結(jié)構(gòu)地震響應(yīng)的高頻成分(見(jiàn)圖15(c))，達(dá)到減震的效果。

3 結(jié) 論

以1跨32 m標(biāo)準(zhǔn)跨徑高速鐵路簡(jiǎn)支梁橋?yàn)檠芯繉?duì)象，按1∶6縮尺比設(shè)計(jì)并制作了橫向碰撞振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)?zāi)Ｐ停_(kāi)展了17個(gè)工況的振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)。試驗(yàn)主要研究了地震波的頻譜特性及PGA，擋塊-墊石間距對(duì)橋梁結(jié)構(gòu)橫向碰撞效應(yīng)的影響，并探討了橡膠緩沖墊層的防碰減震效果。主要結(jié)論如下：

(1)試驗(yàn)再現(xiàn)了橋梁結(jié)構(gòu)在地震作用下的橫向碰撞過(guò)程。在多遇地震作用下，支座未出現(xiàn)破壞，擋塊與墊石之間無(wú)碰撞發(fā)生，上部梁體的橫向約束作用僅由支座提供；在設(shè)計(jì)地震激勵(lì)下，支座開(kāi)始出現(xiàn)破壞，多數(shù)工況發(fā)生了碰撞，上部梁體的約束作用由支座和擋塊共同提供；在罕遇地震激勵(lì)下，支座完全破壞，模型均發(fā)生了碰撞，上部梁體的約束作用主要由擋塊提供。

(2)擋塊的橫向限位效果顯著，但擋塊與墊石之間的碰撞會(huì)增大結(jié)構(gòu)的自振頻率，從而激起結(jié)構(gòu)的高頻響應(yīng)，增大橋墩的墩底彎矩響應(yīng)；隨擋塊-墊石初始間隙的減小，墩梁橫向相對(duì)位移峰值減小，碰撞力峰值及墩底彎矩峰值增大；在進(jìn)行擋塊設(shè)計(jì)時(shí)，應(yīng)綜合考慮上部梁體及橋墩的地震需求選取合適的擋塊-墊石初始間隙。

(3)橡膠緩沖墊層具有良好的防碰減震效果，在擋塊與墊石之間填充橡膠緩沖墊層后，一方面相當(dāng)于減小了擋塊與墊石間的初始間隙，使得擋塊的橫向限位效果更加顯著，以0.38g的EL-Centro波激勵(lì)為例，設(shè)置橡膠緩沖墊層后墩梁相對(duì)位移峰值減幅為77%；另一方面，橡膠緩沖墊層的設(shè)置降低了擋塊與墊石之間的碰撞剛度，減小了碰撞力及碰撞所引起的結(jié)構(gòu)高頻響應(yīng)，從而達(dá)到減震的效果，在0.38g的Taft波激勵(lì)下，碰撞力和墩底彎矩最大值分別減小64%，15%。