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    加筋土柔性橋臺復(fù)合結(jié)構(gòu)抗震性能試驗(yàn)

    2019-12-02 07:57:30羅敏敏楊子凡
    關(guān)鍵詞:筋材振動臺橋臺

    羅敏敏, 徐 超, 楊 陽, 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)的樁基橋臺相比,在建造成本和施工效率等方面具有明顯優(yōu)勢[1].通過一體化設(shè)計的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橋臺的性能,國際上已有比較系統(tǒng)的研究.比如,Adams等[2]、Wu等[3-4]和Nicks等[5]對GRS橋臺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)的計算評價方法.

    關(guān)于地震作用下GRS橋臺動力響應(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,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]通過振動臺試驗(yàn)研究了高2.7 m的三維GRS橋臺在縱、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單個橋臺進(jìn)行的,并不能完全反映完整橋梁系統(tǒng)的動力響應(yīng)特性.

    本文在借鑒已有關(guān)于GRS橋臺振動臺試驗(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))的振動臺試驗(yàn)研究.研究內(nèi)容包括GRS-IBS結(jié)構(gòu)的動力響應(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)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室的振動臺試驗(yàn)平臺進(jìn)行.試驗(yàn)以美國特拉華州的Guthrie Run橋[13]為原型.該橋?yàn)橐坏湫偷腉RS-IBS結(jié)構(gòu).限于振動臺的尺寸,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振動臺試驗(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,因此模型橋臺按平面應(yīng)變條件進(jìn)行設(shè)計.圖1為制作完成的試驗(yàn)?zāi)P?,包括左、右兩?cè)的橋臺和橋跨結(jié)構(gòu)等構(gòu)成一個完整的橋梁體系.模型總長4.0 m,除去橋梁凈跨1.4 m,兩邊橋臺各長1.3 m(其中面層厚度0.1 m).模型箱體凈寬0.7 m,即GRS橋臺寬度為0.7 m.模型總高1.5 m,包括GRS橋臺高度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表示與橋臺底部的垂直距離,Lr為加筋長度,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、右兩個對稱的箱體構(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具有足夠剛度的整體.單個箱體的一面?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,背壁為可拆卸的鋼板(1 cm厚)以便于模型橋臺的填筑.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,長度即為總跨度.鋁板重約0.65 t,縱向與單個橋臺的接觸寬度0.25 m,相當(dāng)于橋跨施加在橋臺頂面的荷載為18.3 kPa.

    面層采用23 cm×10 cm×5 cm(長×寬×高)的砌塊,砌塊寬度即前述面層厚度.面層砌塊分層錯縫碼放,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為其顆粒級配曲線.根據(jù)級配曲線,不均勻系數(shù)Cu=2,曲率系數(shù)Cc=0.95,為級配不良的均勻土.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)用填料的級配曲線

    1.2 試驗(yàn)方案

    左、右橋臺的筋材布設(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)的加筋間距取為0.05 m;對照組(左橋臺)則取其兩倍,即加筋間距為0.1 m.兩者的加筋長度均取為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)測方案

    試驗(yàn)監(jiān)測內(nèi)容主要包括橋臺面層側(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)測元件的布置如圖6所示,監(jiān)測數(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為橋臺內(nèi)部實(shí)測豎向土壓力與理論自重應(yīng)力值的對比,兩者比較接近,說明達(dá)到了預(yù)期的減阻效果.圖中,D表示測點(diǎn)距離橋臺頂面的埋深,Ha表示橋臺高度.

    圖7 橋臺內(nèi)部豎向土壓力實(shí)測值與理論值對比

    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,首先對相關(guān)數(shù)據(jù)的正、負(fù)方向作出規(guī)定.對于橋臺基礎(chǔ)底部受到的地震作用而言,以指向橋臺臨空面外側(cè)為正;對于面層側(cè)向位移,亦以指向橋臺臨空面外側(cè)為正;對于橋頭沉降而言,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為振動臺測試系統(tǒng)中輸入的地震波與監(jiān)測到的臺面輸出波之間的波形對比,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,振動臺臺面實(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)橋臺對稱相向,則左側(cè)橋臺基礎(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)測加速度時程曲線與臺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,僅在橋臺面層處和橋頭接縫處產(chǎn)生微小的變形.

    a 振動臺臺面

    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、右橋臺面層的側(cè)向位移(包括峰值和殘余值)隨橋臺高度的分布規(guī)律.總體而言,面層側(cè)向位移沿橋臺高度逐漸增大,基本上呈現(xiàn)線性變化.無論是峰值還是殘余值,左、右兩橋臺的側(cè)向位移基本接近,差值不超過1.5 mm;但右側(cè)橋臺實(shí)際受到的正向峰值地震作用(0.82g)比左側(cè)橋臺的(0.68g)大得多,說明右側(cè)橋臺(加筋間距為左側(cè)橋臺的一半)的抗震性能比左側(cè)橋臺良好.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,說明在振動過程中橋臺頂部的土體有所震松,但總體變形很小,約為橋臺高度的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、右兩橋臺的面層處、加筋土體部位和被支擋土體部位監(jiān)測到的峰值加速度及其放大系數(shù)沿橋臺高度的分布.右橋臺各部位的加速度值一般均大于左橋臺,原因在于右橋臺受到的正向地震作用較大.左側(cè)橋臺的加速度放大系數(shù)一般不小于1.0,而右側(cè)橋臺有多處加速度放大系數(shù)小于1.0. 監(jiān)測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.就總體趨勢而言,側(cè)向土壓力沿橋臺高度逐漸減小,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)橋臺的側(cè)向土壓力值均比左側(cè)橋臺要大得多,其原因可能是右側(cè)橋臺實(shí)際受到的正向地震作用比左側(cè)橋臺大許多.此外,右橋臺加筋較密,對側(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)計時應(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)檎駝邮箻蝾^處的填土松散,導(dǎo)致填土與土壓力計脫空.

    圖14為左、右橋臺承載區(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.至于橋臺最頂部,可能受橋跨結(jié)構(gòu)擺動的影響較大,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、右兩橋臺的豎向土壓力比較接近;如前所述,右側(cè)橋臺受到的正向地震作用比左側(cè)橋臺大很多,說明右側(cè)橋臺的抗震性能比左側(cè)橋臺要好,亦即減小加筋間距能提高GRS橋臺的抗震性能.

    圖14 左、右橋臺承載區(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.這雖然對橋臺結(jié)構(gòu)的抗滑移和抗傾覆穩(wěn)定性有利,但也增加了對橋臺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)筋材位于橋臺底部時,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)筋材分布靠近橋臺頂部時,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)橋臺的加筋間距是右側(cè)橋臺的2倍,但其筋材剛度也接近于右側(cè)橋臺的2倍,則當(dāng)所受正向地震作用相同時,左、右兩側(cè)橋臺的筋材應(yīng)變應(yīng)當(dāng)基本相等;但是右側(cè)橋臺受到的正向地震作用大于左側(cè)橋臺,則右側(cè)橋臺的筋材應(yīng)變應(yīng)當(dāng)大于左側(cè)橋臺,而實(shí)際卻相反(除個別數(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)測到的最大筋材變形不超過0.5%,加上模型施工時引起的靜態(tài)應(yīng)變也不超過2.0%,能滿足GRS-IBS結(jié)構(gòu)設(shè)計時對筋材變形的要求.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)變沿橋臺高度的分布曲線.該曲線顯示,在GRS橋臺結(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

    本文通過振動臺試驗(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(加筋間距是左側(cè)橋臺的一半)受到比左側(cè)橋臺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)橋臺接近,說明減小加筋間距有助于提高GRS橋臺的抗震性能.

    (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)計時,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.

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