近断层地震下小半径曲线桥碰撞响应的振动台试验研究

焦驰宇，刘文勃，桂晓珊，龙佩恒，吴宜峰

(1. 北京建筑大学未来城市设计高精尖创新中心，北京 100044；2. 北京建筑大学工程结构与新材料北京高等学校工程研究中心，北京 100044；3. 同济大学土木工程防灾国家重点实验室，上海 200092；4. 北京建筑大学北京节能减排关键技术协同创新中心，北京 100044；5. 北京国道通公路设计研究院股份有限公司，北京 100053)

近年来，近断层地震动(距离断层破裂面20 km以内的地震动)，因含有永久破裂位移、方向性效应、上盘效应、速度大脉冲、强地震动集中等特点，其对工程结构的影响备受关注。根据是否含有显著的脉冲效应，近断层地震动又可分为近断层脉冲型地震动、近断层非脉冲型地震动。近断层脉冲型地震动，因具有较大的加速度峰值和长周期速度脉冲[1]，往往使结构产生强烈的地震响应，并对长周期结构造成显著破坏。围绕此类问题，国内外学者展开了深入研究：如Somerville 等[2]、贾俊峰等[3]系统性的总结回顾了近断层地震动具有速度幅值大、速度脉冲周期长等特性，并提及周期4 s 以上的长周期结构受此地震动影响较大而产生显著破坏。郭恩、周锡元 [4] 发现当结构进入弹塑性阶段后，近断层脉冲型地震动中的高能量速度脉冲容易引起较大的位移和速度冲击作用。李旭等[5]发现近断层地震动对长周期高层结构抗震以及非线性变形的短周期结构均有较大影响。国内外震害研究表明：近断层速度脉冲容易诱发相邻主梁之间、主梁与桥台之间的碰撞，往往是导致桥梁落梁、垮塌的主要原因。而曲线桥作为典型的非规则桥梁，相比于直线桥在地震作用下受力更为复杂，其震害受近场地震动影响更为显著。

同时，国内外学者对桥梁碰撞问题进行了一系列研究，李忠献等[6]通过对一座两跨简支梁桥进行缩尺振动台碰撞试验，对比了板式橡胶支座及铅芯橡胶支座的隔震性能，同时通过设置碰撞头研究了简支梁桥的相邻梁碰撞规律，并验证了数值模拟中的Kelvin 模型。李忠献等[7]建立了考虑波动效应影响下的Kelvin 碰撞模型，该模型与Hertz 接触理论相等效，通过理论及计算分析给出该模型各个参数的取值范围，为桥梁结构的碰撞响应研究提供了理论基础。Desroches 等[8]通过对多跨桥梁的简化二维模型的参数化分析，提出相邻联的周期比、地震动特征周期是影响桥梁碰撞的最为重要的两个参数。吴璟[9]对仅考虑曲杆沿杆端平动的情况下的曲杆轴心碰撞理论进行研究，其结论表明：曲线桥的邻梁间的碰撞仍可采用Kelvin 模型计算，但应当将其碰撞刚度修正为较短主梁的轴向刚度。Shi 等[10]通过振动台试验，探究主梁-桥台之间非均匀碰撞规律，表明即使桥面是笔直的，平面内的旋转也会产生很大的影响，这些非均匀接触引起的旋转会对桥墩和墩柱框架结构产生明显的残余位移和损坏。何立翔等[11]通过设计了空间多点地震作用下桥梁结构碰撞响应的振动台试验，发现地震动的空间变异性对整个桥梁的影响不能忽视，较大的碰撞力可能对桥梁产生严重破坏。李晰等[12]利用多子台振动台阵系统，完成了大跨度曲线桥的缩尺模型在近断层地震动下的对比试验，发现近断层效应的放大作用对刚度较大的结构或者结构某一个方向更为明显，而且在靠近断层的区域遭受同样的地震作用，曲线梁桥相较于直线梁桥将产生更为严重的破坏。闫磊等[13]进行多维激励地震模拟振动台试验，表明桥墩高度改变会对主梁间碰撞力以及墩底的冲切作用产生影响。李晰等[14]通过分析碰撞效应对山区高墩桥弹塑性响应的影响，发现在进行高墩桥设计时，既要考虑相邻结构动力特性差异，还要考虑碰撞效应的影响。王占飞等[15]在考察上部结构偏心作用对桥墩地震响应的影响时，运用有限元进行非线性动力时程分析，发现在横桥向激励时，随着偏心率的增加，桥墩最大响应位移也增加，偏心率对桥墩响应影响较大。Wieser等[16]通过振动台缩尺试验，研究了曲线桥主梁与桥台之间碰撞对桥梁结构的影响。He 等[17]通过振动台试验观察空间变化对主梁相邻结构碰撞的影响，发现地震的空间特性对主梁碰撞有显著作用。Wieser[18]通过对缩尺钢桥模型进行多点激励下的振动台试验模拟桥台与主梁之间的碰撞效应，发现碰撞能缩短桥梁振动周期，减少主梁位移。孟栋梁等[19]通过1/6 的缩尺振动台试验，探究挡块对桥梁碰撞的影响，研究发现地震响应主要靠结构基频控制，碰撞会改变地震响应的频率分布。李勇等[20]通过振动台试验对比近断层脉冲地震动与远场地震动对结构的响应，得出典型近断层地震动输入下高架连续梁桥动力响应更大。

上述研究表明：场地地震动特性等因素是影响邻近联桥梁碰撞效应的主要外部原因，结构参数变化是邻近联桥梁碰撞的主要内部原因，而现有研究大多针对直线桥采用数值模拟方法展开。鲜有针对近场地震动，特别是近场脉冲型地震作用下小半径曲线桥的振动台试验研究，特别缺乏邻联周期比、独柱墩的偏心效应等影响小半径曲线桥地震损伤关键要素的相关研究。因而如何以振动台试验为基础，分析现有曲线桥在地震下的非均匀碰撞特征，成为亟待解决的关键科学问题。

基于此，本文以某25+25×2 的两联三跨R=75 m的小半径曲线桥为研究对象，开展了1/25 的缩尺比振动台模型试验：通过设置多个不同相邻联周期比的工况，对比分析了近断层地震输入下相邻联碰撞对曲线桥主梁及墩柱的动力响应规律；通过设置4 个独柱墩偏心工况，分析了偏心效应对曲线桥的地震碰撞损伤规律。本项目的研究成果将为考虑碰撞的曲线桥的抗震设计理论提供科学基础。

1 振动台试验设计

1.1 试验模型设计

基于实际工程中的两联曲线桥梁，本文对小半径曲线桥进行了缩尺并开展了碰撞试验。根据周颖、吕西林[21]提供的方法，确定了相似比参数，如表1 所示，依据这些参数设计了试验模型，其主要物理参数表2 所示。与文献[6, 22]等开展的同类桥梁振动台试验相比，本文选取的试验模型相似比参数基本适宜，能在一定程度上反映小半径曲线桥地震碰撞效应的典型特征。

两联试验桥梁模型分别为曲率半径为3 m，左联弧长为1 m 的简支梁桥，以及右联弧长为1 m+1 m的连续梁桥。主梁截面经换算后采用实腹式矩形截面，宽400 mm，厚30 mm。下部结构1 号、2 号、4 号墩为双柱墩(直径Ф=15 mm，厚度t=5 mm)，墩顶采取支座连接，3 号墩为独柱墩(直径Ф=20 mm，厚度t=5 mm)，墩顶采用锚栓固结。本次试验不考虑桩土相互作用，墩底均采用固结。模型主要物理参数见表1 和表2，试验模型图见图1～图5。

表1 试验模型理论相似比Table1 Theoretical similarity ratio of test model

表2 试验模型主要物理参数Table2 Main physical parameters of test model

图1 试验模型平面图/mm Fig.1 Plan view of test model

图2 实际模型摆放位置Fig.2 3D view of test model layout

图3 墩柱截面图/mm Fig.3 Pier section

图4 主梁截面图/mm Fig.4 Beam section

1.2 传感器布置

试验中需要采集碰撞力、加速度、位移、应变等数据。试验在伸缩缝处安装3 个CH-4000 轮辐式测力传感器用以测定碰撞力。加速度采用BZ1101 型超小型压电加速度计，安装23 个加速度计，编号为A1～A23，分别安装在桥面板、盖梁以及振动台台面上，分别测量各点的三向加速度。采用多点视频动静态位移检测系统进行位移观测，共计安装18 个靶标，编号为D1～D18，分别测定地震动作用下碰撞端处左右两联桥面内、外侧的切向及径向位移以及振动台输入地震动下的绝对位移。在2 号双柱墩、3 号独柱墩，墩顶、墩底处沿着径向内外侧、切向内外侧布置轴向应变片，测量不同工况下的墩顶、墩底应力变化，采集器的具体安装位置见图6～图7。

图5 试验模型立面图/mm Fig.5 Elevation view of test model

图6 传感器俯视布置图Fig.6 The plan view of Sensor layout

图7 传感器正视布置Fig.7 Elevation view of sensor layout

1.3 试验加载

1.3.1 地震动参数

由于原桥处于Ⅲ级场地，烈度8 级，加速度峰值为0.20 g，为对比特选取Chi-Chi 近断层脉冲地震记录(脉冲周期约为0.45 s)、Chi-Chi 近断层非脉冲地震记录、Northridge 远场地震记录(见表3)。为激起结构产生足够大的响应，将地震波加速度峰值调至0.40 g，同时对地震记录时间按1/5 比例进行压缩。试验地震记录时程曲线见图8。

1.3.2 试验工况

1)相邻联周期比对小半径曲线桥碰撞响应的影响

因模型桥的右联为连续梁，中间墩为墩梁固结体系，因而本次试验通过改变3 号独柱墩的有效长度来改变相邻联的周期比，原3 号墩有效长度为664 mm，通过采取钢垫板固定的形式，按照10 cm 间隔对墩高进行减小，进而改变该连续联与相邻简支联之间的周期比。因受到力传感器量程的制约，考虑到相邻周期比差异会加剧碰撞的现象，试验中选取伸缩缝间距为4 mm 开展碰撞试验研究。同时，预实验研究表明，对曲线桥最大的碰撞力发生在与振动台X 轴夹角为169°的方向上，X 轴方向如图1 所示。在此方向上输入前述三类地震波的双方向分量。试验工况见表4。

表3 输入地震动具体信息Table3 Detailed information of input ground motions

图8 试验地震记录时程曲线Fig.8 Earthquake record time history curves

2)独柱墩横向偏心对小半径曲线桥碰撞响应研究

本次试验采取改变独柱墩的偏心位置来实现桥面的扭转效应，以中心位置处为基准，将3#独柱墩分别沿桥面板径向，向内、外侧分别偏移10 cm及5 cm，分析此类四个工况与前述地震输入方向、伸缩缝间距均相同时，结构地震碰撞响应，并与不偏心时的地震碰撞响应进行对比研究，探讨其地震动规律。试验工况见表5。

2 试验结果分析

2.1 相邻联周期比对小半径曲线桥动力特性影响分析

为探究相邻联间周期比对小半径曲线桥碰撞响应的影响，通过改变第二联独柱墩的有效长度，采取预制钢垫板从墩底自下而上锚固的形式(如图9 所示)。其中，原结构初始墩高h0=664 mm，原结构周期比为T0=T左/T右=1.8。改变后墩高及周期比分别为h1=564 mm，T1=2.0；h2=464 mm，T2=2.6；h3=364 mm，T3=2.8；h4=264 mm，T4=3.8。

表4 相邻联周期比加载工况Table4 Load cases of different period ratios of adjacent girders

表5 独柱墩偏心效应加载工况Table5 Eccentricity effect of single-column pier

图9 独柱墩不同墩高效果 /mm Fig.9 Different heights of single-column piers

2.1.1 碰撞力分析

图10 及图11 给出了在不同地震记录下，曲线连续梁碰撞端不同位置，如内侧F1、中间F2、外侧F3 处碰撞力的时程曲线。

图10 近断层脉冲地震下梁端碰撞力Fig.10 Collision force under near-fault pulse earthquakes

图11 近断层非脉冲地震下梁端碰撞力Fig.11 Collision force under near-fault non-pulse earthquakes

由图10 及图11 可以看出：在近断层脉冲地震动下，随着相邻联周期比的增加，相邻联碰撞力先增大后减小，碰撞次数逐渐减小；而近断层非脉冲地震动下，随着相邻联周期比的增加，相邻联碰撞力逐渐增大，碰撞次数逐渐增大。说明对于同样的结构布置形式，不同地震激励形式，所造成的相邻联周期比对相邻梁地震碰撞反应规律有显著不同，需要区别对待。

此外，对于小半径曲线梁桥，F1、F2、F3 处都存在碰撞力，说明在地震作用下，碰撞发生于整个伸缩缝处，基本为面-面接触。但可以看出F1>F2>F3，地震下曲线桥呈现内侧碰撞力明显大于外侧的碰撞力的非均匀碰撞现象。

进一步分析，就近断层脉冲地震动变化规律而言，随着独柱墩有效长度的减小，全桥整体刚度增加，进而，由于右联(连续梁)自振周期的减小，导致相邻联周期比在逐渐增大的过程中，表现为首先是周期比差异导致的相邻联运动异步性起主导作用，从而加剧了碰撞响应；但当右联的自身周期降低到一定幅度时，由于右联结构刚度显著增大，近断层脉冲地震动下并不足以激起右联主梁较大的自由运动位移，从而避免了碰撞效应的产生；而对于近断层非脉冲地震动，结构的异步差异起明显的控制作用，碰撞效应明显，碰撞次数逐渐增多，碰撞力也逐渐增加。这一点与文献[23]中的碰撞响应规律基本吻合。

2.1.2 碰撞面端部位移分析

为方便分析主梁在地震下各个位置处受力及运动规律，将伸缩缝位置处的左右联碰撞面端点分别标注为J1、J2、J3、J4，如图12 所示。

图12 主梁碰撞点分析示意图Fig.12 Collision point of main girder

以垂直于伸缩缝方向为切向，以垂直于切线方向为径向，选取位移绝对值最大为最大值，经试验处理得各点在振动下邻联相对位移峰值。如图13～图15 所示。

分析试验结果，可以发现：近断层脉冲地震动下，随着周期比的增大，切向和径向位移先增大后减小的特点，与碰撞力的变化规律相符合，证明主梁的位移变化受碰撞效应的影响，且与纵向碰撞力呈正相关性，碰撞力越大碰撞效应越明显，主梁的位移变化越显著，最明显的表现为在周期比为t3时，碰撞力最大，位移也最大。同样的规律也适合非脉冲地震，碰撞力对位移变化起显著作用。

同时可以看出：在三种地震动下各点位移变化趋势存在较大差异，大多数情况下J2、J4 作为碰撞端外侧，相比于内侧的J1、J3 点在切向和径向位移值均较大，内外侧的位移偏差表明碰撞面发生撞击时的非共轴碰撞的现象，同时也表明横向移位或与挡块的碰撞更可能出现在曲线桥外侧。

图13 近断层脉冲型地震动下梁端位移Fig.13 Relative displacement between two girders excited by near-fault pulse ground motions

图14 近断层非脉冲型地震动下梁端位移Fig.14 Relative displacement between two girders excited by near-fault non-pulse ground motions

图15 远场地震动下梁端位移Fig.15 Relative displacement between two girders excited by far-field ground motions

2.1.3 主梁扭转分析

结合小半径曲线桥自身受力特性及以往学者研究发现，小半径曲线桥在地震力作用下主梁往往存在平面内扭转现象。本次试验模型采取弹性模量较大的钢材，选取碰撞面处的两个端点间的扭转角度即可表示整片主梁的扭转情况，如图16。

图16 主梁扭转示意图Fig.16 Torsion motion of whole girder profile

本节探讨碰撞效应随着相邻联周期比的变化对左、右两联主梁扭转的影响，定义扭转角为θ，梁宽为l，具体计算公式如下：

其中，由于因扭转角度较小，扭转角度可以近似为正弦值。将各工况下的左右联随相邻联周期比差异下主梁的扭转角度变化趋势绘制如下图17～图19所示，图中横坐标J1J2 代表左联扭转程度，J3J4代表右联扭转程度。

图17 近断层脉冲型地震动下扭转角度Fig.17 Rotation movement by near-fault pulse ground motions

图18 近断层非脉冲型地震动下扭转角度Fig.18 Rotation movement by near-fault non-pulse ground motions

图19 远场地震动下扭转角度Fig.19 Rotation movement by far-field ground motions

从图17～图19 可以看出，各个工况下左联(简支梁)的扭转程度均大于右联(连续梁)，同时随着相邻联周期比的增大，右联扭转角度的变化规律不明显，而左联的扭转程度均表现为先增大后减小，扭转峰值根据不同地震动出现在不同的周期比条件下。同时可以发现，右联的扭转角度基本处于0～0.05，整体上呈现出比较稳定的趋势，而左联由于地震波以及结构自身周期的改变，其扭转角度呈现出较大变化，在脉冲地震下，其扭转角分布在0～0.20，非脉冲地震下，扭转角度分布在0.025～0.125，远场地震动下，扭转角度分布在0.05～0.125，左联的扭转角度呈现出较大的变化幅度。

结合以上分析：右联由于其结构形式为含有固定墩的两跨连续梁，故受约束主梁整体平面抗扭刚度均大于左联的单跨简支梁。在地震作用下，曲线桥的扭转可能由于地震激励下的自由振动引起，也可能由于碰撞引发加剧。其原因可解释为：由于左联为简支梁，不均匀碰撞发生时，其平面扭转呈现不规律性，随着相邻周期比的加大，其扭转规律复杂。右联由于自身墩柱刚度增加，进而结构的抗扭刚度也在增加，自身周期逐渐变小，虽然碰撞力显著增加，但是非均匀碰撞效应并不显著增加，进而结构扭转效应不突出。

2.1.4 墩梁相对位移分析

受墩柱放大效应影响，地震动作用下上部主梁与下部墩柱的受力响应不同。本小节主要分析随着相邻联周期比的变化，不同地震动下小半径曲线桥墩梁相对位移的变化规律，从而判定碰撞响应引发落梁的可能性。

在进行试验数据分析时，为了区分墩梁顺桥向相对位移状态，同样先拟定墩、梁绝对位移向右为正方向，对于右联当主梁位移小于墩顶位移时为接近状态，当主梁位移大于墩顶位移时为远离状态，左联则相反。左右联各自取其接近和远离方向上的最大值，绘制图20～图22 所示。

随着相邻联周期比的增大，近断层脉冲地震动下受碰撞效应的影响，主梁位移表现为先增大后减小，图20 所示墩梁相接近同样表现为先增大后减小，墩梁相对远离位移随之增大，落梁发生的概率增加，符合上文中碰撞力的变化规律。同时近断层非脉冲与远场地震动下的墩梁相对远离位移响应也符合碰撞力效应带来的位移规律。

图20 近断层脉冲型地震动下墩梁相对位移Fig.20 Relative displacement state between pier and girder under near-fault pulse ground motions

图21 近断层非脉冲型地震动下墩梁相对位移Fig.21 Relative displacement state between pier and girder by near-fault non-pulse ground motions

图22 远场地震动下墩梁相对位移Fig.22 Relative displacement state between pier and girder by far-field ground motions

2.2 独柱墩横向偏心对小半径曲线桥动力响应影响

在曲线桥梁设计时，由于曲线桥自身特点，曲线内侧和外侧重量存在较大差异，极易引发主梁扭矩过大不利于承载力设计，同时也易于发生结构倾覆。为避免上述现象，通常将曲线梁的独柱支承点设置在横桥向外偏于主梁中心线处，此时有利于防止结构倾覆现象的发生。但是，当地震发生时，此种设计会使结构整体质心与主梁刚度中心不重合，外部激励下极易发生扭转，因而其对地震情况下桥梁结构响应的影响还不确定，在此利用试验进行分析探讨。

本实验采用预制拼装的方式，沿着桥面板半径的方向，由内向外每5 cm 设置一道偏心，墩顶、底分别采用螺栓与桥面板、墩底锚固钢板锚固的形式，见图23 所示。本节中简单表示为−10 cm，−5 cm，0 cm，+5 cm，+10 cm，其中“−”表示向内偏心，“+”表示向外偏心，“0”表示桥墩在主梁切向中心线处，无偏心。

图23 独柱墩不同横向偏心效果示意图Fig.23 Different heights of single-column piers

2.2.1 碰撞力分析

对比了不同地震动条件下，受独柱墩不同横向偏心效应影响的主梁碰撞力响应规律。

由图24～图25 可以看出：在近断层脉冲地震动下，随着独柱墩向内侧偏移，碰撞峰值先有小幅度增大后减小，碰撞次数虽然有所增加但各次的碰撞力趋于均匀化，当独柱墩偏心逐渐向外偏移时表现为碰撞力峰值增大，碰撞次数先减小后增大，即在+10 cm 位置处，桥梁结构的碰撞响应较为显著。在非脉冲地震动下，随着独柱墩向内侧偏移，数值峰值同样先小幅度增大后减小的趋势，向外偏移时表现为碰撞力峰值增大，但整体数值都小于脉冲下碰撞力。且在最内侧−10 cm时，在两种地震动下都渐渐呈现出碰撞力趋于均匀化的趋势，说明在特定地震波条件下适当的内偏心可能会减弱非均匀碰撞效果。

2.2.2 碰撞面端部位移分析

结合上文，同样选取碰撞端J1～J4 四个点，进行不同偏心距下的碰撞端主梁位移变化分析，其中切向选取上文中的左、右联均向右运动为正方向，径向选取指向半径方向为正方向，经试验处理得各地震动下邻联相对位移峰值。如图26～图28 所示。

图24 近断层脉冲地震动下不同偏心距碰撞力对比图Fig.24 Comparison of pounding forces with different eccentricities under near-fault pulse ground motions

图25 近断层非脉冲地震动碰撞力对比图Fig.25 Comparison of pounding forces with different eccentricities under near-fault non-pulse ground motions

图26 近断层脉冲型地震动碰撞端最大位移Fig.26 Maximum relative displacement between two girders excited by near-fault pulse ground motions

图27 近断层非脉冲型地震动碰撞端最大位移Fig.27 Maximum relative displacement between two girders excited by near-fault non-pulse ground motions

图28 远场地震动碰撞端最大位移Fig.28 Maximum relative displacement between two girders excited by far-field ground motions

由图26～图28 可以看出：随着独柱墩沿着半径方向由内向外偏心位置的变化，各地震动下4 个碰撞端点位移基本表现为先减小后增大的趋势，且右联J3、J4 较左联J1、J2 的变化趋势更为明显；对比各个地震动下的径向和切向位移，各工况下径向的位移的变化量近似为切向的2 倍，说明由于右联受独柱墩偏心效应的影响，当偏心距较大时，由于独柱墩与主梁的固结形式，使得支座对其的支撑作用减弱，其自振作用下的主振型不再表现为顺桥向运动，而是以桥面横向及扭转运动为其主要运动形式，故此时碰撞不再表现为碰撞面间的轴向碰撞，而是由右联桥面扭转起主导作用，碰撞表现形式为右联扭转造成该联的径向和切向位移过大，进而与自由运动的左联发生碰撞，桥梁结构整体受力形式更为复杂。

本文中独柱墩无论是向内还是向外偏心，在地震力作用下均会导致右联切向和径向的位移增加。因而当曲线匝道桥独柱墩需设置偏心时，应在其横向设置防撞挡块及联间缓冲装置，防止其在动力作用下径向偏移量较大导致横向的错位及撞击破坏。

2.2.3 主梁扭转分析

与上节相同，经计算将各工况下的左右联随偏心距变化的主梁扭转角度变化趋势绘制如图29～图31 所示，图中横坐标J1J2 代表左联扭转程度，J3J4 代表右联扭转程度。

图29 近断层脉冲型地震动梁端扭转角Fig.29 Rotation by near-fault pulse ground motions

图30 近断层非脉冲型地震动梁端扭转角Fig.30 Rotation by near-fault non-pulse grounds

图31 远场地震动梁端扭转角Fig.31 Rotation by far-field ground motions

结合图29～图31 分析，在各个地震动作用下，右联的扭转程度均明显高于左联，说明质心与刚度中心的不统一显著加剧了梁端的自由振动扭转和碰撞扭转，扭转效应表现为近断层脉冲地震动>近断层非脉冲地震动>远场地震动，表明速度大脉冲效应加剧结构的地震响应，同时随着自内而外偏心位置的变化，扭转程度先减小后增大，不发生偏心时为最小值。

2.2.4 墩梁相对位移分析

与上节类似，本小节主要分析随着偏心距的变化，不同地震动下小半径曲线桥墩梁相对位移的变化规律，从而判定碰撞响应引发落梁的概率。左右联各自取其接近和远离方向上的最大值，如图32～图34 所示。

图32 近断层脉冲地震动下墩梁径向相对位移Fig.32 Radial relative displacement of pier beam excited by near-fault pulse ground motions

图33 近断层非脉冲地震动下墩梁径向相对位移Fig.33 Radial relative displacement of pier beam excited by near-fault non-pulse ground motions

图34 远场地震动下墩梁径向相对位移Fig.34 Radial relative displacement of pier beam excited by far-field ground motions

由图32～图34 可以看出，在偏心作用下，左联主梁径向位移受碰撞力的影响而变化，右联主梁因本身结构的受力特性，在地震力作用下其扭转程度更为显著，从而引发对左联的纵向点-面碰撞、横向错位碰撞，造成两联较大的径向相对位移。这可能会引起该联支座在横桥向的位移值超限而出现破坏，从而引发与横向挡块的碰撞作用甚至是落梁现象。因此对于该联的支座应加大抗剪能力，防止地震作用下支座位移超限后引发的灾害。

3 结论

国内外研究中缺乏针对近断层地震动下小半径曲线桥相邻联碰撞的振动台试验研究，基于此，本文以某25+25×2 的两联三跨曲率半径为75 m，宽10 m 的小半径曲线桥为研究背景，开展了近断层地震动下的振动台试验研究。通过研究得到以下结论：

(1)碰撞导致相邻主梁间的相对位移、墩梁间(接近)的相对位移减小；墩梁间(远离)的相对位移、主梁扭转角度增加，进一步增大了相邻主梁横向摩擦碰撞及主梁侧向与挡块碰撞的可能性。

(2)受地震动频谱特性的影响，相邻联周期比在不同的地震动下结构的碰撞响应不同，近断层脉冲地震下随着周期比的增大，碰撞效应先增加后减小，在近断层非脉冲地震动下则表现为逐渐增大。

(3)曲线连续梁桥独柱墩的偏心效应对于结构本身影响较大，偏心使得结构质量中心与扭转刚度中心不重合，扭转程度加大，横向错位明显，主梁端部受扭转及横向移动的影响更易发生复杂碰撞现象，加剧了主梁局部损坏的可能性，也对支座的限位提出更高的要求。

(4)在进行小半径曲线梁桥抗震设计时，要根据桥梁具体情况选择合适墩高，保证合理的相邻联周期比，同时，适当进行一定的偏心设计，并通过校核验算减少桥梁的非均匀碰撞现象以及降低碰撞力的大小，保证桥梁安全。