獨(dú)柱雙層高架橋墩模型振動臺試驗(yàn)研究

獨(dú)柱雙層高架橋墩模型振動臺試驗(yàn)研究

1結(jié)構(gòu)動力特性和地震反應(yīng)隨著我國城市化進(jìn)程的加快，大城市和中心區(qū)的交通擁堵問題日益突出。獨(dú)柱雙層高架橋因其占地少、方便立體交叉和互通布置,成為城市地上立體交通發(fā)展的有利橋型。在1989年10月17日發(fā)生的美國LomaPrieta地震中,位于高速公路880號線Cypress雙柱框架雙層高架橋有一段800m長的上層橋面因橋墩斷裂塌落在下層橋面上,上層框架完全毀壞。研究表明:該橋的倒塌主要是由于設(shè)計規(guī)范和抗震措施的不完善導(dǎo)致局部薄弱部位的破壞引起的。國內(nèi)同濟(jì)大學(xué)對上海市共和新路框架雙層高架橋模型開展了擬動力試驗(yàn)和數(shù)值分析研究,結(jié)果表明:合理采用能力設(shè)計原則進(jìn)行抗震設(shè)計的雙層高架橋具有較好的抗震性能。文獻(xiàn)就獨(dú)柱高墩梁橋墩身高階振形對結(jié)構(gòu)動力特性和地震反應(yīng)的影響進(jìn)行了理論探索,表明墩頂主梁和墩身兩者的質(zhì)量比是決定獨(dú)柱高墩梁橋水平向主導(dǎo)振型的關(guān)鍵因素,墩身質(zhì)量相對越大,高階振型對結(jié)構(gòu)動力特性和地震反應(yīng)的影響比重也越大。上海閔浦二橋引橋?yàn)楠?dú)柱雙層橋梁,上層為城市公路交通,下層為城市輕軌交通,獨(dú)立墩柱最高達(dá)38m,屬非規(guī)則橋梁,其抗震設(shè)計已超出現(xiàn)行相關(guān)工程抗震設(shè)計規(guī)范規(guī)定的規(guī)則橋梁范籌。閔浦二橋引橋獨(dú)墩高度大、墩身中上部布置有較大集中質(zhì)量、結(jié)構(gòu)構(gòu)造復(fù)雜,國內(nèi)外對這種橋梁的動力特性、地震反應(yīng)規(guī)律以及抗震設(shè)計要點(diǎn)研究和認(rèn)識不足,有待進(jìn)行深入的試驗(yàn)研究和理論分析。以閔浦二橋引橋最高墩柱(38m)和最大主梁跨徑(40m)的結(jié)構(gòu)單元為原形,成功制作1/13縮尺比簡化模型,進(jìn)行振動臺試驗(yàn)。對模型結(jié)構(gòu)動力特性進(jìn)行了測試,數(shù)值模擬與實(shí)測數(shù)據(jù)符合較好。分析表明:結(jié)構(gòu)在縱向和橫向?qū)?yīng)階振型形狀相似、振型順序相同;獨(dú)柱雙層高架橋上層公路梁集中大質(zhì)量和下層軌道交通梁集中大質(zhì)量分別在水平方向的基本和第2階振型中對應(yīng)絕對最大振型坐標(biāo)值,僅采用基本振型不足以表征這類結(jié)構(gòu)的主要動力特性;考慮下層列車活載對結(jié)構(gòu)水平向高階振型頻率有明顯影響,但對1階自振頻率和各階振形形狀影響較小,且不會改變振型順序;墩柱截面開裂會明顯降低結(jié)構(gòu)自振頻率,但對結(jié)構(gòu)振型形狀和振型順序影響不大;在偏低的激勵強(qiáng)度和振型幅值條件下進(jìn)行動力特性測試,結(jié)構(gòu)經(jīng)歷地震后的真實(shí)損傷狀況無法得到準(zhǔn)確反映。2模型設(shè)計2.1模型型能參數(shù)限制根據(jù)結(jié)構(gòu)動力試驗(yàn)的相似條件,并考慮同濟(jì)大學(xué)土木工程防災(zāi)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室振動臺性能參數(shù)的限制,推導(dǎo)了模型和原型之間的相似關(guān)系表達(dá)式,計算出本試驗(yàn)中的相似常數(shù),主要相似常數(shù)見表1。2.2試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷慕⒏鶕?jù)閔浦二橋引橋設(shè)計布置情況和抗震性能研究重點(diǎn)安排,本次振動臺試驗(yàn)選取其中一個雙層獨(dú)柱式高架橋結(jié)構(gòu)單元(含38m高空心薄壁變截面獨(dú)立墩柱、墩頂蓋梁、墩身挑梁、1跨40m雙層簡支梁恒載和1跨下層單線列車活載)作為原型,布置見圖1(a)。試驗(yàn)以原型為基準(zhǔn),嚴(yán)格按照相似理論設(shè)計制作模型墩柱,盡量保證其幾何、物理性質(zhì)的相似性,模型結(jié)構(gòu)布置見圖1(b)。由于試驗(yàn)加載條件的限制,對原型上層公路梁、墩頂蓋梁、下層軌道交通梁、列車等均采用鋼質(zhì)量塊進(jìn)行簡化模擬,模擬質(zhì)量大小分別為6.86、1.65、5.42和1.42t。原型墩頂蓋梁和墩身挑梁在模型中簡化為上、下兩層加載平臺,并補(bǔ)充以相應(yīng)的配重。根據(jù)模型質(zhì)量相似關(guān)系,模型墩身需附加分布配重。鑒于模型墩柱截面尺寸較小,配重難以實(shí)現(xiàn)且可能對墩柱截面特性和阻尼造成顯著影響,因此決定利用虛功原理、基于模型結(jié)構(gòu)基本振型形狀將墩身分布配重凝聚到下層加載平臺上方列車模擬質(zhì)量塊質(zhì)心位置,得到等效集中質(zhì)量重1.19t,與軌道梁模擬質(zhì)量塊一起固結(jié)在模型下層加載平臺上。原型中上層40m跨徑公路簡支梁通過板式橡膠支座支承在墩頂蓋梁上,模型中采用縮尺板式橡膠支座來連接公路梁模擬質(zhì)量塊和墩頂加載平臺;原型中下層軌道交通梁通過盆式橡膠支座支承在墩身橫向挑梁上,模型中軌道梁模擬質(zhì)量塊和下層加載平臺固結(jié)。按照相關(guān)規(guī)范,縱向輸入地震動時,不考慮列車活載質(zhì)量參與振動;橫向輸入地震時,考慮單線列車活載質(zhì)量,在模型中用鋼質(zhì)量塊模擬,與軌道梁模擬質(zhì)量塊相結(jié)合,固結(jié)于下層加載平臺。原型橋梁采用埋置式承臺樁基礎(chǔ)。因試驗(yàn)條件所限,同時考慮到埋置式承臺樁基礎(chǔ)剛度較大,因此模型試驗(yàn)中近似按墩底固結(jié)來模擬:在模型墩柱底部設(shè)置了帶圓孔的鋼筋混凝土底座(重1.16t),見圖1(b),底座通過高強(qiáng)螺栓與振動臺臺面固結(jié)。模型安裝、配重完畢后試驗(yàn)總質(zhì)量(含底座質(zhì)量)為18.72t。模型墩柱采用自密實(shí)細(xì)石混凝土和鍍鋅鋼絲制作,與原型墩柱材料的物理力學(xué)性質(zhì)基本一致。2.3墩身加速度和位移根據(jù)本次振動臺試驗(yàn)的研究目的,確定試驗(yàn)的主要測試內(nèi)容為模型結(jié)構(gòu)集中質(zhì)量、振動臺臺面及其它選定墩柱截面處的加速度和位移,參考測試項目為墩身底部區(qū)段的縱向鋼筋應(yīng)變;上述測試項目分別采用拉線式位移計、壓電加速度傳感器和電阻應(yīng)變片進(jìn)行量測。沿墩身共布置了11個加速度測試位,每個測試位同時安排縱、橫兩向的加速度計;沿墩身共布置5個位移測試位,每個測試位同時安排縱、橫兩向的位移計。2.4試驗(yàn)輸入地震波動力特性試驗(yàn)采用輸入單向白噪聲激勵的方法,所用白噪聲峰值加速度PGA為0.04g,圖2為其加速度時程和功率譜曲線示例,覆蓋頻段范圍為0.1～50Hz。動力特性測試工況的命名原則如下:工況名:Modal-L。命名規(guī)則:Modal——表模態(tài)測試工況;L——表白噪聲輸入方向,縱向和橫向分別標(biāo)示為“L”和“T”。動力測試工況明細(xì)和現(xiàn)場執(zhí)行程序見表2。模擬地震實(shí)驗(yàn)采用兩條地震波作為基準(zhǔn)波形,調(diào)幅生成多條試驗(yàn)輸入地震波。一條基準(zhǔn)波:Wave波為根據(jù)實(shí)橋場地條件和規(guī)范反應(yīng)譜擬合的人工地震波,其超越概率為50a3%,峰值加速度PGA=1.7m/s2(0.18g),持時47s;另一條基準(zhǔn)波:Loma波為1989年10月18日在美國LOMAPRIETA地區(qū)FOSTER市Apeel-1站點(diǎn)00方向記錄得到的實(shí)測地震動時程記錄,站點(diǎn)處場地條件與實(shí)橋橋址處接近,場地土剪波速為116.40m/s,其峰值加速度PGA=2.63m/s2(0.27g),持時60s。兩條基準(zhǔn)波的時程曲線見圖3,兩條基準(zhǔn)波峰值加速度均調(diào)幅為PGA-0.18g時對應(yīng)的加速度反應(yīng)譜曲線見圖4。將上述基準(zhǔn)地震波峰值加速度進(jìn)行分級調(diào)幅,并按模型時間相似常數(shù)進(jìn)行時間步壓縮,得到一系列模擬地震試驗(yàn)工況所需的地震波。試驗(yàn)中,激勵方向分別為縱向和橫向單獨(dú)激勵。模擬地震振動臺試驗(yàn)工況的命名原則如下(以縱向輸入峰值加速度為0.18g的調(diào)幅Wave波工況為例):工況名:Wave-1.00-L命名規(guī)則:Wave——表基準(zhǔn)波是“Wave”波,或是“Loma”波;1.00——表輸入地震波峰值加速度為1部基準(zhǔn)波峰值加速度;L——表地震波輸入方向,縱向和橫向分別標(biāo)示為“L”和“T”。試驗(yàn)工況明細(xì)和執(zhí)行程序上述工況明細(xì)和現(xiàn)場執(zhí)行程序如表3。3對動態(tài)特性的研究3.1單墩柱自振頻率分析進(jìn)行白噪聲掃描,可測得振動臺臺面輸入加速度時程和模型結(jié)構(gòu)各加速度測點(diǎn)反應(yīng)時程數(shù)據(jù),然后利用振動臺試驗(yàn)系統(tǒng)自帶的數(shù)據(jù)采集分析系統(tǒng),獲得各測點(diǎn)加速度反應(yīng)相對于振動臺臺面輸入加速度時程在各離散頻率點(diǎn)處的傳遞函數(shù)(為復(fù)數(shù)形式),再根據(jù)傳遞函數(shù)虛部的圖形就可以進(jìn)行結(jié)構(gòu)自振頻率識別,采用半功率法還可以估計振型阻尼比。表4列出了模型結(jié)構(gòu)在彈性狀態(tài)(截面完整未開裂)下縱向和橫向前幾階自振頻率、振型阻尼識別值和有限元計算值。表4中,“計算值a”為根據(jù)原型結(jié)構(gòu)設(shè)計參數(shù)進(jìn)行有限元建模(考慮單墩柱及其所負(fù)載的一跨上層公路梁質(zhì)量和一跨下層軌道梁質(zhì)量,橫向工況考慮到列車質(zhì)量)分析得到其自振頻率后,按照表1所列頻率相似常數(shù)計算得到的模型結(jié)構(gòu)自振頻率值,而“計算值b”為根據(jù)模型結(jié)構(gòu)實(shí)測幾何、物理參數(shù)進(jìn)行有限元建模分析得到的自振頻率值,“識別值c”為根據(jù)模型基底輸入白噪聲和結(jié)構(gòu)輸出加速度反應(yīng)進(jìn)行模態(tài)識別得到的自振頻率實(shí)測值。由表4可見,就縱向和橫向前2階自振頻率而言,a、b和c均較為接近,而后續(xù)地震激勵工況表明模型地震反應(yīng)主要取決于這前2階振型,這就驗(yàn)證了模型的設(shè)計與制作能夠較好地符合相似關(guān)系,原型和模型結(jié)構(gòu)有限元分析結(jié)果較為可靠。就縱向和橫向第3、4、5階振型而言a和b、c差異明顯,這一方面反映了模型的質(zhì)量分布、構(gòu)造形式與原型的差異:如前述,因構(gòu)造上的困難對模型墩身分布配重質(zhì)量所做的集中質(zhì)量等效只是基于結(jié)構(gòu)基本振型實(shí)施的,不可避免帶來模型和原型在高階振動特性上的差異;原型墩頂蓋梁和墩身挑梁支承縱向主梁梁端的連接方式用模型上層和下層加載平臺支承鋼質(zhì)量塊的方式模擬,也必然會帶來模型相似性上的誤差;此外,模型縱向和橫向第3、4、5階自振頻率值b、c相互接近,這驗(yàn)證了模型結(jié)構(gòu)有限元分析的正確性。需要指出的是,有限元分析表明,模型結(jié)構(gòu)縱向第3階振型的質(zhì)量參與系數(shù)(0.007)很小,因而在模型基礎(chǔ)縱向輸入白噪聲進(jìn)行動力特性測試時該階振型未能有效激勵,因而難以清晰識別。表4中,在墩柱截面完好的情況下,模型縱向和橫向基本振型阻尼比分別接近5%和4%,與混凝土結(jié)構(gòu)常用阻尼比值相符;之后振型阻尼比隨著振型階數(shù)升高有降低的趨勢,但這一趨勢在后續(xù)開裂結(jié)構(gòu)的模態(tài)分析中未能獲得很好的一致性驗(yàn)證。3.2高墩結(jié)構(gòu)動力特性按照模型動力特性試驗(yàn)工況順序,表5、表6列出了模型結(jié)構(gòu)縱向前1、2、4階自振頻率和阻尼比識別值以及后次工況識別值與前次工況識別值的比值;表7、表8列出了模型結(jié)構(gòu)橫向前1、2、3階自振頻率和阻尼比識別值以及后次工況識別值與前次工況識別值的比值。從表5和表6中可以看出:1)工況1和工況9均是在模型未加載列車活載模擬質(zhì)量、墩柱截面保持完整未開裂條件下進(jìn)行的,后者與前者之間經(jīng)歷了模擬地震激勵工況3～工況8。工況9和工況1相比,自振頻率微有降低,阻尼比有所變化但規(guī)律不明顯,可見在完好、彈性狀態(tài)下經(jīng)歷地震激勵對結(jié)構(gòu)動力性能影響很小。2)工況9和工況11也都在墩柱完整未開裂條件下進(jìn)行,但工況11相比工況9增加了列車活載模擬質(zhì)量(大小為1.42t,相對于墩頂主梁模擬質(zhì)量6.86t和墩中軌道梁模擬質(zhì)量5.42t較小,添加在下層加載平臺上),這一質(zhì)量改變對模型結(jié)構(gòu)縱向基本自振頻率幾乎沒有影響,而使得第2、4階頻率均有所降低,反映出獨(dú)柱雙層高墩梁橋的一個顯著動力學(xué)性質(zhì):結(jié)構(gòu)水平向高階自振頻率對墩身中上部集中質(zhì)量改變較為敏感,這一規(guī)律在后續(xù)的模型結(jié)構(gòu)橫向自振特性研究中進(jìn)一步得到了驗(yàn)證。工況11相比工況9振型阻尼比變化不明顯。3)工況11和工況19均有列車模擬質(zhì)量,區(qū)別在于前者墩身截面完好,后者墩身由于經(jīng)歷了工況12～工況18中較高強(qiáng)度地震作用(實(shí)測最高峰值加速度為0.6524g)而開裂、截面抗彎剛度削弱。反映在動力特性上,工況19與工況11相比,考察的各階自振頻率均明顯降低,各階阻尼比均明顯提高。4)在墩柱截面開裂后,工況19和工況31間經(jīng)歷了多個模擬地震激勵工況(實(shí)測最高地震峰值加速度達(dá)到0.9430g),其間墩身裂縫數(shù)量和規(guī)模都有明顯擴(kuò)增,但墩柱底部和墩身截面突變位置均未進(jìn)入明顯的塑性狀態(tài)。工況31與工況19相比,頻率變化甚微,阻尼也沒有明顯改變?？梢娔Ｐ徒Y(jié)構(gòu)開裂后,雖然隨著地震激勵次數(shù)增加、強(qiáng)度逐級放大,結(jié)構(gòu)損傷會累積增長,但由于動力特性測試始終采用較小強(qiáng)度(峰值加速度為0.04g)的白噪聲掃描,這一損傷累積并未反應(yīng)在前后次測試結(jié)果的主要振型頻率對比當(dāng)中。文獻(xiàn)指出損傷結(jié)構(gòu)自振特性識別中激勵強(qiáng)度和結(jié)構(gòu)振幅的直接影響:在損傷狀況既定條件下,提高激勵強(qiáng)度、增大結(jié)構(gòu)振幅,測試得到的結(jié)構(gòu)自振周期會延長、阻尼比也會增加?？梢娫趽p傷結(jié)構(gòu)動力特性測試中,如何選取合適的激勵手段和激勵強(qiáng)度,以準(zhǔn)確反應(yīng)結(jié)構(gòu)真實(shí)的損傷狀況,是有待進(jìn)一步探究的問題。表7和表8所列模型結(jié)構(gòu)在橫向隨加載工況推進(jìn)動力特性的變化與前述縱向趨勢一致:結(jié)構(gòu)在完整彈性工作條件下,其動力特性受地震作用歷程影響很小;模型墩身中上部集中質(zhì)量的變化對結(jié)構(gòu)高階振型頻率影響明顯;墩柱開裂導(dǎo)致結(jié)構(gòu)各階頻率顯著降低、阻尼比顯著增大;墩柱開裂后結(jié)構(gòu)在多次地震作用下動力特性基本保持穩(wěn)定。3.3結(jié)構(gòu)縱向不含噪聲條件下的地震響應(yīng)基于各動力特性測試工況得到的模型結(jié)構(gòu)輸出-輸入加速度傳遞函數(shù)虛部曲線,可以直接讀出某一自振頻率處模型各個加速度測點(diǎn)在傳遞函數(shù)虛部曲線對應(yīng)尖峰峰點(diǎn)的高度坐標(biāo)值(即虛部值),再從各測點(diǎn)峰點(diǎn)坐標(biāo)中扣除墩底測點(diǎn)的坐標(biāo),就得到各測點(diǎn)對應(yīng)該頻率的振型坐標(biāo),最后可將各點(diǎn)振型坐標(biāo)相對于其中最大絕對值坐標(biāo)進(jìn)行歸一化,并結(jié)合結(jié)構(gòu)幾何構(gòu)型,畫出結(jié)構(gòu)各階振型形狀圖。圖5分別示出了由工況1和工況2測試數(shù)據(jù)識別得到的模型結(jié)構(gòu)在縱向和橫向的基本振型形狀圖,對模型結(jié)構(gòu)進(jìn)行有限元建模分析得到的對應(yīng)階振型形狀也繪在圖中。由圖中試驗(yàn)識別振型形狀和有限元分析振型形狀較高的相似性可知,一方面模型設(shè)計制作和試驗(yàn)識別過程是較為成功的,另一方面模型有限元分析有相當(dāng)?shù)臏?zhǔn)確性。此外,對比模型結(jié)構(gòu)縱向和橫向振型形狀和振型順序,除第3階外(如前述,模型縱向第3階振型未能有效識別),在兩個方向上模型結(jié)構(gòu)的振型形狀相似,振型順序相同。表9依先后列出了根據(jù)縱向白噪聲掃描工況1、9、11、19和31測試數(shù)據(jù)識別得到的模型結(jié)構(gòu)縱向第1、2、4階歸一化振型坐標(biāo)值;表10依先后列出了根據(jù)橫向白噪聲掃描工況2、10、12、18和30測試數(shù)據(jù)識別得到的模型結(jié)構(gòu)橫向第1、2、4階歸一化振型坐標(biāo)值。如前述,模型結(jié)構(gòu)縱向第3階振型未能有效識別,為方便對照分析,表9、表10均在對應(yīng)方向第2階振型后直接列出第4階振型坐標(biāo)值。由表9可見,分別由工況1、9、11、19和31測試數(shù)據(jù)識別得到的模型結(jié)構(gòu)縱向第1、2、4階振型順序沒有改變,振型形狀變化甚微,各階振型形狀最大坐標(biāo)值(即表中有下劃線的數(shù)字)點(diǎn)對應(yīng)標(biāo)高隨工況推進(jìn)沒有變化?？梢娫黾恿熊嚮钶d模擬質(zhì)量、墩柱截面開裂等條件變化主要影響?yīng)氈p層高架橋梁的相應(yīng)振型頻率,對振型形狀和振型順序影響不大。如前述,墩柱截面開裂后,工況19和工況31間經(jīng)歷了一系列強(qiáng)度逐級放大的模擬地震激勵工況,這期間也觀察到了模型墩柱裂縫明顯擴(kuò)增、損傷累積的現(xiàn)象,但工況19和31測得的結(jié)構(gòu)主要振型頻率沒有明顯改變。再從表9中列出的工況19和工況31測得的主要振型形狀坐標(biāo)的對比來看,其主要振型形狀也沒有明顯的變化,仍不足以反映上述損傷累積的事實(shí),從而進(jìn)一步表明,在結(jié)構(gòu)動力損傷識別中如何合理確定和調(diào)整激勵強(qiáng)度,還有待深入研究。就模型結(jié)構(gòu)縱向基本振型而言,總是由上層公路梁模擬質(zhì)量塊(質(zhì)心標(biāo)高3.162m)對應(yīng)最大振型坐標(biāo)值;相比之下,縱向第2階振型中總是由下層軌道梁模擬質(zhì)量塊(質(zhì)心標(biāo)高2.374m)對應(yīng)最大振型坐標(biāo)值。由于上層公路梁和下層軌道梁均在獨(dú)柱雙層高架橋梁中集中地占有較大質(zhì)量比重(本次試驗(yàn)原型橋中兩者均占所分析結(jié)構(gòu)單元總質(zhì)量的1/3左右),兩者又分別在縱向基本和第2階振型中對應(yīng)絕對最大坐標(biāo)值,由此可以推斷,獨(dú)柱雙層高架橋梁的縱向地震反應(yīng)主要取決于縱向前2階振型的地震反應(yīng)。對模型結(jié)構(gòu)在墩柱截面完整未開裂條件下的有限元模態(tài)分析表明,結(jié)構(gòu)在縱向和橫向前2階振型的質(zhì)量參與系數(shù)分別為縱向:0.83,0.12(和為0.95)和橫向:0.82,0.08(和為0.90),這就從理論上初步證明了上述推斷的正確性;而后續(xù)的模型結(jié)構(gòu)地震反應(yīng)測試結(jié)果(在本系列論文之II中發(fā)表)將從事實(shí)上