焦馳宇，劉文勃，桂曉珊，龍佩恒，吳宜峰

(1. 北京建筑大學未來城市設計高精尖創(chuàng)新中心，北京 100044；2. 北京建筑大學工程結構與新材料北京高等學校工程研究中心，北京 100044；3. 同濟大學土木工程防災國家重點實驗室，上海 200092；4. 北京建筑大學北京節(jié)能減排關鍵技術協(xié)同創(chuàng)新中心，北京 100044；5. 北京國道通公路設計研究院股份有限公司，北京 100053)

近年來，近斷層地震動(距離斷層破裂面20 km以內的地震動)，因含有永久破裂位移、方向性效應、上盤效應、速度大脈沖、強地震動集中等特點，其對工程結構的影響備受關注。根據(jù)是否含有顯著的脈沖效應，近斷層地震動又可分為近斷層脈沖型地震動、近斷層非脈沖型地震動。近斷層脈沖型地震動，因具有較大的加速度峰值和長周期速度脈沖[1]，往往使結構產(chǎn)生強烈的地震響應，并對長周期結構造成顯著破壞。圍繞此類問題，國內外學者展開了深入研究：如Somerville 等[2]、賈俊峰等[3]系統(tǒng)性的總結回顧了近斷層地震動具有速度幅值大、速度脈沖周期長等特性，并提及周期4 s 以上的長周期結構受此地震動影響較大而產(chǎn)生顯著破壞。郭恩、周錫元 [4] 發(fā)現(xiàn)當結構進入彈塑性階段后，近斷層脈沖型地震動中的高能量速度脈沖容易引起較大的位移和速度沖擊作用。李旭等[5]發(fā)現(xiàn)近斷層地震動對長周期高層結構抗震以及非線性變形的短周期結構均有較大影響。國內外震害研究表明：近斷層速度脈沖容易誘發(fā)相鄰主梁之間、主梁與橋臺之間的碰撞，往往是導致橋梁落梁、垮塌的主要原因。而曲線橋作為典型的非規(guī)則橋梁，相比于直線橋在地震作用下受力更為復雜，其震害受近場地震動影響更為顯著。

同時，國內外學者對橋梁碰撞問題進行了一系列研究，李忠獻等[6]通過對一座兩跨簡支梁橋進行縮尺振動臺碰撞試驗，對比了板式橡膠支座及鉛芯橡膠支座的隔震性能，同時通過設置碰撞頭研究了簡支梁橋的相鄰梁碰撞規(guī)律，并驗證了數(shù)值模擬中的Kelvin 模型。李忠獻等[7]建立了考慮波動效應影響下的Kelvin 碰撞模型，該模型與Hertz 接觸理論相等效，通過理論及計算分析給出該模型各個參數(shù)的取值范圍，為橋梁結構的碰撞響應研究提供了理論基礎。Desroches 等[8]通過對多跨橋梁的簡化二維模型的參數(shù)化分析，提出相鄰聯(lián)的周期比、地震動特征周期是影響橋梁碰撞的最為重要的兩個參數(shù)。吳璟[9]對僅考慮曲桿沿桿端平動的情況下的曲桿軸心碰撞理論進行研究，其結論表明：曲線橋的鄰梁間的碰撞仍可采用Kelvin 模型計算，但應當將其碰撞剛度修正為較短主梁的軸向剛度。Shi 等[10]通過振動臺試驗，探究主梁-橋臺之間非均勻碰撞規(guī)律，表明即使橋面是筆直的，平面內的旋轉也會產(chǎn)生很大的影響，這些非均勻接觸引起的旋轉會對橋墩和墩柱框架結構產(chǎn)生明顯的殘余位移和損壞。何立翔等[11]通過設計了空間多點地震作用下橋梁結構碰撞響應的振動臺試驗，發(fā)現(xiàn)地震動的空間變異性對整個橋梁的影響不能忽視，較大的碰撞力可能對橋梁產(chǎn)生嚴重破壞。李晰等[12]利用多子臺振動臺陣系統(tǒng)，完成了大跨度曲線橋的縮尺模型在近斷層地震動下的對比試驗，發(fā)現(xiàn)近斷層效應的放大作用對剛度較大的結構或者結構某一個方向更為明顯，而且在靠近斷層的區(qū)域遭受同樣的地震作用，曲線梁橋相較于直線梁橋將產(chǎn)生更為嚴重的破壞。閆磊等[13]進行多維激勵地震模擬振動臺試驗，表明橋墩高度改變會對主梁間碰撞力以及墩底的沖切作用產(chǎn)生影響。李晰等[14]通過分析碰撞效應對山區(qū)高墩橋彈塑性響應的影響，發(fā)現(xiàn)在進行高墩橋設計時，既要考慮相鄰結構動力特性差異，還要考慮碰撞效應的影響。王占飛等[15]在考察上部結構偏心作用對橋墩地震響應的影響時，運用有限元進行非線性動力時程分析，發(fā)現(xiàn)在橫橋向激勵時，隨著偏心率的增加，橋墩最大響應位移也增加，偏心率對橋墩響應影響較大。Wieser等[16]通過振動臺縮尺試驗，研究了曲線橋主梁與橋臺之間碰撞對橋梁結構的影響。He 等[17]通過振動臺試驗觀察空間變化對主梁相鄰結構碰撞的影響，發(fā)現(xiàn)地震的空間特性對主梁碰撞有顯著作用。Wieser[18]通過對縮尺鋼橋模型進行多點激勵下的振動臺試驗模擬橋臺與主梁之間的碰撞效應，發(fā)現(xiàn)碰撞能縮短橋梁振動周期，減少主梁位移。孟棟梁等[19]通過1/6 的縮尺振動臺試驗，探究擋塊對橋梁碰撞的影響，研究發(fā)現(xiàn)地震響應主要靠結構基頻控制，碰撞會改變地震響應的頻率分布。李勇等[20]通過振動臺試驗對比近斷層脈沖地震動與遠場地震動對結構的響應，得出典型近斷層地震動輸入下高架連續(xù)梁橋動力響應更大。

上述研究表明：場地地震動特性等因素是影響鄰近聯(lián)橋梁碰撞效應的主要外部原因，結構參數(shù)變化是鄰近聯(lián)橋梁碰撞的主要內部原因，而現(xiàn)有研究大多針對直線橋采用數(shù)值模擬方法展開。鮮有針對近場地震動，特別是近場脈沖型地震作用下小半徑曲線橋的振動臺試驗研究，特別缺乏鄰聯(lián)周期比、獨柱墩的偏心效應等影響小半徑曲線橋地震損傷關鍵要素的相關研究。因而如何以振動臺試驗為基礎，分析現(xiàn)有曲線橋在地震下的非均勻碰撞特征，成為亟待解決的關鍵科學問題。

基于此，本文以某25+25×2 的兩聯(lián)三跨R=75 m的小半徑曲線橋為研究對象，開展了1/25 的縮尺比振動臺模型試驗：通過設置多個不同相鄰聯(lián)周期比的工況，對比分析了近斷層地震輸入下相鄰聯(lián)碰撞對曲線橋主梁及墩柱的動力響應規(guī)律；通過設置4 個獨柱墩偏心工況，分析了偏心效應對曲線橋的地震碰撞損傷規(guī)律。本項目的研究成果將為考慮碰撞的曲線橋的抗震設計理論提供科學基礎。

1 振動臺試驗設計

1.1 試驗模型設計

基于實際工程中的兩聯(lián)曲線橋梁，本文對小半徑曲線橋進行了縮尺并開展了碰撞試驗。根據(jù)周穎、呂西林[21]提供的方法，確定了相似比參數(shù)，如表1 所示，依據(jù)這些參數(shù)設計了試驗模型，其主要物理參數(shù)表2 所示。與文獻[6, 22]等開展的同類橋梁振動臺試驗相比，本文選取的試驗模型相似比參數(shù)基本適宜，能在一定程度上反映小半徑曲線橋地震碰撞效應的典型特征。

兩聯(lián)試驗橋梁模型分別為曲率半徑為3 m，左聯(lián)弧長為1 m 的簡支梁橋，以及右聯(lián)弧長為1 m+1 m的連續(xù)梁橋。主梁截面經(jīng)換算后采用實腹式矩形截面，寬400 mm，厚30 mm。下部結構1 號、2 號、4 號墩為雙柱墩(直徑Ф=15 mm，厚度t=5 mm)，墩頂采取支座連接，3 號墩為獨柱墩(直徑Ф=20 mm，厚度t=5 mm)，墩頂采用錨栓固結。本次試驗不考慮樁土相互作用，墩底均采用固結。模型主要物理參數(shù)見表1 和表2，試驗模型圖見圖1～圖5。

表1 試驗模型理論相似比Table1 Theoretical similarity ratio of test model

表2 試驗模型主要物理參數(shù)Table2 Main physical parameters of test model

圖1 試驗模型平面圖/mm Fig.1 Plan view of test model

圖2 實際模型擺放位置Fig.2 3D view of test model layout

圖3 墩柱截面圖/mm Fig.3 Pier section

圖4 主梁截面圖/mm Fig.4 Beam section

1.2 傳感器布置

試驗中需要采集碰撞力、加速度、位移、應變等數(shù)據(jù)。試驗在伸縮縫處安裝3 個CH-4000 輪輻式測力傳感器用以測定碰撞力。加速度采用BZ1101 型超小型壓電加速度計，安裝23 個加速度計，編號為A1～A23，分別安裝在橋面板、蓋梁以及振動臺臺面上，分別測量各點的三向加速度。采用多點視頻動靜態(tài)位移檢測系統(tǒng)進行位移觀測，共計安裝18 個靶標，編號為D1～D18，分別測定地震動作用下碰撞端處左右兩聯(lián)橋面內、外側的切向及徑向位移以及振動臺輸入地震動下的絕對位移。在2 號雙柱墩、3 號獨柱墩，墩頂、墩底處沿著徑向內外側、切向內外側布置軸向應變片，測量不同工況下的墩頂、墩底應力變化，采集器的具體安裝位置見圖6～圖7。

圖5 試驗模型立面圖/mm Fig.5 Elevation view of test model

圖6 傳感器俯視布置圖Fig.6 The plan view of Sensor layout

圖7 傳感器正視布置Fig.7 Elevation view of sensor layout

1.3 試驗加載

1.3.1 地震動參數(shù)

由于原橋處于Ⅲ級場地，烈度8 級，加速度峰值為0.20 g，為對比特選取Chi-Chi 近斷層脈沖地震記錄(脈沖周期約為0.45 s)、Chi-Chi 近斷層非脈沖地震記錄、Northridge 遠場地震記錄(見表3)。為激起結構產(chǎn)生足夠大的響應，將地震波加速度峰值調至0.40 g，同時對地震記錄時間按1/5 比例進行壓縮。試驗地震記錄時程曲線見圖8。

1.3.2 試驗工況

1)相鄰聯(lián)周期比對小半徑曲線橋碰撞響應的影響

因模型橋的右聯(lián)為連續(xù)梁，中間墩為墩梁固結體系，因而本次試驗通過改變3 號獨柱墩的有效長度來改變相鄰聯(lián)的周期比，原3 號墩有效長度為664 mm，通過采取鋼墊板固定的形式，按照10 cm 間隔對墩高進行減小，進而改變該連續(xù)聯(lián)與相鄰簡支聯(lián)之間的周期比。因受到力傳感器量程的制約，考慮到相鄰周期比差異會加劇碰撞的現(xiàn)象，試驗中選取伸縮縫間距為4 mm 開展碰撞試驗研究。同時，預實驗研究表明，對曲線橋最大的碰撞力發(fā)生在與振動臺X 軸夾角為169°的方向上，X 軸方向如圖1 所示。在此方向上輸入前述三類地震波的雙方向分量。試驗工況見表4。

表3 輸入地震動具體信息Table3 Detailed information of input ground motions

圖8 試驗地震記錄時程曲線Fig.8 Earthquake record time history curves

2)獨柱墩橫向偏心對小半徑曲線橋碰撞響應研究

本次試驗采取改變獨柱墩的偏心位置來實現(xiàn)橋面的扭轉效應，以中心位置處為基準，將3#獨柱墩分別沿橋面板徑向，向內、外側分別偏移10 cm及5 cm，分析此類四個工況與前述地震輸入方向、伸縮縫間距均相同時，結構地震碰撞響應，并與不偏心時的地震碰撞響應進行對比研究，探討其地震動規(guī)律。試驗工況見表5。

2 試驗結果分析

2.1 相鄰聯(lián)周期比對小半徑曲線橋動力特性影響分析

為探究相鄰聯(lián)間周期比對小半徑曲線橋碰撞響應的影響，通過改變第二聯(lián)獨柱墩的有效長度，采取預制鋼墊板從墩底自下而上錨固的形式(如圖9 所示)。其中，原結構初始墩高h0=664 mm，原結構周期比為T0=T左/T右=1.8。改變后墩高及周期比分別為h1=564 mm，T1=2.0；h2=464 mm，T2=2.6；h3=364 mm，T3=2.8；h4=264 mm，T4=3.8。

表4 相鄰聯(lián)周期比加載工況Table4 Load cases of different period ratios of adjacent girders

表5 獨柱墩偏心效應加載工況Table5 Eccentricity effect of single-column pier

圖9 獨柱墩不同墩高效果 /mm Fig.9 Different heights of single-column piers

2.1.1 碰撞力分析

圖10 及圖11 給出了在不同地震記錄下，曲線連續(xù)梁碰撞端不同位置，如內側F1、中間F2、外側F3 處碰撞力的時程曲線。

圖10 近斷層脈沖地震下梁端碰撞力Fig.10 Collision force under near-fault pulse earthquakes

圖11 近斷層非脈沖地震下梁端碰撞力Fig.11 Collision force under near-fault non-pulse earthquakes

由圖10 及圖11 可以看出：在近斷層脈沖地震動下，隨著相鄰聯(lián)周期比的增加，相鄰聯(lián)碰撞力先增大后減小，碰撞次數(shù)逐漸減??；而近斷層非脈沖地震動下，隨著相鄰聯(lián)周期比的增加，相鄰聯(lián)碰撞力逐漸增大，碰撞次數(shù)逐漸增大。說明對于同樣的結構布置形式，不同地震激勵形式，所造成的相鄰聯(lián)周期比對相鄰梁地震碰撞反應規(guī)律有顯著不同，需要區(qū)別對待。

此外，對于小半徑曲線梁橋，F(xiàn)1、F2、F3 處都存在碰撞力，說明在地震作用下，碰撞發(fā)生于整個伸縮縫處，基本為面-面接觸。但可以看出F1>F2>F3，地震下曲線橋呈現(xiàn)內側碰撞力明顯大于外側的碰撞力的非均勻碰撞現(xiàn)象。

進一步分析，就近斷層脈沖地震動變化規(guī)律而言，隨著獨柱墩有效長度的減小，全橋整體剛度增加，進而，由于右聯(lián)(連續(xù)梁)自振周期的減小，導致相鄰聯(lián)周期比在逐漸增大的過程中，表現(xiàn)為首先是周期比差異導致的相鄰聯(lián)運動異步性起主導作用，從而加劇了碰撞響應；但當右聯(lián)的自身周期降低到一定幅度時，由于右聯(lián)結構剛度顯著增大，近斷層脈沖地震動下并不足以激起右聯(lián)主梁較大的自由運動位移，從而避免了碰撞效應的產(chǎn)生；而對于近斷層非脈沖地震動，結構的異步差異起明顯的控制作用，碰撞效應明顯，碰撞次數(shù)逐漸增多，碰撞力也逐漸增加。這一點與文獻[23]中的碰撞響應規(guī)律基本吻合。

2.1.2 碰撞面端部位移分析

為方便分析主梁在地震下各個位置處受力及運動規(guī)律，將伸縮縫位置處的左右聯(lián)碰撞面端點分別標注為J1、J2、J3、J4，如圖12 所示。

圖12 主梁碰撞點分析示意圖Fig.12 Collision point of main girder

以垂直于伸縮縫方向為切向，以垂直于切線方向為徑向，選取位移絕對值最大為最大值，經(jīng)試驗處理得各點在振動下鄰聯(lián)相對位移峰值。如圖13～圖15 所示。

分析試驗結果，可以發(fā)現(xiàn)：近斷層脈沖地震動下，隨著周期比的增大，切向和徑向位移先增大后減小的特點，與碰撞力的變化規(guī)律相符合，證明主梁的位移變化受碰撞效應的影響，且與縱向碰撞力呈正相關性，碰撞力越大碰撞效應越明顯，主梁的位移變化越顯著，最明顯的表現(xiàn)為在周期比為t3時，碰撞力最大，位移也最大。同樣的規(guī)律也適合非脈沖地震，碰撞力對位移變化起顯著作用。

同時可以看出：在三種地震動下各點位移變化趨勢存在較大差異，大多數(shù)情況下J2、J4 作為碰撞端外側，相比于內側的J1、J3 點在切向和徑向位移值均較大，內外側的位移偏差表明碰撞面發(fā)生撞擊時的非共軸碰撞的現(xiàn)象，同時也表明橫向移位或與擋塊的碰撞更可能出現(xiàn)在曲線橋外側。

圖13 近斷層脈沖型地震動下梁端位移Fig.13 Relative displacement between two girders excited by near-fault pulse ground motions

圖14 近斷層非脈沖型地震動下梁端位移Fig.14 Relative displacement between two girders excited by near-fault non-pulse ground motions

圖15 遠場地震動下梁端位移Fig.15 Relative displacement between two girders excited by far-field ground motions

2.1.3 主梁扭轉分析

結合小半徑曲線橋自身受力特性及以往學者研究發(fā)現(xiàn)，小半徑曲線橋在地震力作用下主梁往往存在平面內扭轉現(xiàn)象。本次試驗模型采取彈性模量較大的鋼材，選取碰撞面處的兩個端點間的扭轉角度即可表示整片主梁的扭轉情況，如圖16。

圖16 主梁扭轉示意圖Fig.16 Torsion motion of whole girder profile

本節(jié)探討碰撞效應隨著相鄰聯(lián)周期比的變化對左、右兩聯(lián)主梁扭轉的影響，定義扭轉角為θ，梁寬為l，具體計算公式如下：

其中，由于因扭轉角度較小，扭轉角度可以近似為正弦值。將各工況下的左右聯(lián)隨相鄰聯(lián)周期比差異下主梁的扭轉角度變化趨勢繪制如下圖17～圖19所示，圖中橫坐標J1J2 代表左聯(lián)扭轉程度，J3J4代表右聯(lián)扭轉程度。

圖17 近斷層脈沖型地震動下扭轉角度Fig.17 Rotation movement by near-fault pulse ground motions

圖18 近斷層非脈沖型地震動下扭轉角度Fig.18 Rotation movement by near-fault non-pulse ground motions

圖19 遠場地震動下扭轉角度Fig.19 Rotation movement by far-field ground motions

從圖17～圖19 可以看出，各個工況下左聯(lián)(簡支梁)的扭轉程度均大于右聯(lián)(連續(xù)梁)，同時隨著相鄰聯(lián)周期比的增大，右聯(lián)扭轉角度的變化規(guī)律不明顯，而左聯(lián)的扭轉程度均表現(xiàn)為先增大后減小，扭轉峰值根據(jù)不同地震動出現(xiàn)在不同的周期比條件下。同時可以發(fā)現(xiàn)，右聯(lián)的扭轉角度基本處于0～0.05，整體上呈現(xiàn)出比較穩(wěn)定的趨勢，而左聯(lián)由于地震波以及結構自身周期的改變，其扭轉角度呈現(xiàn)出較大變化，在脈沖地震下，其扭轉角分布在0～0.20，非脈沖地震下，扭轉角度分布在0.025～0.125，遠場地震動下，扭轉角度分布在0.05～0.125，左聯(lián)的扭轉角度呈現(xiàn)出較大的變化幅度。

結合以上分析：右聯(lián)由于其結構形式為含有固定墩的兩跨連續(xù)梁，故受約束主梁整體平面抗扭剛度均大于左聯(lián)的單跨簡支梁。在地震作用下，曲線橋的扭轉可能由于地震激勵下的自由振動引起，也可能由于碰撞引發(fā)加劇。其原因可解釋為：由于左聯(lián)為簡支梁，不均勻碰撞發(fā)生時，其平面扭轉呈現(xiàn)不規(guī)律性，隨著相鄰周期比的加大，其扭轉規(guī)律復雜。右聯(lián)由于自身墩柱剛度增加，進而結構的抗扭剛度也在增加，自身周期逐漸變小，雖然碰撞力顯著增加，但是非均勻碰撞效應并不顯著增加，進而結構扭轉效應不突出。

2.1.4 墩梁相對位移分析

受墩柱放大效應影響，地震動作用下上部主梁與下部墩柱的受力響應不同。本小節(jié)主要分析隨著相鄰聯(lián)周期比的變化，不同地震動下小半徑曲線橋墩梁相對位移的變化規(guī)律，從而判定碰撞響應引發(fā)落梁的可能性。

在進行試驗數(shù)據(jù)分析時，為了區(qū)分墩梁順橋向相對位移狀態(tài)，同樣先擬定墩、梁絕對位移向右為正方向，對于右聯(lián)當主梁位移小于墩頂位移時為接近狀態(tài)，當主梁位移大于墩頂位移時為遠離狀態(tài)，左聯(lián)則相反。左右聯(lián)各自取其接近和遠離方向上的最大值，繪制圖20～圖22 所示。

隨著相鄰聯(lián)周期比的增大，近斷層脈沖地震動下受碰撞效應的影響，主梁位移表現(xiàn)為先增大后減小，圖20 所示墩梁相接近同樣表現(xiàn)為先增大后減小，墩梁相對遠離位移隨之增大，落梁發(fā)生的概率增加，符合上文中碰撞力的變化規(guī)律。同時近斷層非脈沖與遠場地震動下的墩梁相對遠離位移響應也符合碰撞力效應帶來的位移規(guī)律。

圖20 近斷層脈沖型地震動下墩梁相對位移Fig.20 Relative displacement state between pier and girder under near-fault pulse ground motions

圖21 近斷層非脈沖型地震動下墩梁相對位移Fig.21 Relative displacement state between pier and girder by near-fault non-pulse ground motions

圖22 遠場地震動下墩梁相對位移Fig.22 Relative displacement state between pier and girder by far-field ground motions

2.2 獨柱墩橫向偏心對小半徑曲線橋動力響應影響

在曲線橋梁設計時，由于曲線橋自身特點，曲線內側和外側重量存在較大差異，極易引發(fā)主梁扭矩過大不利于承載力設計，同時也易于發(fā)生結構傾覆。為避免上述現(xiàn)象，通常將曲線梁的獨柱支承點設置在橫橋向外偏于主梁中心線處，此時有利于防止結構傾覆現(xiàn)象的發(fā)生。但是，當?shù)卣鸢l(fā)生時，此種設計會使結構整體質心與主梁剛度中心不重合，外部激勵下極易發(fā)生扭轉，因而其對地震情況下橋梁結構響應的影響還不確定，在此利用試驗進行分析探討。

本實驗采用預制拼裝的方式，沿著橋面板半徑的方向，由內向外每5 cm 設置一道偏心，墩頂、底分別采用螺栓與橋面板、墩底錨固鋼板錨固的形式，見圖23 所示。本節(jié)中簡單表示為?10 cm，?5 cm，0 cm，+5 cm，+10 cm，其中“?”表示向內偏心，“+”表示向外偏心，“0”表示橋墩在主梁切向中心線處，無偏心。

圖23 獨柱墩不同橫向偏心效果示意圖Fig.23 Different heights of single-column piers

2.2.1 碰撞力分析

對比了不同地震動條件下，受獨柱墩不同橫向偏心效應影響的主梁碰撞力響應規(guī)律。

由圖24～圖25 可以看出：在近斷層脈沖地震動下，隨著獨柱墩向內側偏移，碰撞峰值先有小幅度增大后減小，碰撞次數(shù)雖然有所增加但各次的碰撞力趨于均勻化，當獨柱墩偏心逐漸向外偏移時表現(xiàn)為碰撞力峰值增大，碰撞次數(shù)先減小后增大，即在+10 cm 位置處，橋梁結構的碰撞響應較為顯著。在非脈沖地震動下，隨著獨柱墩向內側偏移，數(shù)值峰值同樣先小幅度增大后減小的趨勢，向外偏移時表現(xiàn)為碰撞力峰值增大，但整體數(shù)值都小于脈沖下碰撞力。且在最內側?10 cm時，在兩種地震動下都漸漸呈現(xiàn)出碰撞力趨于均勻化的趨勢，說明在特定地震波條件下適當?shù)膬绕目赡軙p弱非均勻碰撞效果。

2.2.2 碰撞面端部位移分析

結合上文，同樣選取碰撞端J1～J4 四個點，進行不同偏心距下的碰撞端主梁位移變化分析，其中切向選取上文中的左、右聯(lián)均向右運動為正方向，徑向選取指向半徑方向為正方向，經(jīng)試驗處理得各地震動下鄰聯(lián)相對位移峰值。如圖26～圖28 所示。

圖24 近斷層脈沖地震動下不同偏心距碰撞力對比圖Fig.24 Comparison of pounding forces with different eccentricities under near-fault pulse ground motions

圖25 近斷層非脈沖地震動碰撞力對比圖Fig.25 Comparison of pounding forces with different eccentricities under near-fault non-pulse ground motions

圖26 近斷層脈沖型地震動碰撞端最大位移Fig.26 Maximum relative displacement between two girders excited by near-fault pulse ground motions

圖27 近斷層非脈沖型地震動碰撞端最大位移Fig.27 Maximum relative displacement between two girders excited by near-fault non-pulse ground motions

圖28 遠場地震動碰撞端最大位移Fig.28 Maximum relative displacement between two girders excited by far-field ground motions

由圖26～圖28 可以看出：隨著獨柱墩沿著半徑方向由內向外偏心位置的變化，各地震動下4 個碰撞端點位移基本表現(xiàn)為先減小后增大的趨勢，且右聯(lián)J3、J4 較左聯(lián)J1、J2 的變化趨勢更為明顯；對比各個地震動下的徑向和切向位移，各工況下徑向的位移的變化量近似為切向的2 倍，說明由于右聯(lián)受獨柱墩偏心效應的影響，當偏心距較大時，由于獨柱墩與主梁的固結形式，使得支座對其的支撐作用減弱，其自振作用下的主振型不再表現(xiàn)為順橋向運動，而是以橋面橫向及扭轉運動為其主要運動形式，故此時碰撞不再表現(xiàn)為碰撞面間的軸向碰撞，而是由右聯(lián)橋面扭轉起主導作用，碰撞表現(xiàn)形式為右聯(lián)扭轉造成該聯(lián)的徑向和切向位移過大，進而與自由運動的左聯(lián)發(fā)生碰撞，橋梁結構整體受力形式更為復雜。

本文中獨柱墩無論是向內還是向外偏心，在地震力作用下均會導致右聯(lián)切向和徑向的位移增加。因而當曲線匝道橋獨柱墩需設置偏心時，應在其橫向設置防撞擋塊及聯(lián)間緩沖裝置，防止其在動力作用下徑向偏移量較大導致橫向的錯位及撞擊破壞。

2.2.3 主梁扭轉分析

與上節(jié)相同，經(jīng)計算將各工況下的左右聯(lián)隨偏心距變化的主梁扭轉角度變化趨勢繪制如圖29～圖31 所示，圖中橫坐標J1J2 代表左聯(lián)扭轉程度，J3J4 代表右聯(lián)扭轉程度。

圖29 近斷層脈沖型地震動梁端扭轉角Fig.29 Rotation by near-fault pulse ground motions

圖30 近斷層非脈沖型地震動梁端扭轉角Fig.30 Rotation by near-fault non-pulse grounds

圖31 遠場地震動梁端扭轉角Fig.31 Rotation by far-field ground motions

結合圖29～圖31 分析，在各個地震動作用下，右聯(lián)的扭轉程度均明顯高于左聯(lián)，說明質心與剛度中心的不統(tǒng)一顯著加劇了梁端的自由振動扭轉和碰撞扭轉，扭轉效應表現(xiàn)為近斷層脈沖地震動>近斷層非脈沖地震動>遠場地震動，表明速度大脈沖效應加劇結構的地震響應，同時隨著自內而外偏心位置的變化，扭轉程度先減小后增大，不發(fā)生偏心時為最小值。

2.2.4 墩梁相對位移分析

與上節(jié)類似，本小節(jié)主要分析隨著偏心距的變化，不同地震動下小半徑曲線橋墩梁相對位移的變化規(guī)律，從而判定碰撞響應引發(fā)落梁的概率。左右聯(lián)各自取其接近和遠離方向上的最大值，如圖32～圖34 所示。

圖32 近斷層脈沖地震動下墩梁徑向相對位移Fig.32 Radial relative displacement of pier beam excited by near-fault pulse ground motions

圖33 近斷層非脈沖地震動下墩梁徑向相對位移Fig.33 Radial relative displacement of pier beam excited by near-fault non-pulse ground motions

圖34 遠場地震動下墩梁徑向相對位移Fig.34 Radial relative displacement of pier beam excited by far-field ground motions

由圖32～圖34 可以看出，在偏心作用下，左聯(lián)主梁徑向位移受碰撞力的影響而變化，右聯(lián)主梁因本身結構的受力特性，在地震力作用下其扭轉程度更為顯著，從而引發(fā)對左聯(lián)的縱向點-面碰撞、橫向錯位碰撞，造成兩聯(lián)較大的徑向相對位移。這可能會引起該聯(lián)支座在橫橋向的位移值超限而出現(xiàn)破壞，從而引發(fā)與橫向擋塊的碰撞作用甚至是落梁現(xiàn)象。因此對于該聯(lián)的支座應加大抗剪能力，防止地震作用下支座位移超限后引發(fā)的災害。

3 結論

國內外研究中缺乏針對近斷層地震動下小半徑曲線橋相鄰聯(lián)碰撞的振動臺試驗研究，基于此，本文以某25+25×2 的兩聯(lián)三跨曲率半徑為75 m，寬10 m 的小半徑曲線橋為研究背景，開展了近斷層地震動下的振動臺試驗研究。通過研究得到以下結論：

(1)碰撞導致相鄰主梁間的相對位移、墩梁間(接近)的相對位移減?。欢樟洪g(遠離)的相對位移、主梁扭轉角度增加，進一步增大了相鄰主梁橫向摩擦碰撞及主梁側向與擋塊碰撞的可能性。

(2)受地震動頻譜特性的影響，相鄰聯(lián)周期比在不同的地震動下結構的碰撞響應不同，近斷層脈沖地震下隨著周期比的增大，碰撞效應先增加后減小，在近斷層非脈沖地震動下則表現(xiàn)為逐漸增大。

(3)曲線連續(xù)梁橋獨柱墩的偏心效應對于結構本身影響較大，偏心使得結構質量中心與扭轉剛度中心不重合，扭轉程度加大，橫向錯位明顯，主梁端部受扭轉及橫向移動的影響更易發(fā)生復雜碰撞現(xiàn)象，加劇了主梁局部損壞的可能性，也對支座的限位提出更高的要求。

(4)在進行小半徑曲線梁橋抗震設計時，要根據(jù)橋梁具體情況選擇合適墩高，保證合理的相鄰聯(lián)周期比，同時，適當進行一定的偏心設計，并通過校核驗算減少橋梁的非均勻碰撞現(xiàn)象以及降低碰撞力的大小，保證橋梁安全。