加筋土柔性桥台复合结构抗震性能试验

摘要：通过一组土工合成材料加筋土柔性桥台复合结构

土工合成材料加筋土柔性桥台复合结构

(GRS-IBS)全桥模型的振动台试验，研究该结构的抗震性能.

研究结果表明:GR&IBS结构具有良好的抗震性能，在峰值

(geosynthetic reinforced soil-integrated bridge

system, GR&IBS)可用于交通基础设施建设，其中

GRS桥台的加筋间距小于30 cm,填料压实度大于

加速度约为0. 8g的Kobe地震波作用下，结构保持整体稳 定，仅发生面层外倾、桥头差异沉降等微小的变形;在保持筋

材极限强度与加筋间距比值相同的前提下，减小加筋间距有 助于提高GRS桥台复合结构的抗震性能.95%,与传统的桩基桥台相比,在建造成本和施工效

率等方面具有明显优势〔叫通过一体化设计的GRS-

关键词：柔性桥台；加筋土复合体；土工合成材料；振动台 试验；抗震性能中图分类号：TU997

文献标志码：AIBS 结构能够从本质上消除桥梁与引道路基之间的 差异沉降.解决“桥头跳车”难题.关于静载条件下GRS桥台的性能，国际上已有

比较系统的研究.比如，Adams等⑵、Wu等宀〕和

Seismic Performance of Geosynthetic Reinforced

Nicks等⑸对GRS桥台的承载力性能及其影响因素

Soil-Integrated Structure in Shaking Table TestLUOMinmin, XU Chao, YANG Yang, YANG Zifan进行了深入的研究;Adams等⑷和Benjamim等\" 总结了大量工程实例的变形情况；Wu等⑷和 Adams等凹提出了相应的计算评价方法.关于地震作用下GRS桥台动力响应特性的研 究成果还不多见.Helwany等研究了高为3. 6 m

(College of Civil Engineering. Tongji University, Shanghai 200092・

China)Abstract: In this paper, the seismic performance of the

geosynthetic reinforced soil-Integrated bridge system (GRS- IBS) structure is analyzed by conducting a set of shaking table

的三维GRS桥台在水平单向正弦波作用下的抗震

性能，当峰值加速度达到1. 0g时，仅在底部转角处

岀现局部裂缝，而整体结构保持稳定.Zheng等⑴切

通过振动台试验研究了高2. 7 m的三维GRS桥台

test with a full bridge model. The results show that the GRS-

IBS structure has a good seismic performance. Under the

在纵、横方向上的抗震性能，施加的人工地震波最大

motion of Kobe seismic wave with a peak acceleration of 0.

8g, the overall stabil让y of the structure is good, and only

峰值加速度约为0. 58g,结果表明GRS桥台在纵、横

方向上均只有微小的变形.需要指出的是，这些研究

minor deformations occur, such as surface excavation and

d让ferential settlement between the bridge beams. Under the premise of keeping the same ratio of Tt to ，reducing the

工作都是针对单个桥台进行的，并不能完全反映完 整桥梁系统的动力响应特性.本文在借鉴已有关于GRS桥台振动台试验研

reinforcement spacing helps to improve the seismic

performance of the GRS abutment.Key words: flexible abutment； geosynthetic reinforced soil

(GRS) composite； geosynthetic； shaking table test； seismic

究的基础上，首次进行了 GRS-IBS结构完整桥梁模 型(即全桥系统)的振动台试验研究.研究内容包括

GR&IBS结构的动力响应特性、受力特性以及变形 特性等抗震性能的分析.performance收稿日期：2018-12-26基金项目：国家科技部重点专项(2016YFE0105800)；国家自然科学基金(41772284)；中央高校基本科研业务费专项资金(22120180625)第一作者：罗敏敏(1988—),男，博士生，主要研究方向为土工合成材料加筋土结构.E-mail：zjluominmin@ 163. com通信作者：杨 阳(1988-).女•工程师，工学博士，主要研究方向为土体材料动力特性、土体内部侵蚀.E-mail ： 2011 yang@tongji. edu. cn1542同济大学学报（自然科学版）第47卷左、右两个对称的箱体构成其主体部分，通过底部型

1试验方案1. 1试验模型与材料本次试验研究依托同济大学土木工程防灾国家

钢基座和上部槽钢横梁连成一个具有足够刚度的整

体.单个箱体的一面侧壁为1 cm厚的固定钢板，另

一面侧壁为2 cm厚的有机玻璃板（并设置纵、横梁 增加其侧限）以便于观测.背壁为可拆卸的钢板（1

cm厚）以便于模型桥台的填筑.背壁内侧衬垫一层5 cm 厚的 EPS（expanded polystyrene.聚苯乙烯）泡沫

重点实验室的振动台试验平台进行•试验以美国特

拉华州的Guthrie Run桥》为原型.该桥为一典型 的GRS-IBS结构.限于振动台的尺寸，试验模型需

按一定的相似关系进行缩尺•表1提供了本次试验

板进行消震.模讐EPS泡沫板西®东

使用的相似关系，该相似关系由lai推导提出.并已 在lg振动台试验中多次使用.表1模型试验的相似比要求2.14.0 /面层砌块009oTab. 1 Similitude relationships for model test变fit长度理论相似比实际相似比有机玻璃板 桥跨结构IL3______________L4_______________13.填料密度A1A1A4应力应变模戢筋材刚度时间频率加速度A2A1 2人T/2114141621/21a平面图0.95100.95由于工程原型的桥台两侧大部分被后期填土掩

埋，即有足够的侧限条件，因此模型桥台按平面应变 条件进行设计.图1为制作完成的试验模型•包括 左、右两侧的桥台和桥跨结构等构成一个完整的桥 梁体系.模型总长4. 0 m.除去桥梁净跨1. 4 m,两边

桥台各长1. 3 m（其中面层厚度0. 1 m）.模型箱体净

b纵剖面图图2试验模型尺寸分布图（单位：m）宽0. 7 m,即GRS桥台宽度为0. 7 m.模型总高1. 5

m,包括GRS桥台高度H”为1. 2 m,加筋土基础厚 度0. 15 m和引道填土厚度0. 15 m.相关尺寸如图2 所示.图中\"表示与面层背面的水平距离,z表示与 桥台底部的垂直距离，4为加筋长度为加筋

间距.Fig. 2 Configuration of test m（Mlel（unit： m）由于铝的重度与钢筋混凝土的重度相近.为省

去配重的麻烦和不必要的影响，模型桥跨结构采用

铝板代替.铝板的尺寸为2. 1 mXO. 68 mXO. 15 m.

即厚度与引道填土一致，宽度比模型箱净宽略小以

避免与侧壁的摩擦.长度即为总跨度.铝板重约0. 65

t,纵向与单个桥台的接触宽度0. 25 m,相当于桥跨

施加在桥台顶面的荷载为1& 3 kPa.面层采用23 cmXlO cmX5 cm（长X宽X高）的

砌块,砌块宽度即前述面层厚度.面层砌块分层错缝

码放,与筋材的连接方式为摩擦型连接.筋材选用120 g和200 g规格的牛皮纸代替工 程原型中的土工布.其拉伸曲线如图3所示.由图可

图1试验模型知，极限拉伸强度分别约为5. 0 kN • mT和10. 0

Fig. 1 Test modelkN • m_1.填料采用粒径范围0・5〜3. 0 mm的石英砂•图

试验的边界条件受模型箱（图1）控制，模型箱由

第11期罗敏敏•等：加筋土柔性桥台复合结构抗震性能试验15434为其颗粒级配曲线.根据级配曲线，不均匀系数（'“

=2,曲率系数Cc=0. 95,为级配不良的均匀土.填料

左右.相应对照组的筋材极限拉伸强度应为9. 0 kN

-m「左右，以保证T（/Sv为一定值.由图3可知，试 验选用的筋材基本满足要求.试验激振采用Kobe波呵.仅沿模型纵向（设为 ■r向）施加.激励波的正值方向指向模型左侧，即图2

的最小干密度Pdmin和最大干密度Pdmax分别为1. 33 g • cmf和1. 74 g • cm 3.在模型制作过程中.填料

的干密度控制在1. 64 g • cm \"左右.由三轴试验测

得的填料内摩擦角cp和黏聚力c分别为49°和0

中标示的正西方向.原型波与按时间相似比压缩的

kPa, 10 kPa围压下的土体模量E5。约为6. 4 GPa.填

料重度、模量及其他力学指标均近似满足表1所示 的相似关系.Ilm900•7£)6

5«、4

3蹴

2f:«1

模型波（保持峰值加速度不变）如图5所示，其正方

向的峰值加速度为0. 73从负方向的为0. 66g.1..00

O.O.9O.6O.40.0..20.00.鰹瞰慝

-4-.2-.-6

.8图5 Kobe波的原型波和按时间相似比压缩的模型波

图3牛皮纸拉伸曲线Fig. 5 Original Kobe motion and scaled input motions by

Fig. 3 Tensile tests of biaxial krafttime similarity ratio1.3监测方案1.2试验方案左、右桥台的筋材布设方式如表2所示,主要区 别在于加筋间距的不同,但筋材极限拉伸强度T（与

加筋间距S、.的比值保持不变.实际工程中，GR& IBS结构的加筋间距通常为0. 2 m⑷，根据表1所示

的相似关系,试验基本参照组模型（右桥台）的加筋

间距取为0. 05 m；对照组（左桥台）则取其两倍，即

加筋间距为0. 1 m.两者的加筋长度均取为0.7H严

0. 84 m.表2筋材分布方式桥台位置左右

实际工程中的筋材通常选用极限拉伸强度约72 kN - m 1的PP（聚丙烯）土工布凹，按表1折算后的

基本参照组筋材的极限拉伸强度应为4. 5 kN • m 1

%*細也喇M

、试验监测内容主要包括桥台面层侧向位移、桥

头沉降.GRS-IBS结构不同部位的加速度响应、桥台

面层背后侧向土压力以及桥跨承载区中心下方竖向 土压力、筋材应变等.监测元件的布置如图6所示,

粒径/mm图4试验用填料的级配曲线OFig. 4 Grain size distribution of sandsTab. 2监测数据均为模拟地震波作用下的增量值，不包括

模型施工过程中的静态数值.Fig.6 Monitoring instrumentation!unit： m）Distribution of reinforcement加筋间距/cm筋材强度/（kN・m1）1.4模型建造试验模型按既定试验方案建造，建造过程中采

105105用“体积质量法”分层控制填料的压实度.分层厚度 为5 cm,共分24层填筑.完成后，填料的压实度控制

在95%左右.即砂土的相对密度为0.&为减少模型箱侧壁摩擦的影响，在有机玻璃面1544同济大学学报（自然科学版）第47卷涂刷硅油进行减阻；在钢板一侧先固定一层1 mm

厚的聚四氟乙烯膜，然后在膜上涂刷凡士林进行减

阻.图7为桥台内部实测竖向土压力与理论自重应 力值的对比.两者比较接近，说明达到了预期的减阻

效果图中.D表示测点距离桥台顶面的埋深，H”表

示桥台高度.竖向土压力/kPa0 5 10 15 20 25 30鰹救民

图7桥台内部竖向土压力实测值与理论值对比Fig・ 7 Comparison of theoretical value and measured

value of the vertical stress in abutmentb模型箱图试验结果与分析8振动台台面与模型箱的加速度响应情况2Fig・ 8 Response on acceleration of shaking table andmodel box在进行试验成果分析之前，首先对相关数据的 正、负方向作出规定.对于桥台基础底部受到的地震

作用而言，以指向桥台临空面外侧为正；对于面层侧

向位移，亦以指向桥台临空面外侧为正；对于桥头沉

降而言，按岩土工程惯例，以竖直向下的压缩变形 为正.2. 1模型系统验证图8a为振动台测试系统中输入的地震波与监 a面层倾斜测到的台面输出波之间的波形对比，发现两者的吻

合程度较好，能满足试验的使用要求.但需要指出的

是.振动台台面实际输出波的峰值加速度与输入地

震波在数值上存在一定的偏差，台面输出波正方向

的峰值加速度为0. 82g,而负方向的为0. 68g.由于

两侧桥台对称相向.则左侧桥台基础底部实际受到 的正向峰值地震作用（指向临空面外侧）为0. 68

b桥头差异沉降小于右侧桥台的0. 82g.图9试验结束后右侧结构的破损情况图8b则反映了模型箱的加速度响应情况.其实 Fig. 9 Local damage of right structure after the test测加速度时程曲线与台面输出波的波形曲线吻合良

好,相位保持一致.说明模型箱整体刚度能够满足试

验使用的要求.2.2试验现象描述图9为右侧结构在试验结束后的局部破损情

况，左侧结构的变形迹象比右侧还小.这说明GR&

IBS结构的抗震性能良好，在峰值加速度约为0. 8g

侧向位移/mm的Kobe波作用下能保持整体结构良好，仅在桥台面 图10 左、右桥台面层侧向位移分布规律层处和桥头接缝处产生微小的变形.Fig. 10 Distribution of lateral displacement along height第11期罗敏敏.等:加筋土柔性桥台复合结构抗震性能试验15452.3面层位移和桥头沉降1.4.1.2—•—右耕台1.0亠左桥台图10为左、右桥台面层的侧向位移（包括峰值 和残余值）随桥台高度的分布规律.总体而言，面层

侧向位移沿桥台高度逐渐增大，基本上呈现线性变 化•无论是峰值还是残余值，左、右两桥台的侧向位

—左桥台0.80.60.40.200.8 1.0 1.2 1.4放大系数

移基本接近，差值不超过1. 5 mm；但右侧桥台实际

受到的正向峰值地震作用（0. 82g）比左侧桥台的

0'——■■~~-0.8 1.0 1.2 1.4

放大系数（0. 68g）大得多，说明右侧桥台（加筋间距为左侧桥 台的一半）的抗震性能比左侧桥台良好.可见，尽管

a面层b加筋土体c被支描土体图12加速度放大系数沿桥台高度的分布保持T（/Sv 一致,缩小加筋间距仍有利于提高GRS

桥台的抗震性能.试验结束后，面层残余位移比峰值位移约减小

30%〜55%,可见面层位移有较大的恢复.此外，面 层残余位移的最大值不超过4 mm（变形不足桥台高

Fig. 12 Distribution of amplification along

abutment height度的0.5%）,说明GRS-IBS结构在地震作用下具有

很强的抗变形能力.根据桥头位置的位移计记录,试验结束后,桥跨

铝板的左、右两端均抬升约1. 4 mm,说明在振动过 程中桥台顶部的土体有所震松，但总体变形很小，约 为桥台高度的0. 12%.左、右桥头处铝板与引道之间

图13左、右桥台面层背后侧向土压力分布规律的差异沉降均未超过0. 5 cm.2.4加速度Fig. 13 Distribution of lateral earth pressure向土压力沿桥台高度逐渐减小，与面层侧向位移的

图11和图12分别为左、右两桥台的面层处、加 筋土体部位和被支挡土体部位监测到的峰值加速度

及其放大系数沿桥台高度的分布.右桥台各部位的

分布规律具有一定的内在相关性•即侧向变形越大，

应力释放越大，从而面层处的侧向土压力越小.无论

加速度值一般均大于左桥台，原因在于右桥台受到

是峰值还是残余值，右侧桥台的侧向土压力值均比 左侧桥台要大得多，其原因可能是右侧桥台实际受 到的正向地震作用比左侧桥台大许多.此外，右桥台

加筋较密，对侧向变形的限制较大，也可能是导致面

的正向地震作用较大.左侧桥台的加速度放大系数

一般不小于1. 0,而右侧桥台有多处加速度放大系数

小于1. 0.监测到的最大加速度放大系数为1. 35,位

于左侧引道填土部位.1.4—左桥台 1.2-•-右桥台层侧向土压力较大的原因之一.侧向土压力的最大峰值约为8 kPa,还原到工程

实际则为32 kPa.因此,在抗震设计时应重视面层与

1.0n筋材之间的连接强度.残余土压力相比峰值土压力

则要小得多，一般减小50%以上.桥跨铝板左、右两端侧的峰值侧向土压力分别

0.60.40.2为5. 1 kPa和7. 7 kPa,残余值分别是一4. 9 kPa和

-7.1 kPa.右侧峰值大于左侧的原因是右侧受到的 正向地震作用比左侧大•残余值出现负值是因为振 动使桥头处的填土松散,导致填土与土压力计脱空.00.6 0.8

峰值加速度/g峰值加速度/g

峰值加速度/ga面层b加筋土体C被支挡土体图11峰值加速度沿桥台高度的分布图14为左、右桥台承载区正下方竖向土压力

（包括峰值和残余值）的分布规律.除桥台最顶部的 数据以外，竖向土压力基本呈现随深度增加而增加 的线性规律•至于桥台最顶部,可能受桥跨结构摆动

Fig. 11 Distribution of peak acceleration alongabutment height2.5侧向土压和竖向土压图13为左、右桥台面层背后的侧向土压力（包 的影响较大，导致该处的土压力读数有些异常•无论 是峰值还是残余值，左、右两桥台的竖向土压力比较括峰值和残余值）的分布规律.就总体趋势而言，侧1546同济大学学报（自然科学版）第47卷()二图14左、右桥台承载区正下方竖向土压力分布规律Fig. 14 Distribution of vertical earth pressure接近；如前所述，右侧桥台受到的正向地震作用比左 侧桥台大很多，说明右侧桥台的抗震性能比左侧桥

台要好，亦即减小加筋间距能提高GRS桥台的抗震

性能.竖向土压力在试验结束后也有一定程度的减

小，衰减20%〜90%不等.竖向土压力的最大峰值接 近30 kPa,还原到工程实际则为120 kPa.这虽然对

桥台结构的抗滑移和抗倾覆稳定性有利，但也增加

%、叡宦契爲

5 4 3 2 1

了对桥台自身承载能力及地基承载力的要求.2.6筋材应变O.00.0.0.图15为左、右桥台筋材应变（包括峰值和残余 值）的分布规律.当筋材位于桥台底部时，同一层筋

材的最大应变大致出现在靠近面层处；随着筋材分 布高度的增加，同一层筋材的最大应变逐渐向远离

0 0.2

x/凤d z=0. 1 m0.4 0.6面层的方向发展；当筋材分布靠近桥台顶部时.最大 筋材应变出现在承载区域的中心部位附近.从理论

上讲，尽管左侧桥台的加筋间距是右侧桥台的2倍,

-•-左桥台-峰值 亠右桥台-峰值左桥台-残余值Y-右桥台-残余值图15左、右桥台筋材应变分布规律Fig. 15 Distribution of reinforcement strain但其筋材刚度也接近于右侧桥台的2倍，则当所受 正向地震作用相同时，左、右两侧桥台的筋材应变应

当基本相等；但是右侧桥台受到的正向地震作用大

于左侧桥台，则右侧桥台的筋材应变应当大于左侧

桥台，而实际却相反（除个别数据点外）.这说明.即

使提供的极限抗力一致（即T（/Sv 一致），减小加筋

间距仍能使筋材应变（轴力）更小、更均匀.试验监测到的最大筋材变形不超过0. 5%,加上

图16筋材最大应变沿桥台高度的分布模型施工时引起的静态应变也不超过2. 0%,能满足

Fig. 16 Distribution of maximum reinforcement strainalong abutment heightGRS-IBS结构设计时对筋材变形的要求.试验结束 后，筋材应变也有一定程度的恢复，残余应变相比于 峰值应变一般减少20%〜50%.图16为各层筋材的最大应变沿桥台高度的分

布曲线•该曲线显示，在GRS桥台结构中，因地震作

3结论本文通过振动台试验研究GRS-IBS结构（全桥

用引起的筋材最大应变出现在桥台高度的2/3位置 附近.系统）的抗震性能，可总结得岀以下相关结论：（1） GRS-IBS具有良好的抗震性能，在峰值加

第11期罗敏敏，等:加筋土柔性桥台复合结构抗震性能试验1547速度约为0. 8g的Kobe地震波作用下，能够保持结 构整体稳定性，仅发生面层外倾、桥头差异沉降等微 小的变形.（2） 在保持C/S\"相同的前提下，尽管右侧桥台

（加筋间距是左侧桥台的一半）受到比左侧桥台大得

多的正向地震作用，但在受力、变形特性等方面的表 现基本与左侧桥台接近，说明减小加筋间距有助于

提高GRS桥台的抗震性能.（3） 尽管试验过程中只施加了水平单向的地震 波作用，但依旧在结构体内部引起了较大的竖向土

压力增量，因此在进行GRS-IBS结构抗震设计时， 应注意结构体本身及下伏地基的承载力验算.（4） 振动过程中，面层连接处的侧向土压力值 较大，因此在抗震设计中应注意面层连接处的连接

强度验算.由于试验模型是全桥系统，在试验过程中左、右

两侧桥台可能通过中间的刚性桥跨而产生相互作用 与影响•这种影响将在后续研究中探讨.参考文献：[1 ] ADAMS M T, SCHLATTER W. STABILE T. Geosynthetic

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