李 晰，賈宏宇，李 倩

(1.西南交通大學(xué) 土木工程學(xué)院，成都 6100312.西南交通大學(xué) 高速鐵路線路工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，成都 610031)

近斷層地震動(dòng)作用下大跨度曲線剛構(gòu)橋臺(tái)陣試驗(yàn)研究

李 晰，賈宏宇，李 倩

(1.西南交通大學(xué) 土木工程學(xué)院，成都 6100312.西南交通大學(xué) 高速鐵路線路工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，成都 610031)

為了研究近斷層地震動(dòng)對(duì)大跨度曲線剛構(gòu)橋抗震性能的影響，以某一大跨度曲線剛構(gòu)橋?yàn)樵停O(shè)計(jì)制作1/40縮尺比例模型，選取同一地震中的近斷層地震動(dòng)記錄和遠(yuǎn)場(chǎng)地震動(dòng)記錄，利用多子臺(tái)積木式模擬振動(dòng)臺(tái)臺(tái)陣系統(tǒng)，完成了橫向、縱向、橫向+縱向一致輸入及行波輸入的對(duì)比試驗(yàn)。研究結(jié)果表明：近斷層地震動(dòng)中所含的速度脈沖會(huì)對(duì)曲線剛構(gòu)橋的動(dòng)力響應(yīng)產(chǎn)生顯著影響，并且行波效應(yīng)會(huì)進(jìn)一步提升其對(duì)結(jié)構(gòu)響應(yīng)的放大作用；近斷層效應(yīng)的放大作用對(duì)剛度較大的結(jié)構(gòu)或者結(jié)構(gòu)某一個(gè)方向更為明顯，而行波效應(yīng)對(duì)結(jié)構(gòu)的影響主要取決于由多點(diǎn)激勵(lì)所激發(fā)的高階反對(duì)稱模態(tài)；與直線橋相比較，曲率半徑會(huì)增大曲線梁橋的水平剛度，從而使近斷層效應(yīng)和行波效應(yīng)對(duì)曲線橋的動(dòng)力響應(yīng)產(chǎn)生更不利的影響。因此，在靠近斷層的區(qū)域遭受同樣的地震作用，曲線梁橋?qū)a(chǎn)生更為嚴(yán)重的破壞，建議在抗震設(shè)計(jì)中應(yīng)特別注意處于斷層附近的曲線橋結(jié)構(gòu)。

近斷層地震動(dòng)；曲線剛構(gòu)橋；振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)；動(dòng)力響應(yīng)

由于曲線梁橋?qū)Φ匦斡兄己玫倪m應(yīng)能力，為了跨越深溝峽谷并適應(yīng)復(fù)雜的地形，中國(guó)西南山區(qū)的高等級(jí)公路及鐵路系統(tǒng)中存在大量曲線梁橋。而中國(guó)的西南山區(qū)屬于強(qiáng)震多發(fā)區(qū)且分布多條斷裂帶，如龍門山斷裂帶、鮮水河-小江斷裂帶[1]，因此該區(qū)域的大部分曲線梁橋可能會(huì)面臨近斷層地震動(dòng)的威脅，如在2008年汶川地震中曲線段遭到嚴(yán)重破壞的百花大橋，除了結(jié)構(gòu)本身的因素外，近斷層效應(yīng)被認(rèn)為是其倒塌的主要因素之一[2]。因此有必要對(duì)近斷層地震動(dòng)作用下曲線梁橋的抗震性能進(jìn)行更為深入的研究。

與遠(yuǎn)場(chǎng)地震動(dòng)記錄相比，近斷層地震動(dòng)記錄的主要特點(diǎn)表現(xiàn)為具有較大的加速度峰值和明顯的長(zhǎng)周期速度脈沖[3]。有關(guān)近斷層地震動(dòng)的研究最早始于1958年，HOUSNER等[4]分析了在Port Hueneme地震中獲得的第一條含有脈沖的強(qiáng)震記錄，指出由于大部分的地震能量都包含在該地震中的一個(gè)脈沖里，使其地震動(dòng)加速度峰值和反應(yīng)譜值均要明顯大于發(fā)生在太平洋沿岸相同等級(jí)的其它典型地震動(dòng)。在隨后的幾次大地震(如1971年的San Fernando地震，1994年的Northridge地震、1995年的Kobe地震、1999年的Turkey地震、1999年的Chichi地震以及2008年的汶川地震)中，靠近斷層附近的結(jié)構(gòu)發(fā)生了比較嚴(yán)重的破壞，這使與近斷層地震動(dòng)相關(guān)的工程問題逐步被研究者所重視。BERTERO等[5]以一座在San Fernando地震中遭到嚴(yán)重破壞的建筑結(jié)構(gòu)為例，最先研究了近斷層地震動(dòng)對(duì)結(jié)構(gòu)響應(yīng)的影響，分析結(jié)果表明近斷層地震動(dòng)中所含的脈沖是導(dǎo)致建筑發(fā)生破壞的主要原因。在此之后，很多學(xué)者進(jìn)一步研究了近斷層地震動(dòng)對(duì)建筑結(jié)構(gòu)響應(yīng)的影響。這些已有研究表明當(dāng)前的抗震設(shè)計(jì)規(guī)范均不能很好的體現(xiàn)近斷層地震動(dòng)對(duì)結(jié)構(gòu)響應(yīng)的影響[6]，近斷層地震動(dòng)中所包含的脈沖會(huì)對(duì)結(jié)構(gòu)的響應(yīng)產(chǎn)生較大的影響，特別是當(dāng)脈沖周期與結(jié)構(gòu)自振周期比較接近時(shí)[7]。同時(shí)這些研究還指出遭受近斷層地震動(dòng)的建筑結(jié)構(gòu)會(huì)產(chǎn)生比遠(yuǎn)場(chǎng)地震作用下更大的基底剪力、層間位移[8]，從而導(dǎo)致結(jié)構(gòu)變形需求的增加[9-10]。

與建筑結(jié)構(gòu)類似，近斷層地震動(dòng)作用下橋梁結(jié)構(gòu)的抗震性能同樣引起了很多學(xué)者的關(guān)注，不同學(xué)者針對(duì)不同類型的橋梁結(jié)構(gòu)及其構(gòu)件進(jìn)行了研究，如：簡(jiǎn)支梁橋[11]、連續(xù)梁橋[12]、剛構(gòu)橋[13]、斜拉橋[14]、隔震橋梁[15-16]、橋墩[17]、伸縮縫[18]及橋臺(tái)剪力鍵[19]等，以上這些研究均表明橋梁結(jié)構(gòu)及其構(gòu)件在近斷層地震動(dòng)作用下的動(dòng)力響應(yīng)與其在遠(yuǎn)場(chǎng)地震作用下的響應(yīng)相比有比較明顯的區(qū)別。PHAN等[20-21]通過振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)分別研究了橋墩和整體橋梁結(jié)構(gòu)在近斷層地震動(dòng)作用下的動(dòng)力響應(yīng)后也得了出類似結(jié)論。PHAN指出相對(duì)于遠(yuǎn)場(chǎng)地震動(dòng)，遭受近斷層地震動(dòng)作用的橋墩將產(chǎn)生更大的變形。SAIIDI指出近斷層地震動(dòng)將會(huì)影響橋梁結(jié)構(gòu)發(fā)生損傷的類型及位置。從上面所提到的已有研究可以看出近斷層地震所包含的脈沖特性可能會(huì)給橋梁結(jié)構(gòu)帶來(lái)與抗震設(shè)計(jì)規(guī)范所預(yù)測(cè)的不同的危害。但以上研究均以直線型橋梁為研究對(duì)象，缺少對(duì)曲線型橋梁的研究，并且這些研究主要基于數(shù)值模擬分析，缺乏振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)的驗(yàn)證。

鑒于此，本文以某一大跨度曲線剛構(gòu)橋?yàn)槔?，按?/40的比例設(shè)計(jì)制作縮尺模型，并選取典型的近斷層地震動(dòng)記錄和遠(yuǎn)場(chǎng)地震記錄作為地震輸入，對(duì)比研究了大跨度曲線剛構(gòu)橋在近斷層地震動(dòng)作用下的動(dòng)力響應(yīng)特點(diǎn)。

1 模型概況

試驗(yàn)原型為一座5跨預(yù)應(yīng)力鋼筋混凝土連續(xù)剛構(gòu)橋，橋跨布置為68 m+120 m×3+68 m，橋?qū)?2 m。整橋位于平曲面上，平面曲率半徑R=620 m。上部結(jié)構(gòu)為變截面單箱單室預(yù)應(yīng)力鋼筋混凝土箱梁，下部結(jié)構(gòu)采用雙薄壁墩?？紤]到實(shí)驗(yàn)室空間和振動(dòng)臺(tái)實(shí)際承載能力，試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷膸缀慰s尺比為原型的1/40，試驗(yàn)?zāi)Ｐ筒贾萌鐖D1所示。

1.1 相似設(shè)計(jì)

本次試驗(yàn)的模型材料選用有機(jī)玻璃，其與原型橋梁中混凝土材料的參數(shù)對(duì)比見表1。此外，根據(jù)實(shí)驗(yàn)室的場(chǎng)地條件，選取1∶40的比例尺對(duì)原橋進(jìn)行縮尺。由于試驗(yàn)主要研究曲線梁橋在水平地震激勵(lì)下的動(dòng)力響應(yīng)，因此模型的相似設(shè)計(jì)采用忽略重力影響的附加人工質(zhì)量強(qiáng)度模型，并假設(shè)：①豎向力不會(huì)對(duì)結(jié)構(gòu)的橫向剛度產(chǎn)生影響，即剛度相似關(guān)系滿足Sk=SESL；②模型橋的應(yīng)變與原型橋相等，即應(yīng)變的相似系數(shù)Sε=1；③有機(jī)玻璃的阻尼比小于鋼筋混凝土材料，即Sζ=0.6。基于以上假設(shè)和模型試驗(yàn)相似理論的量綱分析法[22]，各物理量的相似關(guān)系見表2。

表1 材料參數(shù)對(duì)比Tab.1 Comparison of material parameters

當(dāng)模型材料和幾何相似比確定后，模型其它重要物理量的相似系數(shù)，如加速度幅值相似系數(shù)、時(shí)間相似系數(shù)以及質(zhì)量相似系數(shù)，主要取決于等效質(zhì)量密度ρE的相似系數(shù)SρE。等效質(zhì)量密度的取值會(huì)影響附加人工質(zhì)量的大小以及時(shí)間相似系數(shù)的大小。過大的等效質(zhì)量密度會(huì)使附加人工質(zhì)量過大從而超出振動(dòng)臺(tái)和模型的承載能力，而過小的等效質(zhì)量密度會(huì)使相似后的地震動(dòng)輸入持時(shí)過短。因此綜合考慮以上因素后，SρE取1.72。其中試驗(yàn)?zāi)Ｐ退璧母郊尤斯べ|(zhì)量由式(1)確定：

圖1 模型橋布置圖(mm)Fig.1 Schematic view of the test curved rigid bridge (mm)

(1)

式中：mad為附加的人工質(zhì)量；mp為原型結(jié)構(gòu)總質(zhì)量；SρE為等效質(zhì)量密度相似系數(shù)；Sρ為無(wú)附加人工質(zhì)量時(shí)模型的質(zhì)量密度相似系數(shù)(簡(jiǎn)稱質(zhì)量密度相似系數(shù))；SL為幾何相似系數(shù)。依據(jù)式(1)、表1和表2經(jīng)計(jì)算可得所需附加人工質(zhì)量為683.4 kg。

1.2 模型制作

模型采用有機(jī)玻璃制作，主要分為主梁、橋墩、連接構(gòu)件三個(gè)部分。對(duì)于主梁部分，為了降低制作的復(fù)雜性，首先，將截面尺寸連續(xù)變化的梁體分為3段，如圖2(a)所示，其中A-B段(A-A截面至B-B截面)的頂板厚度為12 mm，底板厚度8 mm，腹板厚度12 mm，梁高固定為62 mm；B-C段(B-B截面至C-C截面)的頂板厚度為12 mm，底板厚度10 mm，腹板厚度12 mm，梁高從62 mm線性變化到81 mm；D-E段(D-D截面至E-E截面)的頂板厚度為12 mm，底板厚度10 mm，腹板厚度15 mm，梁高固定從81 mm線性變化到170 mm。其次，忽略箱梁截面內(nèi)外側(cè)倒角以及上翼緣的厚度變化，按照抗壓抗彎剛度相等的原則對(duì)原型橋的截面進(jìn)行簡(jiǎn)化，圖2(a)給出了B-B截面簡(jiǎn)化示意圖，其他截面類似。此外，設(shè)計(jì)制作了如圖2(a)所示的連接構(gòu)件，用來(lái)a)連接橋墩和振動(dòng)臺(tái)；b)模擬橋臺(tái)及不同墩高。其中，橋臺(tái)處連接構(gòu)件高度為200 mm，1號(hào)和4號(hào)橋墩處的連接構(gòu)件高度為40 mm，2號(hào)和3號(hào)橋墩直接采用一塊連接板與振動(dòng)臺(tái)相連接。實(shí)際安裝完畢的模型如圖2(b)所示。

表2 模型相似需求Tab.2 Similitude requirements

(a) 模型制作示意圖(mm)

(b) 實(shí)際模型示意圖

1.3 振動(dòng)臺(tái)及傳感器布置

本次試驗(yàn)使用振動(dòng)臺(tái)臺(tái)陣系統(tǒng)來(lái)完成曲線梁橋模型的一致及非一致輸入。該臺(tái)陣系統(tǒng)由4個(gè)臺(tái)面尺寸為1 m×1 m的獨(dú)立振動(dòng)臺(tái)組成，并按照曲線模型橋的線形進(jìn)行布置，如圖3(a)所示。

試驗(yàn)過程中主要完成對(duì)加速度及位移的測(cè)量，其中加速度測(cè)量采用單向ICP(Integrated Circuits Piezoelectric)加速度傳感器(量程：±5 g)，主要布置在墩頂及跨中，共計(jì)8個(gè)徑向傳感器，1個(gè)切向傳感器；徑向位移測(cè)量采用941B型位移傳感器(量程：±200 mm，頻率范圍：0.25～100 Hz)，主要布置在橋墩頂部和底部，共計(jì)8個(gè)傳感器；縱向相對(duì)位移測(cè)量采用拉線位移計(jì)(量程：±250 mm)，布置在模型第三跨處，共計(jì)1個(gè)傳感器。圖3(b)給出了試驗(yàn)?zāi)Ｐ蛡鞲衅髟敿?xì)布置圖。此外，所有傳感器的信號(hào)采集均使用IMC(Integrated Measurement and Control)動(dòng)態(tài)數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)，采樣頻率為1 000 Hz。

(a) 振動(dòng)臺(tái)布置圖

(b) 傳感器布置圖

2 地震波的選取與工況設(shè)置

試驗(yàn)用地震波均為來(lái)自PEER(Pacific Earthquake Engineering Research)地震數(shù)據(jù)庫(kù)的實(shí)際地震記錄。為了減少其它因素的影響，突出近斷層地震動(dòng)中所含速度脈沖的影響，本文選取地震動(dòng)的標(biāo)準(zhǔn)為：①同一地震(Chi-Chi 地震，1999)；②記錄點(diǎn)場(chǎng)地條件相同；③將所選地震動(dòng)加速度峰值調(diào)整為相同的值。依據(jù)此原則，共選擇兩條地震記錄，其中一條為含有速度大脈沖的典型近斷層地震動(dòng)記錄(TCU068)。此外，依據(jù)NEHRP場(chǎng)地分類標(biāo)準(zhǔn)[23]，測(cè)點(diǎn)的場(chǎng)地條件均為C類場(chǎng)地(360 m/s≤Vs30≤760 m/s)。地震波詳細(xì)信息如表3所示。

表3 選用的地震動(dòng)的特征Tab.3 Details of the selected ground motions

由于本文的主要目的是研究近斷層地震動(dòng)中所包含的脈沖對(duì)大跨曲線剛構(gòu)橋動(dòng)力響應(yīng)的影響，同時(shí)依據(jù)《公路橋梁抗震設(shè)計(jì)細(xì)則》(JTG/T B02-01—2008)，原橋?qū)儆贏類橋梁，按照8度設(shè)防，故將所選原始地震波的加速度峰值PGA均調(diào)整為0.2g。調(diào)整后的地震動(dòng)時(shí)程曲線及加速度反應(yīng)譜如圖4所示。從圖4(a)可以看出，所選近斷層地震動(dòng)記錄包含明顯的速度脈沖，依據(jù)BAKER[24]給出的脈沖周期估算方法可知其脈沖周期Tp為12.3 s，并且從表3可以看出與遠(yuǎn)場(chǎng)地震相比其具有較大的PGV/PGA比值。從圖4(c)還可以看出，由于近斷層地震動(dòng)包含速度脈沖，當(dāng)反應(yīng)譜的周期大于0.3 s后，近斷層地震動(dòng)記錄的反應(yīng)譜譜值要明顯大于遠(yuǎn)場(chǎng)地震動(dòng)的譜值[6]。

對(duì)于縮尺模型的振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)而言，地震作用輸入時(shí)需要根據(jù)加速度幅值相似比將水平加速度峰值調(diào)整到0.4g，并按照頻率相似比對(duì)地震波進(jìn)行壓縮，同時(shí)根據(jù)振動(dòng)臺(tái)的頻帶輸入范圍，將壓縮后的地震波進(jìn)行濾波，濾波范圍為0.1～50 Hz?；谒x地震波，本試驗(yàn)的地震激勵(lì)分為一致和非一致激勵(lì)兩類，地震輸入方向?yàn)榭v向(X向)、橫向(Y向)及橫向+縱向(X+Y向)。具體試驗(yàn)工況見表4。為了模擬行波效應(yīng)對(duì)各個(gè)墩底帶來(lái)的時(shí)間遲滯，假設(shè)地震動(dòng)從1號(hào)振動(dòng)臺(tái)向5號(hào)振動(dòng)臺(tái)傳播，相鄰振動(dòng)臺(tái)作動(dòng)器接受指令的時(shí)間差Δt=D/Vapp，其中D為相鄰振動(dòng)臺(tái)的間距，Vapp為假設(shè)的視波速。此外，為了使時(shí)間遲滯較為明顯，采用了較小的視波速，即Vapp=300 m/s。

(a) TCU068地震時(shí)程

(b) TCU129地震時(shí)程

(c) 反應(yīng)譜對(duì)比圖

Fig.4 Time histories and acceleration response spectra for selected ground motions

表4 試驗(yàn)工況設(shè)置Tab.4 Shake-table test cases

3 試驗(yàn)?zāi)Ｐ蛣?dòng)力特性

本試驗(yàn)采用FDD(Frequency Domain Decomposition)法識(shí)別了模型在白噪聲激勵(lì)(X+Y向)下的模態(tài)信息。切向加速度傳感器和徑向加速度傳感器的功率譜矩陣的奇異值如圖5(a)所示。從圖5(a)可以看出，共識(shí)別出了模型的前4階模態(tài)信息，其頻率及振型如圖5(b)所示。模型的1階模態(tài)(3.38 Hz，縱漂)與2階模態(tài)(3.52，橫向?qū)ΨQ)較為接近，說(shuō)明模型橋的縱向整體剛度與橫向整體剛度較為接近，這可能是由于墩梁固結(jié)及主梁彎曲造成的。此外還可以看出，模型的第3階模態(tài)(7.03)和第4階模態(tài)(9.77)分別為橫向反對(duì)稱和正對(duì)成模態(tài)。如果這些模態(tài)被激發(fā)，結(jié)構(gòu)的橫向反應(yīng)將取決于這些模態(tài)的共同作用。

4 試驗(yàn)結(jié)果分析

基于第2節(jié)所選的地震波及工況設(shè)置，分別通過振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)對(duì)近斷層地震動(dòng)作用下的大跨曲線剛構(gòu)橋抗震性能進(jìn)行了研究。為了明確近斷層效應(yīng)的影響，定義放大系數(shù)AFN=RN/RF，其中RN為橋梁結(jié)構(gòu)在近斷層地震動(dòng)作用下的響應(yīng)；RF為橋梁結(jié)構(gòu)在遠(yuǎn)場(chǎng)地震作用下的響應(yīng)。同樣為了明確非一致近斷層地震動(dòng)激勵(lì)對(duì)結(jié)構(gòu)響應(yīng)的影響，定義放大系數(shù)AFW=RVapp/R，其中RVapp為結(jié)構(gòu)在視波速為300 m/s的非一致地震激勵(lì)下的響應(yīng)；R為結(jié)構(gòu)在一致激勵(lì)下的響應(yīng)。

此外，由于結(jié)構(gòu)的變形(如橋墩的相對(duì)位移)能夠比較直接的反映結(jié)構(gòu)及其構(gòu)件的破壞程度，所以當(dāng)前的抗震設(shè)計(jì)規(guī)范均把變形作為一個(gè)重要的抗震指標(biāo)，并且在振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)測(cè)試中，變形值的測(cè)量要比強(qiáng)度值更為精確。因此，本文中在振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)結(jié)果中只給出了橋墩相對(duì)位移的測(cè)量結(jié)果。

4.1 近斷層效應(yīng)

如圖6所示，相對(duì)于遠(yuǎn)場(chǎng)地震動(dòng)，在近斷層地震動(dòng)作用下曲線剛構(gòu)橋各橋墩的切向和徑向相對(duì)位移都明顯增大。橋墩切向相對(duì)位移在單向及雙向激勵(lì)下放大系數(shù)的最大值分別為1.83和1.50，橋墩徑向相對(duì)位移在單向及雙向激勵(lì)下放大系數(shù)的最大值分別為5.37和3.64(如表5所示)。這些結(jié)果都說(shuō)明近斷層地震動(dòng)會(huì)對(duì)大跨度曲線剛構(gòu)橋的抗震性能產(chǎn)生不可忽視的影響，如果在抗震設(shè)計(jì)中不考慮近斷層效應(yīng)，將有可能嚴(yán)重低估橋梁結(jié)構(gòu)在地震中所發(fā)生的破壞。產(chǎn)生這種現(xiàn)象的原因可以主要?dú)w結(jié)為近斷層地震動(dòng)中所含速度大脈沖對(duì)反應(yīng)譜譜值的放大作用(如圖4(c)所示)，其他學(xué)者在相關(guān)研究中也得到了類似的結(jié)論[25-26]。

依據(jù)表2的相似關(guān)系，將通過測(cè)試識(shí)別出來(lái)的模型橋模態(tài)信息(如圖5所示)轉(zhuǎn)化為原橋的模態(tài)信息，如圖4(c)所示，其前4階振動(dòng)周期分別為2.66 s、2.55 s、1.28 s和0.92 s，其中第1階為縱向振動(dòng)，第2～4階為橫向振動(dòng)。從圖4(c)可以看出，對(duì)于本文所選的地震波當(dāng)反應(yīng)譜周期大于0.3 s時(shí)，近斷層地震動(dòng)的反應(yīng)譜值要明顯大于遠(yuǎn)場(chǎng)地震動(dòng)，特別是當(dāng)反應(yīng)譜周期在1.3～3 s之間時(shí)，不但近場(chǎng)地震動(dòng)反應(yīng)譜的譜值要大于遠(yuǎn)場(chǎng)地震動(dòng)，其譜值之比隨著周期的減小而增大。當(dāng)結(jié)構(gòu)的基頻處于這個(gè)區(qū)間范圍時(shí)，相對(duì)于遠(yuǎn)場(chǎng)地震，近斷層地震動(dòng)不但會(huì)放大結(jié)構(gòu)的響應(yīng)，而且會(huì)對(duì)剛度更大的結(jié)構(gòu)或者結(jié)構(gòu)的某一方向產(chǎn)生更為明顯的影響。因此，由于模型橋橫向剛度要大于縱向剛度，使近斷層地震動(dòng)對(duì)橋墩徑向位移的放大作用要明顯大于切向位移，其放大系數(shù)最大值分別為5.27和2.71(如表5所示)。

(a) 測(cè)試所得的功率譜密度奇異值

模態(tài)1:3.38 Hz,縱漂

模態(tài)2:3.52 Hz,橫向正對(duì)稱

模態(tài)3:7.03 Hz,橫向反對(duì)稱

模態(tài)4:9.77 Hz,橫向正對(duì)稱

(a) Y向激勵(lì)下的徑向位移

(b) X+Y向激勵(lì)下的徑向位移

(c) 切向位移

表5 近斷層和遠(yuǎn)場(chǎng)地震作用下結(jié)構(gòu)位移響應(yīng)放大系數(shù)AFNTab.5 AFN of bent relative displacements under far-field and near-field ground motions

以上這些結(jié)果表明：①近斷層地震動(dòng)所包含的速度大脈沖會(huì)顯著放大橋梁結(jié)構(gòu)的響應(yīng);②放大作用會(huì)對(duì)剛度較大的結(jié)構(gòu)或者結(jié)構(gòu)的某一方向更為顯著；③由于平面內(nèi)的彎曲會(huì)使曲線橋的水平剛度大于同種類型的直線橋，因此可以推斷出曲線橋?qū)鼣鄬有?yīng)更為敏感。

4.2 地震動(dòng)空間效應(yīng)

與一致激勵(lì)相比較，可以看出當(dāng)考慮行波效應(yīng)時(shí)，各橋墩的相對(duì)位移都有了比較明顯的增加(如圖7所示)。在近斷層地震動(dòng)單向和雙向激勵(lì)下橋墩徑向位移的放大系數(shù)的最大值分別為1.99和2.62，橋墩切向位移的放大系數(shù)分別為1.83和1.50。在遠(yuǎn)場(chǎng)地震單向和雙向激勵(lì)下橋墩徑向位移的放大系數(shù)的最大值分別為2.52和1.49，橋墩切向位移的放大系數(shù)分別為1.45和0.89(如表6所示)。從上面的結(jié)果可以看出:①由行波效應(yīng)引起的非一致激勵(lì)會(huì)使橋墩的位移響應(yīng)產(chǎn)生較為明顯的作用;②不考慮行波效應(yīng)可能會(huì)錯(cuò)誤地估計(jì)結(jié)構(gòu)的響應(yīng)，特別是靠近斷層區(qū)域的橋梁結(jié)構(gòu)。因此在對(duì)大跨度曲線剛構(gòu)橋進(jìn)行抗震設(shè)計(jì)時(shí)有必要考慮地震動(dòng)的行波效應(yīng)。

(a) Y向激勵(lì)下的徑向位移

(b) X+Y項(xiàng)激勵(lì)下的徑向位移

(c) 切向位移

表6 一致和多點(diǎn)地震激勵(lì)下結(jié)構(gòu)位移響應(yīng)放大系數(shù)AFWTab.6 AFW of bent relative displacements under synchronous and asynchronous excitations

從圖7可以看出在一致激勵(lì)作用下，處于對(duì)稱位置的橋墩(1#墩和4#墩、2#墩和3#墩)的徑向相對(duì)位移大小基本相同，而在多點(diǎn)激勵(lì)下4#橋墩和3#橋墩的徑向相對(duì)位移要分別大于1#橋墩和2#橋墩，從而使近斷層地震動(dòng)對(duì)3#橋墩和4#橋墩的放大作用要更為明顯一些。產(chǎn)生這種現(xiàn)象的原因主要是因?yàn)橐恢录?lì)作為對(duì)稱荷載主要會(huì)激發(fā)結(jié)構(gòu)的2階模態(tài)(橫向?qū)ΨQ)，而多點(diǎn)激勵(lì)作為非對(duì)稱荷載不但會(huì)激發(fā)結(jié)構(gòu)的2階模態(tài)，還會(huì)激發(fā)結(jié)構(gòu)的3階模態(tài)(橫向反對(duì)稱)，如圖5(b)所示，在對(duì)稱模態(tài)和反對(duì)稱模態(tài)共同影響下，處于對(duì)稱位置的橋墩出現(xiàn)了不同的徑向相對(duì)位移，并且導(dǎo)致地震對(duì)邊墩的放大作用要明顯于中墩，LI等[27]在曲線連續(xù)梁橋的振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)中也得到了類似的結(jié)論。

此外，以往針對(duì)直線橋的研究[28-29]也表明多點(diǎn)激勵(lì)會(huì)激發(fā)結(jié)構(gòu)的高階反對(duì)稱模態(tài)，從而對(duì)各橋墩產(chǎn)生不同的影響。但需要注意的是，對(duì)于對(duì)稱布置的直線橋，多點(diǎn)激勵(lì)一般會(huì)使處于對(duì)稱軸一側(cè)的中墩和邊墩的徑向位移減小，而放大另一側(cè)中墩和邊墩的徑向位移。對(duì)于對(duì)稱布置的曲線橋，本試驗(yàn)以及以往研究[27]均表明所有橋墩的徑向位移在非一致激勵(lì)下均會(huì)增大，只是地震對(duì)對(duì)稱軸兩側(cè)橋墩的放大作用不同。產(chǎn)生這種現(xiàn)象的原因可以歸結(jié)為曲線橋的幾何不規(guī)則性，由于在平面內(nèi)彎曲，曲線橋的橫向剛度要大于相同類型的直線橋，從而使直線橋的高階反對(duì)稱模態(tài)更容易被激發(fā)，因此高階反對(duì)稱模態(tài)對(duì)直線橋的影響就更為明顯。從上面的現(xiàn)象可以得出：①曲率半徑會(huì)導(dǎo)致多點(diǎn)激勵(lì)對(duì)同一類型的曲線橋和直線橋產(chǎn)生不同的放大作用;②曲線橋在同樣的地震作用下會(huì)產(chǎn)生更嚴(yán)重的破壞，特別是靠近斷層附近的曲線橋。因此建議在對(duì)曲線橋進(jìn)行抗震設(shè)計(jì)時(shí)不但要考慮近斷層效應(yīng)，還應(yīng)考慮行波效應(yīng)帶來(lái)的影響。

5 結(jié) 論

基于同一地震中來(lái)自兩個(gè)不同測(cè)點(diǎn)的近斷層地震動(dòng)記錄和遠(yuǎn)場(chǎng)地震動(dòng)記錄，本文設(shè)計(jì)制作了縮尺比為1/40的5跨曲線剛構(gòu)橋，并通過振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)對(duì)比研究了近斷層效應(yīng)和行波效應(yīng)對(duì)其抗震性能的影響?？梢缘贸鋈缦陆Y(jié)論：

(1) 相對(duì)于遠(yuǎn)場(chǎng)地震，近斷層地震動(dòng)會(huì)對(duì)曲線剛構(gòu)橋的動(dòng)力響應(yīng)產(chǎn)生顯著影響，并且行波效應(yīng)會(huì)進(jìn)一步提升近斷層地震動(dòng)對(duì)結(jié)構(gòu)動(dòng)力響應(yīng)的影響。在抗震設(shè)計(jì)中不考慮這些因素的影響，可能會(huì)嚴(yán)重低估結(jié)構(gòu)的動(dòng)力響應(yīng)。

(2) 近斷層效應(yīng)的放大作用對(duì)剛度較大的結(jié)構(gòu)或者結(jié)構(gòu)的某一方向更為顯著。由于曲率半徑會(huì)增大曲線橋在水平方向上的剛度，因此在相同的近斷層地震動(dòng)作用下，曲線橋比直線橋更容易破壞，建議在抗震設(shè)計(jì)中要特別注意處于斷層附近的曲線橋結(jié)構(gòu)。

(3) 行波效應(yīng)對(duì)結(jié)構(gòu)響應(yīng)的影響主要取決于多點(diǎn)激勵(lì)所激發(fā)的高階反對(duì)稱模態(tài)。相對(duì)于直線橋，曲率半徑會(huì)導(dǎo)致行波效應(yīng)對(duì)曲線橋產(chǎn)生不同的影響，使其在地震作用下更容易破壞。

(4) 在本次試驗(yàn)中，沒有考慮場(chǎng)地效應(yīng)以及不同脈沖周期的近斷層地震動(dòng)對(duì)結(jié)構(gòu)響應(yīng)的影響，這些因素將在后續(xù)研究中基于大量數(shù)值模擬的參數(shù)分析進(jìn)一步深入研究。

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Shaking table tests for a long-span curved rigid bridge under near-fault ground motions

LI Xi, JIA Hongyu, LI Qian

(1.School of Civil Engineering, Southwest Jiaotong University, Chengdu 610031, China;2.Key Laboratory of High speed Railway Engineering Ministry of Education, Southwest Jiaotong University, Chedngdu 610031, China)

To study the effects of near-fault ground motions on a long-span curved rigid bridge, an actual curved rigid bridge based on a scale of 1/40 model was employed to conduct shaking table tests.The typical near-fault and far-field ground motions recorded under the same earthquake were selected as the ground motion input, and then comparative tests on a multi-shaking table array system were carried out.During tests, the structure was subjected to synchronous and traveling wave excitations taken as longitudinal and transverse inputs, and the combination of transverse and longitudinal inputs, respectively.The results showed that the velocity pulse contained in near-fault ground motions has a significant influence on the dynamic response of the curved rigid bridge and the structural response amplification effect can be further elevated by traveling wave effect; near-fault effect is more obvious for the structure with a larger stiffness or a certain direction of the structure, whereas the influence of traveling wave effect on the structure is dependent primarily upon higher order asymmetric modes induced by mult-point excitations; compared with a straight line bridge, both near-fault effect and traveling wave effect cause more harmful influence on the dynamic response of the curved bridge due to a larger stiffness in horizontal direction caused by curvature radius; therefore, the curved bridge may be damaged more seriously than a straight bridges may under the same earthquake in near-fault zone.It was suggested that special attentions should be received for a curved rigid bridge close to fault zones.

near-fault ground motions; curved rigid bridge; shaking table test; dynamic response

國(guó)家自然基金項(xiàng)目(51508473)；中央高?；究蒲袠I(yè)務(wù)費(fèi)專項(xiàng)資金科技創(chuàng)新項(xiàng)目(10101B10096037)

2016-05-11 修改稿收到日期：2016-07-13

李晰 男，博士，講師，1984年2月生

賈宏宇 男，博士，講師，1981年10月生

TU317+.1; TU352.1

A

10.13465/j.cnki.jvs.2017.05.032