王偉軍, 虞廬松, 李子奇,2, 王 力(. 蘭州交通大學 土木工程學院, 甘肅 蘭州 730070;2. 蘭州交通大學 甘肅省道路橋梁與地下工程重點實驗室, 甘肅 蘭州 730070)

0 引言

近斷層地震動由于其特有的脈沖效應、上盤效應以及方向性效應等特征,引起的結構地震響應較常規(guī)地震動更顯著[1-2]。橋梁是交通系統(tǒng)的重要組成部分,其抗震能力對于抗震救災工作至關重要[3]。在高烈度地震區(qū),由于特殊原因需在斷層附近修建橋梁或在早期建橋時并未考慮斷層因素,使得橋梁存在較大的安全隱患。在美國加州,有24 000多座橋梁,其中約5%的橋梁跨越斷層斷裂或位于接近斷層破裂帶的地方[4]。在發(fā)生強震時,當相鄰結構的動力特性不同且間隙長度不足時,易引起結構間的碰撞,從而導致結構損壞甚至倒塌[5]。曲線梁橋因對線路適應好及跨越障礙性能強等特點得到廣泛使用,但由于其構造的特殊性,在地震作用下響應的復雜性也隨之增加[6-7]。同時,曲線橋梁由于其結構不規(guī)則性和橋面剛性扭轉運動,易導致橋面脫空和伸縮縫處的碰撞,在地震中受到嚴重破壞[8]。汶川地震中,百花大橋和回瀾立交匝道橋2座小半徑曲線梁橋發(fā)生橋面斷裂及橋墩毀損等嚴重破壞[9]。而在現(xiàn)行規(guī)范中,對于曲線梁的抗震設計僅提出了設置限位裝置以及防落梁裝置等構造方面的建議,并未針對近斷層特殊運動效應以及考慮碰撞效應下的破壞形式提出相應的抗震措施[10-11]。

在對近斷層地震動特性研究方面,陳志強等[12]以集集地震中典型脈沖地震記錄為例,基于連續(xù)小波變換識別出最強脈沖能量所對應的方向,研究近斷層地震動脈沖方向性效應對大跨度橋梁地震響應的影響,結果表明,最強脈沖方向上地震動作用下大跨斜拉橋的地震響應明顯要大于實測地震記錄水平分量作用下的結果;李爽等[13]利用211條脈沖型近斷層地震動計算得到的近斷層地震動反應譜,并與我國抗震規(guī)范的設計反應譜進行比較,指出:規(guī)范設計反應譜無法保證近斷層區(qū)的結構具有足夠的安全性,據(jù)此對規(guī)范設計反應譜進行修正以滿足在近斷層區(qū)域使用;楊迪雄等[14]研究了近斷層地震動運動特征對長周期結構響應的影響,結果表明近斷層地震動運動特性對長周期地震響應的影響較為顯著。在對曲線梁橋地震響應研究中,Ni等[15]考慮正交各向異性和斜交雙向地震輸入方式,分別推導了曲線梁橋在兩種情況下的最不利角度;李喜梅等[16]雙質點模型基礎上應用MATLAB編程探討了多維地震作用下曲線梁橋地震波最不利輸入方向的問題;蘇鵬等[17]利用振動臺試驗,研究了破裂前方區(qū)域、破裂區(qū)域和破裂后方區(qū)域地震動對曲線連續(xù)梁橋動力響應的影響;ZUO Y等[18]對曲線梁橋在近斷層地震動下的地震反應進行了研究,結果表明在曲線梁橋近斷層地震動作用下地震響應較強。在對橋梁地震作用中碰撞效應研究方面,王東升等[19]基于直桿共軸碰撞理論,建立了橋梁地震反應鄰梁碰撞分析模型,結合動量守恒定律和能量守恒定律,給出了與之等效的剛體碰撞模型;亓興軍[20]提出了采用顯式動力接觸算法計算曲線梁橋地震碰撞效應的數(shù)值模擬方法,并分析曲線連續(xù)梁橋碰撞效應引起的主梁、擋塊和橋墩的沖擊地震反應特點;李娜娜等[21-22]以某小半徑帶坡曲線橋為對象,通過振動臺試驗,研究了近斷層地震動與遠場地震動對曲線橋地震響應影響的差異,并探究了碰撞對有縱坡曲線梁橋地震響應的影響。

目前,對近斷層地震動的研究大都集中在速度脈沖效應對結構的影響,而對于其他近斷層運動特征的研究較少。對于碰撞效應的研究也主要聚焦于直橋,而對曲線橋在近斷層地震作用下碰撞效應的關注度不足。本文以一座三跨曲線連續(xù)梁橋為研究對象,建立了考慮碰撞效應的有限元分析模型,通過非線性時程分析法分析了不同近斷層運動特征(脈沖效應、上盤效應及方向性效應)對具有隔震裝置的曲線連續(xù)梁橋地震響應及碰撞效應的影響,為近斷層橋梁的抗震設計提供依據(jù)。

1 曲線連續(xù)梁橋的數(shù)值模擬

1.1 工程概況與有限元模型

某三跨連續(xù)曲線匝道橋,該橋曲率半徑為50.0 m,主梁采用箱形截面,三跨跨徑均為21.5 m,兩側各設跨徑為30 m的引橋與其連接。橋面寬9.0 m,梁高1.7 m,采用C50混凝土。下部橋墩均采用獨柱矩形墩(編號P1～P6),墩高16.2 m,采用C35混凝土。曲線連續(xù)梁與橋墩之間采用高阻尼隔震橡膠支座連接(編號B1～B8),過渡墩P2和P5與上部引橋采用滑動鉸支座連接,引橋另一端采用固定支座連接。利用Midas/Civil軟件建立全橋有限元模型,見圖1。高阻尼隔震橡膠支座采用一般連接模擬,其恢復力模型如圖2所示。其中F為支座恢復力,D為支座位移,K1為初始剛度,K2為屈服后剛度,Fy為屈服強度?？紤]到橋墩彈塑性變形,采用集中型塑性鉸模擬,滯回模型采用隨機硬化三折線模型,墩底固結。曲線連續(xù)梁兩側與引橋相連接部分各建立2個碰撞單元(Gap1～Gap4),內外兩側各建立一個,碰撞單元的初始間隙取為40 mm。

圖1 曲線連續(xù)梁橋有限元模型Fig.1 FEM of a continuous curved girder bridge

圖2 高阻尼隔震橡膠支座恢復力模型Fig.2 Restoring force model of high damping isolation rubber bearings

1.2 碰撞單元模擬

在地震作用下,將梁體視為剛體,梁體之間發(fā)生碰撞。該碰撞過程可用圖3碰撞模型進行模擬,彈簧可看作彈性非線性材料。當梁體之間的相對位移超過了初始間距,二者之間發(fā)生碰撞,產生碰撞力。

圖3 鄰梁碰撞模型Fig.3 Pounding model between adjacent bridges

忽略梁體在碰撞過程中的能量消耗,碰撞力F可按下式計算:

(1)

式中:k為彈簧的剛度;d為梁體相對位移差;d0為梁體初始間隙。

碰撞彈簧的剛度假設與兩側梁體較短梁軸向剛度成正比,表達式如式(2)所示,

(2)

式中:α為剛度系數(shù),取文獻[15]中推薦的0.5;E為較短梁彈性模量;A為較短梁截面面積;l為較短梁梁長。

2 近斷層地震動特性及其選取

橋址所在地的抗震設防烈度Ⅶ度,基本地面加速度為0.1g,場地特征周期0.45 s。本文選取的地震動為臺灣集集地震的近斷層地震動記錄(斷層距小于20 km),斷層方向為南北方向?？紤]到近斷層地震動的不同特性(包括脈沖效應、上盤效應以及方向性效應),共選取24條近斷層地震動信息,見表1。其中1～17號地震動為斷層法向分量(E-W分量將上述地震動分為六組(表2)。在考慮近斷層地震動方向性效應時,本文僅考慮地震動斷層法向分量以及平行向分量對于結構動力響應的差異,輸入地震動峰值加速度調至0.22g(罕遇地震)。

3 近斷層特性對曲線連續(xù)梁橋地震響應的影響

3.1 工程計算概況

由于地震波的方向的隨機性,只有以最不利角度輸入才能保證分析的準確性和合理性。對于曲線梁橋,需從多個方向進行試算以確定其最不利角度。本文采用1#地震波試算,以橋墩最不利響應角度輸入。試算得最不利響應角度為與引橋2軸向呈10°夾角,如圖1。曲線連續(xù)梁橋的前5階動力特性見表3。

表1 近斷層地震動參數(shù)

表2 近斷層地震動分組

表3 曲線連續(xù)梁橋動力特性

3.2 支座響應

從各組選取一條地震動記錄,分別對比在不同近斷層地震動特性下B5支座的剪力滯回曲線見圖4。由圖4可知,在脈沖地震動、上盤地震動及斷層法向地震動作用下,支座峰值位移均超過50 mm。

各組地震動下,B5支座的位移峰值(徑向和切向)與剪力峰值的平均值見圖5。由圖5可知,脈沖效應、上盤效應以及方向性效應均會造成支座響應的增大。脈沖效應與上盤效應對支座位移的增幅都在27%～38%之間,遠大于方向性效應對支座位移的影響。脈沖效應對于支座剪力增大明顯,而上盤效應及方向性效應對其影響不超過10%。較大的支座徑向位移,易造成梁體與橋墩的分離,使得支座發(fā)生破壞,甚至落梁。

3.3 橋墩響應

不同類型近斷層地震動作用下,曲線連續(xù)梁橋P3墩墩底峰值剪力的平均值與墩底峰值彎矩平均值如圖6所示。

脈沖地震動和無脈沖地震動作用下墩底剪力與墩底彎矩的平均值之比分別為1.27和1.30。可見,在脈沖效應作用下,橋墩墩底峰值剪力與峰值彎矩的增幅顯著,但上盤效應與方向性效應的影響并不明顯,增大率皆在10%以內。而脈沖效應使得墩底峰值剪力以及峰值彎矩增大了30%左右,使橋墩更快地進入彈塑性,墩底內力更大,更容易造成橋墩的破壞。

3.4 隔震率

本文以P3墩為例,考察隔震前后地震響應之差與隔震前地震響應之比,即橋梁的隔震率,以分析不同類型近斷層地震動作用下地震響應產生差異的原因。不同類型近斷層地震動下曲線梁橋墩底剪力隔震率平均值與墩底彎矩隔震率平均值見圖7。

圖4 支座剪力滯回曲線Fig.4 Hysteretic curve of bearing shear force

圖5 支座響應峰值的平均值Fig.5 Average peak seismic response of bearing

由圖7知,脈沖地震動和斷層法向地震動作用下曲線梁橋的隔震率相對于無脈沖地震動和斷層平行分量地震動均有一定的減小;而上盤地震動作用下其隔震率相較下盤地震動有所增大?？梢钥闯?脈沖效應和方向性效應使得高阻尼橡膠支座隔震效果變差,而在上盤效應下隔震效果變好?？梢?在脈沖地震動和斷層法向地震動作用下支座的隔震性能被減弱;而在上盤效應作用下,雖然支座隔震率增大了,但結構的動力響應并未隨之減小,據(jù)此表明上盤效應作用下橋梁響應的增大是由于上盤地震動自身特性造成的。

圖6 橋墩響應峰值的平均值Fig.6 Average peak seismic response of bridge pier

4 碰撞效應

有限元分析結果表明,該橋僅在右側伸縮縫(主梁與引橋2之間)發(fā)生碰撞,而在左側伸縮縫(主梁與引橋1之間)并無碰撞發(fā)生。由于地震動輸入角度的原因,使得左側伸縮縫間梁體相對位移并未超過初始間隙,無法引起碰撞。在此,選取16號地震動作用下右側伸縮縫處兩個碰撞單元(Gap3與Gap4)的間隙變化的時程曲線如圖8所示。由圖可知,兩碰撞單元間隙變化時程曲線基本一致,說明鄰梁間發(fā)生的碰撞形式為面面碰撞。

圖7 隔震率Fig.7 Ratio of isolation

圖8 碰撞單元間隙變化時程Fig.8 Time history of pounding element gap change

各選取一條近斷層脈沖地震動與近斷層無脈沖地震動,兩類地震動作用下梁體相對位移時程及碰撞力時程見圖9。如圖可知,在近斷層無脈沖地震動下,碰撞發(fā)生在第6 s左右;而在近斷層無脈沖地震動作用下,碰撞發(fā)生在第20～25 s之間。可見,近斷層脈沖地震動釋放能量的時刻較近斷層無脈沖地震動有一定的滯后。而上盤效應與方向性效應下的梁體位移時程以及碰撞力時程并沒有明顯的規(guī)律性。

圖9 脈沖效應下梁體相對位移與碰撞力時程Fig.9 Time history of relative displacement of girders and pounding force under pulse effect

在不同類型近斷層地震動作用下,曲線連續(xù)梁橋右端梁體與引橋2之間的相對位移峰值平均值以及峰值碰撞力平均值見圖10。結合圖9和圖10可知,在近斷層脈沖地震動下,曲線連續(xù)梁產生的碰撞力遠大于無脈沖地震動。從碰撞力來看,上盤地震動作用下產生的碰撞力相對于下盤地震動有所減小;但從梁體間相對位移峰值來看,二者之間差異并不明顯。對比斷層法向分量與平行向分量作用下的碰撞力與相對位移,可見近斷層方向性效應使曲線連續(xù)梁碰撞效應略有增大,但不及脈沖效應對其影響顯著。

圖10 近斷層地震動特性對碰撞效應的影響Fig.10 The influence of near-fault ground motion characteristics on pounding effect

5 結論

本文以一曲線連續(xù)梁橋為例,考慮鄰梁間碰撞效應,系統(tǒng)研究了不同近斷層地震動特性對曲線連續(xù)梁橋地震響應及碰撞效應的影響,結論如下:

(1) 脈沖效應使曲線連續(xù)梁橋支座位移、墩底和彎矩增大約30%;上盤效應下支座位移響應增幅達38%左右,對橋墩內力的影響均小于10%;而方向性效應對曲線連續(xù)梁橋地震響應的影響皆不超過20%。

(2) 近斷層地震動脈沖效應與方向性效應可削弱支座的隔震效果,使得地震響應進一步加劇;而上盤效應對橋梁響應的影響僅與其自身特性有關。

(3) 脈沖效應對曲線連續(xù)梁橋碰撞效應的影響最為顯著,方向性效應次之,上盤效應并不明顯。對斷層附近橋梁,應考慮近斷層地震特性的影響,可用常規(guī)地震動進行橋梁抗震設計,并選擇含有脈沖效應的近斷層地震動進行驗算。