近断层地震动长周期成分丰富、典型记录存在着速度大脉冲效应[1-2]，对柔性体系桥梁可能会产生更为严重的震损现象。国内外学者针对常见柔性体系近断层桥梁如悬索桥、斜拉桥和隔震桥梁等[3－4]展开了一些抗震性能研究，并认为含有速度脉冲效应的典型近断层地震动会导致结构更为严重的震损。美国的UBC97规范提出近场谱来考虑中长周期结构在近场下更强的地震需求，而国内现行桥梁抗震设计规范尚未对近断层高架桥如何考虑近场效应进行详细规定。
汶川地震中百花大桥、回澜立交桥等高架桥连续梁桥发生了严重的震害现象[5-7]，且距离震源均较近，属于近断层高架连续梁桥，这类桥梁墩高虽然并不很高(≤40 m)，且属于规则性桥梁[8]，但是整体桥梁结构相对较柔、振动频率较低、周期较长，在近断层地震动作用下发生了较为严重的震害。由于常规跨径(单跨 20 m～40 m)的高架连续梁桥在桥梁中占有很大的比重且属于柔性结构体系，加之国内地震带分布较广、断裂带数量较多，使得桥梁不可避免的会处于发震断层附近[9]，较之远场地震动，高架连续梁桥在近断层地震动作用下的动力响应往往更为不利。
本文选择一座典型四跨高架连续梁桥，建立了其动力弹塑性有限元模型[10-11]，进而选取典型近断层地震动记录进行地震易损性分析[12-13]，并与远场地震动作用下的分析结果进行了对比，最后通过缩尺模型多子振动台试验，验证了近断层地震动对高架连续梁桥地震响应的不利影响。
1 工程概况及基本周期分析
1.1 工程概况及有限元模型建立
某四跨高架连续梁桥如图1所示，中间为3个双柱式桥墩，直径 1.4 m，两端为刚性桥台，梁端与桥台之间的伸缩缝间隙为0.08 m，上部结构采用单箱双室预应力混凝土箱梁，桥宽12 m。其中2号墩和主梁之间设置固定支座，其它墩台和主梁之间设置单向活动支座。
图1 高架连续梁桥桥型布置及有限元模型 /m
Fig.1 Layout and finite element model of the selected continuous viaduct
本桥弹塑性有限元模型见图1(c)，桥墩设置纤维塑性铰，混凝土强度等级为C30，采用Kent-park模型进行模拟，纵筋和箍筋分别为HRB335和R235，直径分别为25 mm和10 mm，其中纵筋为36根，采用理想弹塑性模型模拟；固定支座及活动支座的非活动方向(即横桥向)均考虑为弹性模型，刚度取值为108kN/m，活动支座的活动方向(即顺桥向)考虑摩擦耗能，采用理想弹塑性模型，临界摩擦力由各墩顶支座反力乘以活动摩擦系数0.002得到；主梁在地震过程中基本不发生非线性材料破坏，所以考虑其为弹性体，不考虑其非线性因素；梁端与桥台之间考虑线性碰撞，伸缩缝间隙值取8 cm，碰撞单元的刚度取值为6×106kN/m，即当梁-台的相对位移值超过8 cm时发生碰撞。本桥未考虑桩-土相互作用，且未考虑桥台与台后填土的相互作用。
1.2 结构振动周期与近、远场地震动反应谱分析
高架连续梁桥的桥墩高度对纵向和横向的振动周期影响较大，墩高越大，则结构体系越柔，周期越长。而近断层地震动记录由于存在丰富的长周期成分、速度大脉冲效应等，可能会对长周期结构造成更大的地震反应。
表1给出了部分近断层和远场地震动记录，根据比值λ=PGV/PGA 的进行分组，其中 I、II、III组的比值分别为λⅠ＞0.2 s、λⅡ≈0.2 s和λⅢ＜0.2 s，而且Ⅰ组地震动存在速度脉冲效应[14]。通过调整三组地震动记录的有效加速度峰值(EPA)至相同值，并与规范设计加速度反应谱进行对比，如图2所示。
表1 选取的地震动记录
Table 1 Selected earthquake records
图2 各组地震动记录的平均反应谱
Fig.2 Average response spectrum of selected earthquake records
由图2可以看出，III组地震动的平均反应谱值与规范反应谱值基本一致，但小于II组和I组的近断层地震动的平均反应谱值；桥梁的纵、横向一阶振动周期Ts和Th随墩高增加而增大，对应的各组地震动的反应谱值以I组最大，II组次之，III组最小。对于目前桥梁抗震采用的设计远场反应谱而言，一阶周期对应的谱值很小，而对于近断层地震记录的反应谱而言，则对应的谱值较大，即常规高架连续梁桥在近断层地震动作用下会超过设计的地震响应。
2 近断层高架连续梁桥地震易损性
2.1 地震动记录选取
为了防止由于地震波选取数量较少及各种地震动记录频率成分相差较大，所以采用逐步增量时程分析方法来探讨高架连续梁桥在近断层地震动输入下的地震易损性。
此高架连续梁桥处于 II类场地，特征周期为0.45 s，阻尼比取为0.05，本次选择的近断层地震动均为距断层 30 km以内。根据郭恩等研究成果[15]，在美国太平洋地震工程研究中心PEER数据库中选择断层距小于30 km的含明显脉冲效应的近断层地震动记录30条作为A组输入，其中集集地震和北岭地震各 15条记录；同时选择断层距大于 30 km的不含脉冲效应的远场地震动记录各 20条及拟合规范反应谱的人工地震波10条作为B组输入，对此高架桥进行逐步增量时程分析。
地震动的最大峰值PGA常由高频成分所确定，对结构的影响并不显著，并非描述地震动的最理想的强度指标参数，根据现行公路桥梁抗震设计规范，用有效加速度峰值(EPA)来代替 PGA更为合理[16]。在易损性分析时，增量步长取值为0.1g，EPA取值范围为0.01g、0.025g、0.05g及0.1g～1.0g，其中0.1g～1.0g按照间隔0.1g取值。
2.2 损伤指标和强度指标的选取
墩柱、支座和主梁是高架连续梁桥的主要组成构件，一般认为主梁在地震作用下保持弹性，所以对于高架连续梁桥的损伤指标的选取主要考虑桥墩和支座的破坏。地震作用下活动支座位移超限引起主梁约束失效或落梁现象，活动支座非活动方向或者固定支座有可能发生先于桥墩破坏的剪切破坏现象。所以高架连续梁桥的损伤指标可以为桥墩塑性铰曲率、支座非活动方向的剪力及活动方向的位移。
横向地震激励下，高架桥主要发生的破坏现象主要是桥墩出现塑性铰和支座发生剪切破坏。支座非活动方向的抗剪能力按照支座竖向承载力的1/10选取，则各墩台顶纵向活动支座的横向抗剪承载力设计值均取值为800 kN，极限抗剪承载力取值为1300 kN[17]。
支座剪切失效损伤等级可分为2级，第1级破坏可以认为是达到支座设计抗剪承载力，第2级破坏则认为支座完全剪切失效，对于主梁不再有限制功能，其对应的破坏方式就是锚固支座的螺栓也发生了破坏。2#～4#桥墩的塑性铰损伤程度均以曲率[18-19]来表示，见表2。
表2 地震动输入下高架连续梁桥构件损伤指标
Table 2 Damage measures for components of the viaduct under seismic inputs
在纵向地震激励下，高架桥损伤指标包括桥墩塑性铰、2#墩顶固定支座剪切、0#、1#、3#和4#墩台顶的活动支座位移等。
由于高架桥桥墩一般较柔，且在抗震设计中桥墩剪切性能为能力保护构件，即控制桥墩不发生剪切破坏，所以对桥墩的剪切破坏不做性能评价，只对墩底塑性铰进行性能评价。桥墩墩底塑性铰与固定支座剪力的损伤分级与表2中的规定取为一致。
活动支座位移即梁-台、梁-墩间的相对位移，位移过大会引起支座失效进而可能发生落梁震害，对于选用的高架桥，盆式支座位移可以分为三个破坏状态，即支座设计位移为15 cm(无损伤ND)，支座脱开位移为30 cm(极限损伤 ED，支座脱开的同时横桥向的限位也即失效)，而活动支座完全失效可取为45 cm (CD，梁端与桥台边缘的距离)。
2.3 横桥向地震激励下高架桥动力响应规律
图3给出了在A、B两组地震动横向输入下得到的桥墩和支座的平均IDA曲线。
由图3可以看出，在横向EPA相等的地震动输入下，近断层地震动比远场地震动对结构造成的损伤更大，与远场地震动相比，近断层地震动作用下1#活动墩的损伤程度增大约1倍，2#固定墩的损伤程度增大约30%；0#桥台支座的损伤程度远高于其它桥墩支座。
图3 横向地震动输入下各构件IDA曲线
Fig.3 IDA curves of components under transversal seismic inputs
图4给出了横向地震动输入下的桥墩和支座的易损性曲线。可以看出，与同样峰值的B组远场地震动相比，含速度脉冲的A组近断层地震动作用下，桥墩和支座发生各级损伤的超越概率更大，均增大约30%～50%；桥台支座发生损伤的超越概率最大，在EPA为0.3g的近断层地震动作用下就会发生横桥向剪切完全失效。
图4 横向地震作用下桥墩及支座的易损性曲线
Fig.4 Seismic vulnerability probability of piers and bearings under transversal seismic excitations
桥梁结构是由不同的构件组成的整体，整体的抗震性能与各构件的抗震性能是相关联的。墩柱的破坏和支座的破坏都有可能造成桥梁整体失效，因此有必要采用联合失效概率方法计算桥梁结构系统的破坏概率[20]。一阶界限法又叫宽界限法，该方法忽略不同构件破坏概率之间的相关性，采用下式表示：
式(1)中：Psys表示全桥系统失效概率；Pi表示第i个构件发生破坏的概率。将各构件看作为串连结构系统，其各构件破坏概率的最大值是系统失效概率的下限；将各构件看作为并连结构系统，则所有构件全部失效的概率是系统失效概率的上限值，是对全桥系统失效的保守估计。
图5给出了横桥向地震动输入下高架桥的系统易损性分析结果。在计算桥梁系统的破坏概率时，考虑1#～3#桥墩，以及0#～4#桥墩台顶支座，即式(1)中的m取为8。由于桥墩塑性铰与支座剪切的分级不同，所以在桥墩塑性铰曲率到达极限破坏之前均与支座的横向剪切极限破坏进行组合。与图4单个构件损伤失效概率相比，同样峰值下图5桥梁系统损伤失效概率更大，且系统易损性受支座横桥向剪切损伤的易损性影响较大，所以在桥梁抗震性能设计时，为了充分发挥桥墩的变形能力，一定要保证支座横桥向剪切失效后于桥墩塑性铰的设计极限；A组考虑速度脉冲近断层地震动作用下桥梁系统各级损伤发生的超越概率均大于B组远场地震动。
2.4 纵桥向地震激励下高架桥动力响应规律
图6给出了在A、B两组地震动横向输入下得到的桥墩和支座的平均IDA曲线。可以看出，由于梁端和桥台之间设置了碰撞单元(图 1(c))，在假设桥台刚度很大且不失效的前提下，梁-台的碰撞实际上限制了支座的位移和桥墩的墩顶位移，使得主梁并不会发生落梁破坏，同时桥墩也不会产生严重的塑性铰；影响纵桥向桥梁动力性能的是2#固定墩上的固定支座，可能会发生剪切失效，尤其是在近断层地震作用下。
图5 高架桥系统失效概率
Fig.5 Seismic vulnerability probability of the bridge system
图6 纵向地震动输入下各构件IDA曲线
Fig.6 IDA curves of components under longitudinal seismic inputs
图7给出了纵向地震输入下此高架桥各组成构件易损性曲线。由图7可以看出，高架连续梁桥在保证桥台不出现破坏的前提下，梁-台的碰撞效应会限制桥墩的塑性铰发展，梁-台之间的伸缩缝间隙实际就等于2#固定墩墩顶最大纵向位移(即±8 cm)，即使 A组含速度脉冲的近断层地震动也只会使桥墩发生轻微损伤(图7(a)～图7(b))；此外活动支座的纵向位移响应也会受到梁-台碰撞限制，小于支座的设计纵向活动量(即±15 cm)，也根本不会发生纵桥向落梁现象(图7(c)～图7(d))；但是，梁-台较大的碰撞力却会导致 2#墩顶固定支座的纵向剪切极限破坏(图 7(e))，主梁与桥墩失去唯一的纵向约束，主梁形成机动体系。
图7 纵向地震作用下桥墩及支座的易损性曲线
Fig.7 Seismic vulnerability probability of piers and bearings under longitudinal seismic excitations
图8给出了纵向地震输入下此高架桥的系统易损性曲线，可以看出，由于纵桥向桥墩只会发生轻微损伤，高架桥纵桥向的系统易损性只用无损伤和极限损伤表示即可，而且极限损伤主要由2#固定墩顶支座的剪切失效所决定，主要表现为主梁失去纵向约束形成机动体系；同时，A组含速度脉冲的近断层地震动使得桥梁系统纵向发生各级损伤的概率大于B组远场地震动，其根本原因在于A组地震动输入下梁-台会发生更大的碰撞力，导致 2#固定墩顶的支座易发生纵向剪切失效。
图8 纵向地震激励下高架桥系统易损性
Fig.8 Seismic vulnerability probability of the viaduct system under transversal seismic excitations
3 缩尺模型多子台振动台试验研究
3.1 试验模型介绍
选取图 1中的四跨高架连续梁桥为原型桥梁，进行缩尺模型设计与制作，相似设计如表3所示。
表3 主要物理量及其相似关系
Table 3 Similarity relation of main physical quantities
图8 缩尺模型振动台试验示意图
Fig.8 Shaking table test layout of the scaled bridge
其中下部结构墩柱设计如图9(a)～图9(b)所示，中墩均按照原型进行等比例缩尺制作，而桥台根据剪切刚度相似的原则采用结构简单的双柱墩去等效代替。由于原桥主梁为预应力结构，且缩尺之后顶底板及腹板较薄，不易制作，加之主梁在地震中一般不会发生非线性破坏，所以根据刚度相似原则采用钢箱梁代替，如图9(c)所示。在3#墩顶设置固定支座，在其它桥墩均设置单向活动支座，支座高度均为7.5 cm，支座摩擦系数测试为0.1～0.2。
3.1 试验测试结果
图9 桥墩及主梁设计 /cm
Fig.9 Design of piers and the beam
分别选取表1中的I组TCU063、II组TCU065、III组El-Centro和人工波作为输入波，调整各地震波EPA至0.4g进行振动台试验。图10给出了横向地震动输入下的桥墩墩顶相对位移响应实测结果对比，可以看出，具有速度脉冲的近断层地震动 I组TCU063输入下的主墩墩顶位移响应最大，II组TCU065次之，III组El-centro和人工波输入下的位移响应最小；由于 1#和5#桥墩较刚，所以墩顶位移响应最小且相差不大。
图10 横向地震动输入下墩顶位移响应实测值
Fig.10 Tested peak value of acceleration response to transversal earthquake inputs
图11和图12分别给出了纵向地震动输入下的桥墩墩顶相对位移和支座位移响应对比，可以看出，其响应规律与横向地震激励下大致相同，I组TCU063最大，II组TCU065次之，III组El-centro和人工波最小。
图11 纵向地震动输入下墩顶相对位移峰值对比
Fig.11 Displacement response on the top of piers under longitudinal seismic excitations
图12 纵向地震动输入下支座位移峰值对比
Fig.12 Bearing relative displacement peak comparison along longitudinal seismic excitation
4 结论
通过对一座高架连续梁桥进行近断层和远场地震动作用下的易损性分析并进行缩尺模型振动台试验，可以得出以下结论：
(1) 墩高10 m～25 m的常规高架连续梁桥对于近断层地震动较为敏感，当离断层较近时，其地震响应远大于设计远场地震响应，含有速度脉冲的近断层地震响应最大，不含速度脉冲的近断层地震响应次之，远场地震或设计地震响应最小。
(2) 在进行高架桥易损性分析或评价时，仅以桥墩塑性铰曲率作为损伤指标是不够的，支座连接主梁和桥墩，若支座发生剪切破坏或者位移失效，会使桥梁形成机构体系，带来不可估量的震害，所以易损性分析要考虑多损伤指标的系统易损性。
(3) 在纵向地震一致激励下，沿桥梁的纵桥向，实际上梁端的间隙决定了固定墩墩顶的纵向最大位移，即如果不考虑桥台被撞坏，梁端的梁-台或梁-梁碰撞会限制固定墩的塑性铰发展。
(4) 通过振动台试验验证了高架桥缩尺模型在近断层地震动作用下的墩顶位移和支座位移均大于远场或设计地震动响应，近断层高架桥的抗震设计需要考虑近断层效应。
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