羅敏敏， 徐 超， 楊 陽(yáng)， 楊子凡

(同濟(jì)大學(xué) 土木工程學(xué)院，上海 200092)

土工合成材料加筋土柔性橋臺(tái)復(fù)合結(jié)構(gòu)(geosynthetic reinforced soil-integrated bridge system，GRS-IBS)可用于交通基礎(chǔ)設(shè)施建設(shè)，其中GRS橋臺(tái)的加筋間距小于30 cm，填料壓實(shí)度大于95%，與傳統(tǒng)的樁基橋臺(tái)相比，在建造成本和施工效率等方面具有明顯優(yōu)勢(shì)[1].通過一體化設(shè)計(jì)的GRS-IBS結(jié)構(gòu)能夠從本質(zhì)上消除橋梁與引道路基之間的差異沉降，解決“橋頭跳車”難題.

關(guān)于靜載條件下GRS橋臺(tái)的性能，國(guó)際上已有比較系統(tǒng)的研究.比如，Adams等[2]、Wu等[3-4]和Nicks等[5]對(duì)GRS橋臺(tái)的承載力性能及其影響因素進(jìn)行了深入的研究；Adams等[6]和Benjamim等[7]總結(jié)了大量工程實(shí)例的變形情況；Wu等[8]和Adams等[9]提出了相應(yīng)的計(jì)算評(píng)價(jià)方法.

關(guān)于地震作用下GRS橋臺(tái)動(dòng)力響應(yīng)特性的研究成果還不多見.Helwany等[10]研究了高為3.6 m的三維GRS橋臺(tái)在水平單向正弦波作用下的抗震性能，當(dāng)峰值加速度達(dá)到1.0g時(shí)，僅在底部轉(zhuǎn)角處出現(xiàn)局部裂縫，而整體結(jié)構(gòu)保持穩(wěn)定.Zheng等[11-12]通過振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)研究了高2.7 m的三維GRS橋臺(tái)在縱、橫方向上的抗震性能，施加的人工地震波最大峰值加速度約為0.58g，結(jié)果表明GRS橋臺(tái)在縱、橫方向上均只有微小的變形.需要指出的是，這些研究工作都是針對(duì)單個(gè)橋臺(tái)進(jìn)行的，并不能完全反映完整橋梁系統(tǒng)的動(dòng)力響應(yīng)特性.

本文在借鑒已有關(guān)于GRS橋臺(tái)振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)研究的基礎(chǔ)上，首次進(jìn)行了GRS-IBS結(jié)構(gòu)完整橋梁模型(即全橋系統(tǒng))的振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)研究.研究?jī)?nèi)容包括GRS-IBS結(jié)構(gòu)的動(dòng)力響應(yīng)特性、受力特性以及變形特性等抗震性能的分析.

1 試驗(yàn)方案

1.1 試驗(yàn)?zāi)Ｐ团c材料

本次試驗(yàn)研究依托同濟(jì)大學(xué)土木工程防災(zāi)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室的振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)平臺(tái)進(jìn)行.試驗(yàn)以美國(guó)特拉華州的Guthrie Run橋[13]為原型.該橋?yàn)橐坏湫偷腉RS-IBS結(jié)構(gòu).限于振動(dòng)臺(tái)的尺寸，試驗(yàn)?zāi)Ｐ托璋匆欢ǖ南嗨脐P(guān)系進(jìn)行縮尺.表1提供了本次試驗(yàn)使用的相似關(guān)系，該相似關(guān)系由Iai推導(dǎo)提出，并已在1g振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)中多次使用.

表1 模型試驗(yàn)的相似比要求[14]

由于工程原型的橋臺(tái)兩側(cè)大部分被后期填土掩埋，即有足夠的側(cè)限條件，因此模型橋臺(tái)按平面應(yīng)變條件進(jìn)行設(shè)計(jì).圖1為制作完成的試驗(yàn)?zāi)Ｐ?，包括左、右兩?cè)的橋臺(tái)和橋跨結(jié)構(gòu)等構(gòu)成一個(gè)完整的橋梁體系.模型總長(zhǎng)4.0 m，除去橋梁凈跨1.4 m，兩邊橋臺(tái)各長(zhǎng)1.3 m(其中面層厚度0.1 m).模型箱體凈寬0.7 m，即GRS橋臺(tái)寬度為0.7 m.模型總高1.5 m，包括GRS橋臺(tái)高度Ha為1.2 m，加筋土基礎(chǔ)厚度0.15 m和引道填土厚度0.15 m.相關(guān)尺寸如圖2所示.圖中,x表示與面層背面的水平距離,z表示與橋臺(tái)底部的垂直距離,Lr為加筋長(zhǎng)度,Sv為加筋間距.

圖1 試驗(yàn)?zāi)Ｐ?/p>

試驗(yàn)的邊界條件受模型箱(圖1)控制，模型箱由左、右兩個(gè)對(duì)稱的箱體構(gòu)成其主體部分，通過底部型鋼基座和上部槽鋼橫梁連成一個(gè)具有足夠剛度的整體.單個(gè)箱體的一面?zhèn)缺跒? cm厚的固定鋼板，另一面?zhèn)缺跒? cm厚的有機(jī)玻璃板(并設(shè)置縱、橫梁增加其側(cè)限)以便于觀測(cè)，背壁為可拆卸的鋼板(1 cm厚)以便于模型橋臺(tái)的填筑.背壁內(nèi)側(cè)襯墊一層5 cm厚的EPS(expanded polystyrene,聚苯乙烯)泡沫板進(jìn)行消震.

a 平面圖

b 縱剖面圖

由于鋁的重度與鋼筋混凝土的重度相近，為省去配重的麻煩和不必要的影響，模型橋跨結(jié)構(gòu)采用鋁板代替.鋁板的尺寸為2.1 m×0.68 m×0.15 m，即厚度與引道填土一致，寬度比模型箱凈寬略小以避免與側(cè)壁的摩擦，長(zhǎng)度即為總跨度.鋁板重約0.65 t，縱向與單個(gè)橋臺(tái)的接觸寬度0.25 m，相當(dāng)于橋跨施加在橋臺(tái)頂面的荷載為18.3 kPa.

面層采用23 cm×10 cm×5 cm(長(zhǎng)×寬×高)的砌塊，砌塊寬度即前述面層厚度.面層砌塊分層錯(cuò)縫碼放，與筋材的連接方式為摩擦型連接.

筋材選用120 g和200 g規(guī)格的牛皮紙代替工程原型中的土工布，其拉伸曲線如圖3所示.由圖可知,極限拉伸強(qiáng)度分別約為5.0 kN·m-1和10.0 kN·m-1.

填料采用粒徑范圍0.5～3.0 mm的石英砂，圖4為其顆粒級(jí)配曲線.根據(jù)級(jí)配曲線，不均勻系數(shù)Cu=2，曲率系數(shù)Cc=0.95，為級(jí)配不良的均勻土.填料的最小干密度ρd min和最大干密度ρd max分別為1.33 g·cm-3和1.74 g·cm-3.在模型制作過程中，填料的干密度控制在1.64 g·cm-3左右.由三軸試驗(yàn)測(cè)得的填料內(nèi)摩擦角φ和黏聚力c分別為49°和0 kPa，10 kPa圍壓下的土體模量E50約為6.4 GPa.填料重度、模量及其他力學(xué)指標(biāo)均近似滿足表1所示的相似關(guān)系.

圖3 牛皮紙拉伸曲線

圖4 試驗(yàn)用填料的級(jí)配曲線

1.2 試驗(yàn)方案

左、右橋臺(tái)的筋材布設(shè)方式如表2所示，主要區(qū)別在于加筋間距的不同，但筋材極限拉伸強(qiáng)度Tf與加筋間距Sv的比值保持不變.實(shí)際工程中，GRS-IBS結(jié)構(gòu)的加筋間距通常為0.2 m[9]，根據(jù)表1所示的相似關(guān)系，試驗(yàn)基本參照組模型(右橋臺(tái))的加筋間距取為0.05 m；對(duì)照組(左橋臺(tái))則取其兩倍，即加筋間距為0.1 m.兩者的加筋長(zhǎng)度均取為0.7Ha=0.84 m.

表2 筋材分布方式

實(shí)際工程中的筋材通常選用極限拉伸強(qiáng)度約72 kN·m-1的PP(聚丙烯)土工布[9]，按表1折算后的基本參照組筋材的極限拉伸強(qiáng)度應(yīng)為4.5 kN·m-1左右，相應(yīng)對(duì)照組的筋材極限拉伸強(qiáng)度應(yīng)為9.0 kN·m-1左右，以保證Tf/Sv為一定值.由圖3可知，試驗(yàn)選用的筋材基本滿足要求.

試驗(yàn)激振采用Kobe波[15]，僅沿模型縱向(設(shè)為x向)施加，激勵(lì)波的正值方向指向模型左側(cè)，即圖2中標(biāo)示的正西方向.原型波與按時(shí)間相似比壓縮的模型波(保持峰值加速度不變)如圖5所示，其正方向的峰值加速度為0.73g，負(fù)方向的為0.66g.

圖5 Kobe波的原型波和按時(shí)間相似比壓縮的模型波

Fig.5 Original Kobe motion and scaled input motions by time similarity ratio

1.3 監(jiān)測(cè)方案

試驗(yàn)監(jiān)測(cè)內(nèi)容主要包括橋臺(tái)面層側(cè)向位移、橋頭沉降、GRS-IBS結(jié)構(gòu)不同部位的加速度響應(yīng)、橋臺(tái)面層背后側(cè)向土壓力以及橋跨承載區(qū)中心下方豎向土壓力、筋材應(yīng)變等.監(jiān)測(cè)元件的布置如圖6所示，監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)均為模擬地震波作用下的增量值，不包括模型施工過程中的靜態(tài)數(shù)值.

圖6 監(jiān)測(cè)方案(單位:m)

1.4 模型建造

試驗(yàn)?zāi)Ｐ桶醇榷ㄔ囼?yàn)方案建造，建造過程中采用“體積質(zhì)量法”分層控制填料的壓實(shí)度，分層厚度為5 cm，共分24層填筑.完成后，填料的壓實(shí)度控制在95%左右，即砂土的相對(duì)密度為0.8.

為減少模型箱側(cè)壁摩擦的影響，在有機(jī)玻璃面涂刷硅油進(jìn)行減阻；在鋼板一側(cè)先固定一層1 mm厚的聚四氟乙烯膜，然后在膜上涂刷凡士林進(jìn)行減阻.圖7為橋臺(tái)內(nèi)部實(shí)測(cè)豎向土壓力與理論自重應(yīng)力值的對(duì)比，兩者比較接近，說明達(dá)到了預(yù)期的減阻效果.圖中,D表示測(cè)點(diǎn)距離橋臺(tái)頂面的埋深,Ha表示橋臺(tái)高度.

圖7 橋臺(tái)內(nèi)部豎向土壓力實(shí)測(cè)值與理論值對(duì)比

Fig.7 Comparison of theoretical value and measured value of the vertical stress in abutment

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

在進(jìn)行試驗(yàn)成果分析之前，首先對(duì)相關(guān)數(shù)據(jù)的正、負(fù)方向作出規(guī)定.對(duì)于橋臺(tái)基礎(chǔ)底部受到的地震作用而言，以指向橋臺(tái)臨空面外側(cè)為正；對(duì)于面層側(cè)向位移，亦以指向橋臺(tái)臨空面外側(cè)為正；對(duì)于橋頭沉降而言，按巖土工程慣例，以豎直向下的壓縮變形為正.

2.1 模型系統(tǒng)驗(yàn)證

圖8a為振動(dòng)臺(tái)測(cè)試系統(tǒng)中輸入的地震波與監(jiān)測(cè)到的臺(tái)面輸出波之間的波形對(duì)比，發(fā)現(xiàn)兩者的吻合程度較好，能滿足試驗(yàn)的使用要求.但需要指出的是，振動(dòng)臺(tái)臺(tái)面實(shí)際輸出波的峰值加速度與輸入地震波在數(shù)值上存在一定的偏差，臺(tái)面輸出波正方向的峰值加速度為0.82g，而負(fù)方向的為0.68g.由于兩側(cè)橋臺(tái)對(duì)稱相向，則左側(cè)橋臺(tái)基礎(chǔ)底部實(shí)際受到的正向峰值地震作用(指向臨空面外側(cè))為0.68g，小于右側(cè)橋臺(tái)的0.82g.

圖8b則反映了模型箱的加速度響應(yīng)情況，其實(shí)測(cè)加速度時(shí)程曲線與臺(tái)面輸出波的波形曲線吻合良好，相位保持一致，說明模型箱整體剛度能夠滿足試驗(yàn)使用的要求.

2.2 試驗(yàn)現(xiàn)象描述

圖9為右側(cè)結(jié)構(gòu)在試驗(yàn)結(jié)束后的局部破損情況，左側(cè)結(jié)構(gòu)的變形跡象比右側(cè)還小.這說明GRS-IBS結(jié)構(gòu)的抗震性能良好，在峰值加速度約為0.8g的Kobe波作用下能保持整體結(jié)構(gòu)良好，僅在橋臺(tái)面層處和橋頭接縫處產(chǎn)生微小的變形.

a 振動(dòng)臺(tái)臺(tái)面

b 模型箱

Fig.8 Response on acceleration of shaking table and model box

a 面層傾斜

b 橋頭差異沉降

圖10 左、右橋臺(tái)面層側(cè)向位移分布規(guī)律

2.3 面層位移和橋頭沉降

圖10為左、右橋臺(tái)面層的側(cè)向位移(包括峰值和殘余值)隨橋臺(tái)高度的分布規(guī)律.總體而言，面層側(cè)向位移沿橋臺(tái)高度逐漸增大，基本上呈現(xiàn)線性變化.無論是峰值還是殘余值，左、右兩橋臺(tái)的側(cè)向位移基本接近，差值不超過1.5 mm；但右側(cè)橋臺(tái)實(shí)際受到的正向峰值地震作用(0.82g)比左側(cè)橋臺(tái)的(0.68g)大得多，說明右側(cè)橋臺(tái)(加筋間距為左側(cè)橋臺(tái)的一半)的抗震性能比左側(cè)橋臺(tái)良好.可見，盡管保持Tf/Sv一致，縮小加筋間距仍有利于提高GRS橋臺(tái)的抗震性能.

試驗(yàn)結(jié)束后，面層殘余位移比峰值位移約減小30%～55%，可見面層位移有較大的恢復(fù).此外，面層殘余位移的最大值不超過4 mm(變形不足橋臺(tái)高度的0.5%)，說明GRS-IBS結(jié)構(gòu)在地震作用下具有很強(qiáng)的抗變形能力.

根據(jù)橋頭位置的位移計(jì)記錄，試驗(yàn)結(jié)束后，橋跨鋁板的左、右兩端均抬升約1.4 mm，說明在振動(dòng)過程中橋臺(tái)頂部的土體有所震松，但總體變形很小，約為橋臺(tái)高度的0.12%.左、右橋頭處鋁板與引道之間的差異沉降均未超過0.5 cm.

2.4 加速度

圖11和圖12分別為左、右兩橋臺(tái)的面層處、加筋土體部位和被支擋土體部位監(jiān)測(cè)到的峰值加速度及其放大系數(shù)沿橋臺(tái)高度的分布.右橋臺(tái)各部位的加速度值一般均大于左橋臺(tái)，原因在于右橋臺(tái)受到的正向地震作用較大.左側(cè)橋臺(tái)的加速度放大系數(shù)一般不小于1.0，而右側(cè)橋臺(tái)有多處加速度放大系數(shù)小于1.0. 監(jiān)測(cè)到的最大加速度放大系數(shù)為1.35，位于左側(cè)引道填土部位.

a 面層

b 加筋土體

c 被支擋土體

2.5 側(cè)向土壓和豎向土壓

圖13為左、右橋臺(tái)面層背后的側(cè)向土壓力(包括峰值和殘余值)的分布規(guī)律.就總體趨勢(shì)而言，側(cè)向土壓力沿橋臺(tái)高度逐漸減小，與面層側(cè)向位移的分布規(guī)律具有一定的內(nèi)在相關(guān)性.即側(cè)向變形越大，應(yīng)力釋放越大，從而面層處的側(cè)向土壓力越小.無論是峰值還是殘余值，右側(cè)橋臺(tái)的側(cè)向土壓力值均比左側(cè)橋臺(tái)要大得多，其原因可能是右側(cè)橋臺(tái)實(shí)際受到的正向地震作用比左側(cè)橋臺(tái)大許多.此外，右橋臺(tái)加筋較密，對(duì)側(cè)向變形的限制較大，也可能是導(dǎo)致面層側(cè)向土壓力較大的原因之一.

a 面層

b 加筋土體

c 被支擋土體

圖13 左、右橋臺(tái)面層背后側(cè)向土壓力分布規(guī)律

側(cè)向土壓力的最大峰值約為8 kPa，還原到工程實(shí)際則為32 kPa.因此，在抗震設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)重視面層與筋材之間的連接強(qiáng)度.殘余土壓力相比峰值土壓力則要小得多，一般減小50%以上.

橋跨鋁板左、右兩端側(cè)的峰值側(cè)向土壓力分別為5.1 kPa和7.7 kPa，殘余值分別是-4.9 kPa和-7.1 kPa.右側(cè)峰值大于左側(cè)的原因是右側(cè)受到的正向地震作用比左側(cè)大.殘余值出現(xiàn)負(fù)值是因?yàn)檎駝?dòng)使橋頭處的填土松散，導(dǎo)致填土與土壓力計(jì)脫空.

圖14為左、右橋臺(tái)承載區(qū)正下方豎向土壓力(包括峰值和殘余值)的分布規(guī)律.除橋臺(tái)最頂部的數(shù)據(jù)以外，豎向土壓力基本呈現(xiàn)隨深度增加而增加的線性規(guī)律.至于橋臺(tái)最頂部，可能受橋跨結(jié)構(gòu)擺動(dòng)的影響較大，導(dǎo)致該處的土壓力讀數(shù)有些異常.無論是峰值還是殘余值，左、右兩橋臺(tái)的豎向土壓力比較接近；如前所述，右側(cè)橋臺(tái)受到的正向地震作用比左側(cè)橋臺(tái)大很多，說明右側(cè)橋臺(tái)的抗震性能比左側(cè)橋臺(tái)要好，亦即減小加筋間距能提高GRS橋臺(tái)的抗震性能.

圖14 左、右橋臺(tái)承載區(qū)正下方豎向土壓力分布規(guī)律

豎向土壓力在試驗(yàn)結(jié)束后也有一定程度的減小，衰減20%～90%不等.豎向土壓力的最大峰值接近30 kPa，還原到工程實(shí)際則為120 kPa.這雖然對(duì)橋臺(tái)結(jié)構(gòu)的抗滑移和抗傾覆穩(wěn)定性有利，但也增加了對(duì)橋臺(tái)自身承載能力及地基承載力的要求.

2.6 筋材應(yīng)變

圖15為左、右橋臺(tái)筋材應(yīng)變(包括峰值和殘余值)的分布規(guī)律.當(dāng)筋材位于橋臺(tái)底部時(shí)，同一層筋材的最大應(yīng)變大致出現(xiàn)在靠近面層處；隨著筋材分布高度的增加，同一層筋材的最大應(yīng)變逐漸向遠(yuǎn)離面層的方向發(fā)展；當(dāng)筋材分布靠近橋臺(tái)頂部時(shí)，最大筋材應(yīng)變出現(xiàn)在承載區(qū)域的中心部位附近.從理論上講，盡管左側(cè)橋臺(tái)的加筋間距是右側(cè)橋臺(tái)的2倍，但其筋材剛度也接近于右側(cè)橋臺(tái)的2倍，則當(dāng)所受正向地震作用相同時(shí)，左、右兩側(cè)橋臺(tái)的筋材應(yīng)變應(yīng)當(dāng)基本相等；但是右側(cè)橋臺(tái)受到的正向地震作用大于左側(cè)橋臺(tái)，則右側(cè)橋臺(tái)的筋材應(yīng)變應(yīng)當(dāng)大于左側(cè)橋臺(tái)，而實(shí)際卻相反(除個(gè)別數(shù)據(jù)點(diǎn)外).這說明，即使提供的極限抗力一致(即Tf/Sv一致)，減小加筋間距仍能使筋材應(yīng)變(軸力)更小、更均勻.

試驗(yàn)監(jiān)測(cè)到的最大筋材變形不超過0.5%，加上模型施工時(shí)引起的靜態(tài)應(yīng)變也不超過2.0%，能滿足GRS-IBS結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)時(shí)對(duì)筋材變形的要求.試驗(yàn)結(jié)束后，筋材應(yīng)變也有一定程度的恢復(fù)，殘余應(yīng)變相比于峰值應(yīng)變一般減少20%～50%.

圖16為各層筋材的最大應(yīng)變沿橋臺(tái)高度的分布曲線.該曲線顯示，在GRS橋臺(tái)結(jié)構(gòu)中，因地震作用引起的筋材最大應(yīng)變出現(xiàn)在橋臺(tái)高度的2/3位置附近.

a z=1.0 m

b z=0.7 m

c z=0.4 m

d z=0.1 m

圖16 筋材最大應(yīng)變沿橋臺(tái)高度的分布

Fig.16 Distribution of maximum reinforcement strain along abutment height

3 結(jié)論

本文通過振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)研究GRS-IBS結(jié)構(gòu)(全橋系統(tǒng))的抗震性能，可總結(jié)得出以下相關(guān)結(jié)論：

(1) GRS-IBS具有良好的抗震性能，在峰值加速度約為0.8g的Kobe地震波作用下，能夠保持結(jié)構(gòu)整體穩(wěn)定性，僅發(fā)生面層外傾、橋頭差異沉降等微小的變形.

(2) 在保持Tf/Sv相同的前提下，盡管右側(cè)橋臺(tái)(加筋間距是左側(cè)橋臺(tái)的一半)受到比左側(cè)橋臺(tái)大得多的正向地震作用，但在受力、變形特性等方面的表現(xiàn)基本與左側(cè)橋臺(tái)接近，說明減小加筋間距有助于提高GRS橋臺(tái)的抗震性能.

(3) 盡管試驗(yàn)過程中只施加了水平單向的地震波作用，但依舊在結(jié)構(gòu)體內(nèi)部引起了較大的豎向土壓力增量，因此在進(jìn)行GRS-IBS結(jié)構(gòu)抗震設(shè)計(jì)時(shí)，應(yīng)注意結(jié)構(gòu)體本身及下伏地基的承載力驗(yàn)算.

(4) 振動(dòng)過程中，面層連接處的側(cè)向土壓力值較大，因此在抗震設(shè)計(jì)中應(yīng)注意面層連接處的連接強(qiáng)度驗(yàn)算.

由于試驗(yàn)?zāi)Ｐ褪侨珮蛳到y(tǒng)，在試驗(yàn)過程中左、右兩側(cè)橋臺(tái)可能通過中間的剛性橋跨而產(chǎn)生相互作用與影響.這種影響將在后續(xù)研究中探討.