童申家，張 優(yōu)，黃 勇，李紅濤，宋 杰

(1.西安建筑科技大學(xué) 土木工程學(xué)院，陜西 西安 710055；2.山西省祁臨高速公路有限責(zé)任公司，山西 祁縣 030904)

隨著我國經(jīng)濟的快速發(fā)展，橋梁對于我國的現(xiàn)代化進程起著不可替代的作用．目前，我國的水泥混凝土連續(xù)剛構(gòu)橋已達到橋梁總數(shù)的50%以上[1]．由于不利環(huán)境所造成的鋼筋混凝土劣化問題日趨嚴(yán)重，已對在役橋梁結(jié)構(gòu)的抗震性能造成嚴(yán)重影響．

地震具有不確定性、不可預(yù)測性和破壞性．我國位于環(huán)太平洋地震帶與歐亞地震帶之間，同時也受到來自太平洋板塊、印度板塊和菲律賓板塊的擠壓，因此地震帶十分活躍．另一方面，現(xiàn)如今隨著橋梁運營時間的不斷增加以及因橋梁耐久性降低而產(chǎn)生了各類病害[2-5]，在役連續(xù)剛構(gòu)橋抗震性能是否能滿足要求受到越來越多人的重視．

同時，近年來研究發(fā)現(xiàn)，連續(xù)剛構(gòu)橋?qū)Φ卣饎拥念l譜特性十分敏感，地震響應(yīng)差異較大，且橋墩墩底較墩梁固結(jié)處對行波效應(yīng)更為敏感[6-8]．但是，大多數(shù)試驗研究是在新建橋梁的基礎(chǔ)上實現(xiàn)的，很少考慮因為耐久性損傷而給橋梁帶來的材料性能劣化，通過振動臺試驗研究在役連續(xù)剛構(gòu)橋發(fā)生材料性能劣化后的地震響應(yīng)是非常必要的[9-11]．

因此，本文以一在役高墩三跨鋼筋混凝土連續(xù)剛構(gòu)橋為對象，考慮氯離子侵蝕作用下材料性能劣化，基于相似原理構(gòu)建縮尺比為1∶20實體模型進行振動臺模擬實驗，并按水平X∶水平Y(jié)∶豎向Z以1∶0.85∶0.65的形式進行三向地震波激勵，主要研究模型橋梁在三向地震激勵作用下橋墩處的地震響應(yīng)規(guī)律，對今后如何確定在役連續(xù)剛構(gòu)橋抗震加固區(qū)域、工法和材料有一定的參考價值，促進研究發(fā)展與實際應(yīng)用．

1 橋梁原型工程概況

橋梁原型為一座跨徑布置為20 m+40 m+20 m的連續(xù)剛構(gòu)橋，橋墩為實心矩形墩，墩高為24 m，兩邊墩墩頂布置有固定支座，兩主墩墩梁固結(jié)．上部結(jié)構(gòu)和立柱采用C50混凝土．下部橋墩縱筋和箍筋采用HRB335，其中縱筋直徑為25 mm，箍筋直徑為12 mm．縱筋保護層厚度為50 mm，箍筋保護層厚度為38 mm．縱筋的初始屈服強度和直徑分別為：fy=335 MPa，d0=25 mm．箍筋的初始屈服強度和直徑分別為：fy=335 MPa，ds=12 mm．

該橋已服役20 a，氯離子侵入鋼筋表面會導(dǎo)致鋼筋和混凝土的腐蝕，進而造成鋼筋混凝土材料力學(xué)性能的劣化[12]．基于Fick第二定律的氯離子擴散模型[13]計算鋼筋初始銹蝕時間，公式如式(1)所示．

(1)

式中：Cs為混凝土表面氯離子濃度(%)，取0.3%；x為距混凝土表面的距離,mm；D0為氯離子擴散系數(shù)，取220.9 mm2/a；t0為基準(zhǔn)時間，取28 d，約0.076 7a；t為服役時間,a；n為時間衰減系數(shù)；kie為環(huán)境影響修正系數(shù)，kie=0.845；kt為試驗方法的修正系數(shù)，kt=0.832；kc為養(yǎng)護條件的修正系數(shù)，kc=0.8；erf為誤差傳遞函數(shù)．

計算得到縱筋初始銹蝕時間為21.2 a，箍筋初始銹蝕時間為8.97 a．氯離子侵蝕導(dǎo)致鋼筋銹蝕以后，鋼筋凹凸不平的表面會出現(xiàn)應(yīng)力集中現(xiàn)象，從而導(dǎo)致鋼筋力學(xué)性能發(fā)生變化[14]．計算得到原橋服役20 a后縱筋強度為335 MPa、縱筋直徑為25 mm；箍筋強度為257 MPa、箍筋直徑為11 mm．

混凝土內(nèi)部自身的微觀裂隙在銹脹力的作用下將會擴展成宏觀裂縫，從而導(dǎo)致混凝土開裂和脫落[15]．隨著氯離子濃度和侵蝕時間的增大，保護層混凝土的強度不斷降低[16]，經(jīng)計算得到服役20 a后該橋梁結(jié)構(gòu)混凝土強度退化至30.5 MPa．

2 試件模型設(shè)計及試驗方案

本試驗將其縮尺為1∶20比例的三跨連續(xù)剛構(gòu)橋模型，如圖1所示．本模型橋梁跨徑布置為1 m+2 m+1 m，墩高布置為1.2 m．橋梁上部主梁截面為單箱單室變截面箱梁，橋墩為矩形實心墩．1#、4#兩邊墩設(shè)置有隔震橡膠支座，2#、3#墩與主梁固結(jié)．各墩墩底設(shè)有統(tǒng)一鋼筋混凝土底座，底座與振動臺臺面可靠連接．模型橋梁主梁截面和橋墩截面見圖2、圖3所示．

圖1 模型橋結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 Schematic diagram of the model bridge structure

圖2 模型橋梁主梁截面圖(單位：mm)Fig.2 Sectional view of the main beam of the model bridge (unit: mm)

圖3 模型橋墩截面圖(單位：mm)Fig.3 Sectional view of the model pier (unit: mm)

為了使模型結(jié)構(gòu)能夠真實反應(yīng)原型結(jié)構(gòu)的動力特性，本文按照相似理論設(shè)計試驗?zāi)Ｐ?，原型與模型的重力、慣性力和恢復(fù)力滿足柯西條件[17]，如式(2)所示．

(2)

式中：SE為彈性模量相似比；Sa為重力加速度相似比；Sρ為密度相似比；Sl為幾何尺寸相似比．

結(jié)合地震模擬振動臺設(shè)備的最大工作輸出峰值加速度，取試驗加速度相似比Sa為2.5．限于橋梁主梁頂板平面空間限制，在進行振動臺試驗時配重的人工質(zhì)量不能完全放置，因而需對結(jié)構(gòu)進行欠配重設(shè)置．表1給出了結(jié)構(gòu)模型的基本參量相似比關(guān)系．全部完成安裝的成橋照片如圖4所示．

表1 模型相似比關(guān)系Tab.1 Model similarity relationship

圖4 模型橋照片F(xiàn)ig.4 Model bridge photo

通過綜合考慮模型的動力抗震性能，選取 Ⅱ類場地地震波El Centro波，Ⅲ類Taft波．試驗按從小到大的順序輸入地震波峰值加速度，依次對結(jié)構(gòu)模型施加125～1 000 gal的峰值加速度來對應(yīng)實際地震烈度的6(0.05 gal)～9度(0.4 gal)，并進行三向地震波激勵，按水平X：水平Y(jié)：豎向Z以1:0.85:0.65的形式進行輸入．試驗加載工況如表2所示．

3 試驗結(jié)果及分析

3.1 墩頂加速度峰值響應(yīng)分析

不同工況條件下，對橋梁模型結(jié)構(gòu)進行三向地震波激勵時，對1#墩頂、2#墩頂加速度響應(yīng)進行分析研究．加速度響應(yīng)值見表3，加速度數(shù)值分析見圖5．

表2 試驗加載工況Tab.2 Test loading condition

表3 三向地震波輸入時橋墩加速度峰值Tab.3 Peak acceleration of bridge pier when inputting three-way seismic wave gal

圖5 三向激勵墩頂加速度峰值對比Fig.5 Three-way excitation peak acceleration peak comparison

從以上圖表可以看出：

三向地震波激勵作用中，墩頂加速度峰值整體呈增長趨勢，但增長幅度有所差異．工況1～9中，無論縱橋向與橫橋向，2#墩頂加速度峰值大概率大于1#墩頂，此工況下2#墩受到的影響更大．在豎橋向1#墩頂加速度峰值大于2#墩頂，其中，1#墩頂從工況9至工況10的加速度峰值增幅達到110.40%，此時1#墩可能已進入塑性鉸階段．

3.2 墩頂位移峰值響應(yīng)分析

不同工況條件下，對橋梁模型結(jié)構(gòu)進行三向地震波激勵時，對1#墩頂、2#墩頂位移響應(yīng)進行分析研究．墩頂位移響應(yīng)值見表4，墩頂位移數(shù)值分析見圖6．

表4 三向地震波輸入時墩頂位移峰值Tab.4 Peak displacement of the pier top with three-way seismic waves put in mm

圖6 三向激勵墩頂X、Y向位移峰值對比Fig.6 Comparison of X- and Y-direction displacement peaks of three-way excitation piers

從以上圖表可以看出：

1#墩頂和2#墩頂在三向地震波輸入中呈現(xiàn)出：在0.05～0.3 gal加速度峰值輸入時縱橋向位移峰值大于橫橋向位移峰值，在0.3～0.4 gal加速度峰值輸入時縱橋向位移峰值小于橫橋向位移峰值．同時，1#墩頂橫橋向位移峰值增長速率急劇上升，說明隨著加速度峰值增大將快速增大1#墩頂?shù)臋M向位移，當(dāng)達到0.3 gal時，1#墩頂即將或已經(jīng)破壞．

3.3 橋墩墩底鋼筋應(yīng)變響應(yīng)分析

不同工況條件下，對橋梁模型結(jié)構(gòu)進行三向地震波激勵時，對1#～4#墩底鋼筋應(yīng)變響應(yīng)進行分析研究．鋼筋應(yīng)變響應(yīng)值見表5，鋼筋應(yīng)變數(shù)值分析見圖7．

表5 三向地震波輸入時墩底鋼筋應(yīng)變峰值Tab.5 Strain peak value of pier bottom reinforcement with three-way seismic wave put in

圖7 三向激勵墩底鋼筋應(yīng)變對比Fig.7 Three-way excitation strut steel bar strain comparison

從以上圖表可以看出：

在相同地震波輸入的情況下各個橋墩墩底鋼筋應(yīng)變峰值隨著地震動烈度的增大而變大，2#墩底和3#墩的鋼筋應(yīng)變要比1#墩底和4#墩底的鋼筋應(yīng)變大，說明2#墩底、3#墩底更加容易受地震的影響．1#墩、4#墩墩底鋼筋應(yīng)變小，這與邊墩采用了板式橡膠支座的隔震作用消耗了能量有關(guān)，支座削弱了部分地震里的傳遞．

3.4 橋墩墩底混凝土應(yīng)變響應(yīng)分析

不同工況條件下，對橋梁模型結(jié)構(gòu)進行三向地震波激勵時，對1#墩底、2#墩底混凝土應(yīng)變響應(yīng)進行分析研究．混凝土應(yīng)變響應(yīng)值見表6，混凝土應(yīng)變數(shù)值分析見圖8．

從以上圖表可以看出：

在相同地震波輸入的情況下各橋墩墩底混凝土應(yīng)變峰值總體隨著地震動烈度的增大而變大．在各地震動烈度下，2#墩底混凝土應(yīng)變應(yīng)變始終大于1#墩混凝土應(yīng)變．地震動烈度大于8度后，2#墩底混凝土應(yīng)變峰值增大了1.84倍，此時2#墩底即將或已經(jīng)達到極限狀態(tài)．

表6 三向地震波輸入時墩底混凝土應(yīng)變峰值Tab.6 Peak strain of concrete at the bottom of the pier with three-way seismic waves put in

圖8 三向激勵墩底混凝土應(yīng)變峰值對比Fig.8 Comparison of strain peaks of concrete with three-way excitation

4 結(jié)論

(1)三向地震波激勵下，墩頂加速度峰值整體呈增長趨勢，當(dāng)?shù)卣饎恿叶冗_到9度時，1#墩頂可能已進入塑性鉸階段．墩頂位移峰值響應(yīng)表現(xiàn)出地震動烈度小于8度時對縱橋向影響較大，在地震動烈度大于8度時對橫橋向影響更大，此時1#墩頂即將或已經(jīng)破壞．

(2)各橋墩墩底鋼筋應(yīng)變峰值隨地震動烈度的增大而變大，2#墩底、3#墩底更加容易受地震的影響．各橋墩墩底混凝土應(yīng)變峰值總體隨著地震動烈度的增大而變大，當(dāng)?shù)卣饎恿叶却笥?度時，2#墩底將進入危險階段．

(3)服役20年的鋼筋混凝土連續(xù)剛構(gòu)橋隨著地震動強度達到8度時，橋墩在橫橋向更易受損，橋墩處已進入危險階段甚至已經(jīng)發(fā)生破壞．故抗震設(shè)防烈度要求8度以上的在役連續(xù)剛構(gòu)橋應(yīng)及時進行橋梁抗震加固，并重考慮對橋墩處進行加固處理，二次提高在役橋梁的抗震性能．