汶川地震回瀾立交橋震害成因分析

孟 杰，劉 釗，張建東

(1.林同棪國(guó)際工程咨詢(xún)(中國(guó))有限公司，重慶 401121;2.東南大學(xué) 土木工程學(xué)院，南京 210096 3.江蘇省交通科學(xué)研究院股份有限公司，南京 210096)

回瀾立交橋是綿竹市回瀾大道上的一座跨越鐵路貨場(chǎng)的城市立交橋。該橋包括主道橋、輔道橋以及A、B、C及D四個(gè)螺旋匝道，如圖1所示。

圖1 回瀾立交橋總體布置圖

圖2 回瀾立交橋匝道典型震害

在汶川地震中，回瀾立交兩側(cè)匝道嚴(yán)重?fù)p壞，主要表現(xiàn)為固接墩墩頂塑性鉸的普遍開(kāi)展。不少學(xué)者在震后對(duì)該橋震害進(jìn)行了實(shí)地踏勘[1-2]，并進(jìn)行了定性分析。回瀾立交橋是典型的小曲率半徑曲線梁橋，本文根據(jù)橋梁實(shí)際震害情況展開(kāi)定性與定量分析，并得到了橋梁的震害成因。

1 回瀾立交匝道結(jié)構(gòu)及震害概況

回瀾立交橋共4個(gè)螺旋形匝道橋，均為連續(xù)曲線梁橋，曲線半徑為20.25 m，如圖1所示。匝道橋的上部結(jié)構(gòu)為RC混凝土箱梁，梁寬4.5 m，高0.95 m。墩柱均為0.8 m直徑的獨(dú)柱墩，下設(shè)1.2 m直徑樁基，橋墩高度變化范圍為3.25-6.20 m；各墩柱配筋形式一致，縱向鋼筋直徑25 mm沿圓周均勻布置20根，箍筋直徑為12 mm，箍筋間距為20 cm，僅在墩底箍筋間距加密至10 cm。柱頂與梁體之間的支承形式，采用雙向活動(dòng)盆式橡膠支座與整體現(xiàn)澆固接相間隔的方式，A、C匝道各有5個(gè)固接墩，B、D匝道各有4個(gè)固接墩，兩端伸縮縫處設(shè)置雙四氟滑板支座?；貫懥⒔粌蓚?cè)匝道震害主要表現(xiàn)為固接墩墩頂塑性鉸的普遍開(kāi)展，如圖2所示。圖3為回瀾立交橋震后墩頂塑性鉸的位置分布圖。

圖3 回瀾立交橋匝道震后塑性鉸位置分布圖

2 地震動(dòng)輸入

綿竹清平臺(tái)站位于回瀾立交橋西北方，直線距離約為25 km，是距離橋位最近的地震臺(tái)站，該臺(tái)站記錄到的地震動(dòng)時(shí)程記錄，如圖4所示。

從地震動(dòng)時(shí)程記錄來(lái)看，地震動(dòng)持時(shí)約為160 s，地震動(dòng)能量主要集中于30-60 s之間，EW方向、NS方向和UD方向的峰值加速度分別為0.824 g、0.803 g和0.623 g，水平方向地震動(dòng)分量峰值加速度接近，豎向地震動(dòng)分量峰值加速度最小。

3 模型建立

圖5 回瀾立交橋A匝道有限元模型

考慮到A、B、C及D四個(gè)匝道震害情況總體趨勢(shì)較一致，如圖3所示，以A匝道模型為例，采用空間三維梁?jiǎn)卧Ｐ驼归_(kāi)計(jì)算分析。計(jì)算模型中，考慮了結(jié)構(gòu)材料及邊界的非線性效應(yīng)，樁土效應(yīng)采用文克爾彈簧模型[3]來(lái)模擬，如圖5所示。

圖6 Kelvin接觸單元模型

3.1 邊界碰撞模型

在地震作用下，匝道橋兩端伸縮縫可能會(huì)發(fā)生碰撞。結(jié)構(gòu)間的碰撞效應(yīng)通常采用由線性碰撞彈簧與阻尼器并聯(lián)而成的Kelvin接觸單元模擬[4-6]，該模型以碰撞彈簧來(lái)模擬撞擊力，以阻尼器來(lái)模擬碰撞過(guò)程中的耗能，如圖6所示。兩質(zhì)點(diǎn)ma與mb之間的碰撞力Fab可表示為:

(1)

Dab=|ua-ub|-dab≥0

(2)

式中，ua、ub分別代表質(zhì)點(diǎn)ma與mb的地震動(dòng)絕對(duì)位移；dab為質(zhì)點(diǎn)ma與mb的初始間隙。碰撞是一個(gè)復(fù)雜的能量耗散過(guò)程，碰撞剛度與接觸面形狀、材料特性以及碰撞速度相關(guān)，因此本文采用敏感性分析對(duì)碰撞剛度展開(kāi)分析。碰撞阻尼系數(shù)可表示為[7-8]:

(3)

式中，ζ代表結(jié)構(gòu)阻尼比，取為5%。

3.2 橋梁支座模型

雙向活動(dòng)盆式橡膠支座及橋臺(tái)位置的滑板支座均依靠頂部鋼板與四氟乙烯板之間的低摩擦系數(shù)來(lái)釋放結(jié)構(gòu)位移。結(jié)構(gòu)非線性分析時(shí)，模型中可采用剛塑性模型來(lái)模擬，如圖7所示，其中Fmax為支座最大滑動(dòng)摩擦力，Xy為初始滑動(dòng)位移，一般取為3 mm[9]。

圖7 支座連接剛塑性模型

圖8 約束混凝土mander模型

3.3 塑性鉸模型

橋墩塑性鉸采用纖維模型算法，首先將橋墩截面用網(wǎng)格劃分，對(duì)截面不同纖維，賦予不同的本構(gòu)特性值：無(wú)約束區(qū)混凝土采用Hognestad模型，約束區(qū)混凝土采用mander模型，如圖8所示。鋼筋采用Menegotto-Pinto模型。各部分具體參數(shù)取值可參見(jiàn)文獻(xiàn)[10]。

4 動(dòng)力特性分析

動(dòng)力特性分析能夠定性地反映出結(jié)構(gòu)質(zhì)量與剛度的分布特征及結(jié)構(gòu)動(dòng)力特性。圖9為A匝道具有代表性的4階振動(dòng)模態(tài)圖。

圖9 A匝道橋振動(dòng)模態(tài)

墩柱與梁體之間的支承形式，采用雙向活動(dòng)盆式橡膠支座與整體現(xiàn)澆固接相間隔的方式，動(dòng)力特性分析中忽略鉸接墩受力，這樣匝道橋動(dòng)力特性主要受各固接墩抗側(cè)剛度影響。在不同模態(tài)下將反映出以不同固接墩振動(dòng)為主的模態(tài)，總體上表現(xiàn)出墩高較高的固接墩振動(dòng)出現(xiàn)在低階模態(tài)；墩高較低的固接墩振動(dòng)出現(xiàn)在高階模態(tài)，如圖9所示。

汶川地震中回瀾立交兩側(cè)匝道嚴(yán)重?fù)p壞，A匝道P8墩、B匝道P9墩以及C匝道P6、P8墩等固接墩墩頂出現(xiàn)塑性鉸，震害均出現(xiàn)在低矮橋墩，墩高大致在4 m左右，由動(dòng)力特性分析可知，以這一類(lèi)橋墩振動(dòng)為主的模態(tài)振動(dòng)周期短，在地震作用下，低矮橋墩地震響應(yīng)大，因此破損也較大。

5 非線性時(shí)程分析

5.1 結(jié)構(gòu)薄弱截面分析

匝道橋獨(dú)柱墩采用了整體式樁柱方案，獨(dú)柱墩直徑為0.8 m，下設(shè)1.2 m直徑單樁，樁徑加大給墩提供了附加的約束，塑性鉸可能出現(xiàn)在墩柱底部，同時(shí)通過(guò)實(shí)地考察，各固接墩箍筋間距為20 cm，僅在墩底加密至10 cm，墩底塑性鉸區(qū)箍筋加密提高了塑性鉸的變形能力，如圖8所示，墩頂部分由于缺乏有效地箍筋約束，在震害中可能更容易受到損傷。在計(jì)算模型中，給墩柱底以及固結(jié)墩墩頂?shù)人苄糟q區(qū)域添加纖維單元，以模擬結(jié)構(gòu)的塑性鉸形成機(jī)制。

5.2 結(jié)構(gòu)受力分析

在進(jìn)行時(shí)程分析之前，首先取恒載下橋墩的軸向力進(jìn)行塑性鉸區(qū)截面M-φ曲線分析。固結(jié)墩墩頂截面屈服彎矩為Meff=1 591 kN·m，該值可用于判斷構(gòu)件是否進(jìn)入塑性；截面極限曲率φu=0.043，該值可用于判斷構(gòu)件破壞與否，如圖10所示。相應(yīng)地，對(duì)墩底截面屈服彎矩Meff=1 593 kN·m，截面極限曲率φu=0.063，如圖11所示。

清平臺(tái)站是汶川地震中距離斷層最近的強(qiáng)震動(dòng)臺(tái)站[11]，所記錄的地震動(dòng)加速度峰值也較大(如圖4)；清平臺(tái)站位于斷層與橋位之間，橋位與清平臺(tái)站相距約25km，隨著地震波由斷層向四周傳播，地震能量隨傳播距離逐步衰減，橋位處的地震動(dòng)強(qiáng)度也應(yīng)比清平臺(tái)站所記錄的地震動(dòng)強(qiáng)度低。

為了模擬真實(shí)的地震動(dòng)響應(yīng)，在計(jì)算模型中采用人為折減實(shí)測(cè)地震動(dòng)強(qiáng)度的方法進(jìn)行了多工況時(shí)程分析，時(shí)程分析工況如表1所示。

圖10 墩頂截面M-φ曲線

表1 時(shí)程分析工況表

通過(guò)多工況計(jì)算與對(duì)比，如圖12及圖13，可以得到如下幾點(diǎn)結(jié)論：

(1) 在工況1與工況2中，固結(jié)墩墩頂截面或墩底截面的計(jì)算彎矩基本一致，計(jì)算中假定取碰撞剛度為106kN/m，碰撞力的大小與碰撞剛度的取值直接相關(guān)，由于碰撞剛度的不確定性，實(shí)際地震中邊界碰撞力大小較難模擬，因此有必要對(duì)邊界碰撞剛度進(jìn)行敏感性分析。 圖14為工況2中，不同碰撞剛度下，墩頂截面的彎矩值，由圖可見(jiàn)，不同碰撞剛度下，各墩受力基本一致，這意味著碰撞效應(yīng)對(duì)本結(jié)構(gòu)總體受力影響較小，這是因?yàn)榕鲎残?yīng)具有局部性且并不是每時(shí)每刻都在發(fā)生，圖15為地震中匝道兩端伸縮縫處碰撞時(shí)程曲線。那么計(jì)算中，取碰撞剛度106kN/m為所帶來(lái)的誤差是可以接受的。

(2) 工況3中，由于考慮了鉸接墩墩頂滑動(dòng)支座承擔(dān)地震水平力，改變了地震剪力在各墩柱中的分配，使得各固結(jié)墩地震響應(yīng)隨之降低，因此，受力分布與工況1相比有所不同。

(3) 工況4中考慮了材料的非線性，剛度的降低，延長(zhǎng)了結(jié)構(gòu)振動(dòng)周期，導(dǎo)致固結(jié)墩受力響應(yīng)降低，但各固結(jié)墩墩受力分布與工況1基本一致。

(4) 工況5至工況9中，逐步提高地震動(dòng)強(qiáng)度，各固結(jié)墩受力逐步增大。就固結(jié)墩墩頂截面而言，在工況5及工況6中，各墩仍未完全達(dá)到屈服彎矩Meff，而在工況7至工況9中，各墩均已達(dá)到屈服彎矩，即各墩墩頂截面已進(jìn)入塑性階段，喪失了繼續(xù)承載的能力，結(jié)構(gòu)通過(guò)塑性鉸變形來(lái)耗散后續(xù)地震動(dòng)輸入能量，同樣地，墩底截面也有著類(lèi)似的受力趨勢(shì)。

圖13 各計(jì)算工況下，固結(jié)墩墩底截面彎矩

5.3 結(jié)構(gòu)塑性變形分析

圖16 工況7至工況9下，墩頂截面主方向曲率峰值

由圖16及圖17可見(jiàn)，在工況7(地震強(qiáng)度折減系數(shù)為0.6)作用下，僅P8墩墩頂截面φmax超越截面極限曲率，塑性鉸發(fā)生破壞，而其余橋墩均未發(fā)生破壞，這與實(shí)際震害情況吻合。就工況8及工況9而言，各墩墩頂截面均發(fā)生破壞，與實(shí)際震害情況偏差較大?；趯?shí)際震害與時(shí)程分析結(jié)果是否吻合可以初步推斷，橋位處地震動(dòng)強(qiáng)度約為清平臺(tái)站實(shí)測(cè)地震動(dòng)記錄強(qiáng)度的0.6倍(約為494.4 gal)。

為了驗(yàn)證上述推斷的合理性，可以從統(tǒng)計(jì)學(xué)角度出發(fā)，文獻(xiàn)[11-12]中，依據(jù)地震臺(tái)站獲取的大量實(shí)際地震動(dòng)記錄，分別擬合出了汶川地震加速度峰值的衰減規(guī)律公式；同時(shí)，由Campbell與Bozorgnia提出的強(qiáng)震動(dòng)衰減規(guī)律公式在國(guó)際上也較為通用[13]。 圖18為上述提及的地震動(dòng)衰減規(guī)律曲線，由圖可見(jiàn)，上述3種衰減規(guī)律總體上接近，當(dāng)斷層距為25 km時(shí)，由文獻(xiàn)[11-13]給出的衰減公式計(jì)算得到的地震動(dòng)加速度峰值分別523 gal、477.5 gal及461.7 gal，這與通過(guò)計(jì)算分析得到的地震動(dòng)強(qiáng)度估計(jì)很接近。

在結(jié)構(gòu)高速往復(fù)滑動(dòng)下，支座上的預(yù)埋鋼板與四氟乙烯板間的摩擦因數(shù)大致在5%～15%范圍內(nèi)變動(dòng)[3]。通過(guò)上述分析發(fā)現(xiàn)，鉸接墩滑動(dòng)支座分擔(dān)地震剪力與否將影響地震剪力在各墩間的分配。因此，對(duì)各滑動(dòng)支座的摩擦因數(shù)分別取為0.05、0.10及0.15等3種情況進(jìn)行敏感性分析。

圖19為不同支座摩擦因數(shù)下，各固結(jié)墩墩頂截面主方向曲率峰值。由圖可見(jiàn)，隨支座摩擦因數(shù)的增大，P2、P4及P6墩塑性變形增大，即受損程度加大，而P8及P10墩則隨之降低。當(dāng)摩擦因數(shù)取0.05時(shí)，P8墩發(fā)生塑性鉸破壞，這與實(shí)際震害情況吻合；當(dāng)摩擦因數(shù)取0.10時(shí)，各墩均未發(fā)生塑性鉸破壞。而當(dāng)摩擦因數(shù)取0.15時(shí)，僅P6墩發(fā)生塑性鉸破壞。 圖20為不同支座摩擦因數(shù)下，各固結(jié)墩墩底截面主方向曲率峰值，相比墩頂截面也有類(lèi)似的變化趨勢(shì)，但各固結(jié)墩墩底截面在考慮不同支座摩擦因數(shù)下，塑性變形均較小，未發(fā)生塑性鉸破壞。

圖19 不同支座摩擦系數(shù)下，墩頂截面主方向曲率峰值

6 結(jié) 論

汶川地震中，回瀾立交兩側(cè)匝道嚴(yán)重受損，主要表現(xiàn)為A匝道P8墩、B匝道P9墩以及C匝道P6、P8墩等固接墩墩頂出現(xiàn)塑性鉸。震害均出現(xiàn)在低矮橋墩，墩高大致在4 m左右，這是因?yàn)榈桶珮蚨湛箓?cè)向剛度大，地震中也承擔(dān)較大的地震剪力，這一特征在動(dòng)力特性分析中得到了驗(yàn)證，低矮橋墩控制了結(jié)構(gòu)的高頻部分，地震作用下，低矮橋墩地震響應(yīng)大，因此破損也較大。

在時(shí)程分析中，進(jìn)行了多工況推演，并對(duì)地震動(dòng)強(qiáng)度，碰撞效應(yīng)以及支座非線性效應(yīng)等展開(kāi)了敏感性分析，并得到了與實(shí)際震害較吻合的計(jì)算結(jié)果，從中也得到了如下幾點(diǎn)結(jié)論：

(1)通過(guò)多工況模擬，以實(shí)際震害情況為依據(jù)，初步推斷了橋位處的地震動(dòng)峰值強(qiáng)度約為494.4 gal，這一推斷與本次地震中相關(guān)學(xué)者通過(guò)實(shí)際地震臺(tái)站記錄，回歸統(tǒng)計(jì)得到的地震衰減規(guī)律較吻合；

(2)碰撞效應(yīng)對(duì)本結(jié)構(gòu)總體受力影響較小，這是因?yàn)榕鲎残?yīng)具有局部性且并不是每時(shí)每刻都在發(fā)生；

(3)回瀾立交兩側(cè)環(huán)形匝道為多跨連續(xù)梁橋，墩柱與梁體之間的支承形式，采用雙向活動(dòng)盆式橡膠支座與整體現(xiàn)澆固接相間隔的方式，計(jì)算中必須考慮鉸接墩墩頂支座承擔(dān)地震剪力?？紤]鉸接墩參與受力，會(huì)降低低矮橋墩所承擔(dān)的地震剪力，起到保護(hù)作用；但由于考慮了鉸接墩的剛度貢獻(xiàn)，結(jié)構(gòu)總體剛度變大，地震響應(yīng)隨之變大，高墩所承擔(dān)的地震剪力反而有所增加。由支座受力敏感性分析發(fā)現(xiàn)，鉸接墩承擔(dān)地震剪力的大小，對(duì)地震剪力在各墩之間的分配影響較大，會(huì)直接影響各墩的受損程度。這可能是回瀾立交A匝道與C匝道雖然結(jié)構(gòu)形式完全一致，但在地震中破壞橋墩位置卻不盡相同的原因之一。

通過(guò)實(shí)地考察發(fā)現(xiàn)，該橋固結(jié)墩箍筋間距設(shè)置為20 cm，僅在墩底塑性鉸區(qū)域加密至10 cm。若墩頂區(qū)域箍筋也加密至10 cm，對(duì)結(jié)構(gòu)進(jìn)行時(shí)程分析，各固結(jié)墩墩頂主方向曲率峰值如圖21所示。由圖可見(jiàn)，各固結(jié)墩墩頂箍筋加密后，墩頂區(qū)域塑性鉸的變形能力得到提高，主方向曲率值均未超過(guò)極限曲率，即橋墩墩頂不會(huì)發(fā)生塑性鉸壓潰破壞。因此，由于墩頂區(qū)域?qū)嶋H箍筋布置間距過(guò)大，固結(jié)墩墩頂塑性鉸區(qū)變形能力不足，導(dǎo)致地震中墩頂塑性鉸普遍開(kāi)展，并發(fā)生了壓潰破壞。

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