1 引言

土工合成材料加筋土柔性桥台复合结构（英文全称Geosynthetic Reinforced Soil-Integrated Bridge System，简称GRS-IBS）可用于交通基础设施建设，其中GRS桥台的加筋间距小于30cm，填料压实度大于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^[1]。通过一体化设计的GRS-IBS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^[2]、Wu等^[3,4]和Nicks等^[5]对GRS桥台的承载力性能及其影响因素进行了深入的研究；Adams等^[6]和Benjamim等^[7]总结了大量工程实例的变形情况；Wu等^[8]和Adams等^[9]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，目前只有Helwany等和Zheng等的少量工作。Helwany等^[10]研究了高为3.6m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，仅在底部转角处出现局部裂缝，而整体结构保持稳定。Zheng等^[11,12]通过振动台试验研究了高2.7m的三维GRS桥台在纵、横方向上的抗震性能，施加的人工地震波的最大峰值加速度约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。

本文在借鉴前人关于GRS桥台的振动台试验研究的基础上，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GRS-IBS结构的动力响应特性、受力特性及变形特性等抗震性能的分析。

2 试验方案

2.1　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重点试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^[13]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提供了本次试验使用的相似关系，该相似关系由Iai推导提出，并已在1g振动台试验中多次使用。

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4.0m，除去桥梁净跨1.4m，两边桥台各长1.3m（其中面层厚度0.1m）。模型箱体净宽0.7m，即GRS桥台宽度为0.7m。模型总高1.5m，包括GRS桥台高度（H_a）1.2m，加筋土基础厚度0.15m和引道填土厚度0.15m。相关尺寸如图2所示。

图1 制作完成的试验模型

Fig.1 The completed GRS-IBS model

（a） 平面图

（b） 纵剖面图

图2 试验模型尺寸分布图

Fig.2 The configuration of test model

试验的边界条件受模型箱（图1）控制，模型箱由左、右两个对称的箱体构成其主体部分，通过底部型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1cm厚的固定钢板，另一面侧壁为2cm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（1cm厚）以便于模型桥台的填筑。背壁内侧衬垫一层5cm厚的EPS泡沫板进行消震。

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2.1m×0.68m×0.15m，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吨，纵向与单个桥台的接触宽度0.25m，相当于桥跨施加在桥台顶面的荷载为18.3kPa。

面层采用长×宽×高=23cm×10cm×5cm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120g和200g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，可知极限拉伸强度分别约为5.0 kN/m和10.0kN/m。

图3 牛皮纸拉伸曲线

Fig.3 Tensile tests of different biaxial krafts

填料采用粒径范围0.5～3.0mm的石英砂，图4为其颗粒级配曲线。根据级配曲线，C_u =2，C_c =0.95，为级配不良的均匀土。填料的最小干密度ρ_{d min}和最大干密度ρ_{d max}分别为1.33 g/cm³和1.74 g/cm³。在模型制作过程中，填料的干密度控制在1.64 g/cm³左右。由三轴试验测得的填料内摩擦角φ和黏聚力c分别为49°和0 kPa，10kPa围压下的土体模量E₅₀约为6.4GPa。填料重度、模量及其它力学指标均近似满足表1所示的相似关系。

图4 试验用填料的级配曲线

Fig.4 Grain size distribution of testing sand

2.2　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与加筋间距的比值（T_f /S_v）保持不变。实际工程中，GRS-IBS结构的加筋间距通常为0.2m^[9]，根据表1所示的相似关系，试验基本参照组模型（右桥台）的加筋间距应取为0.05m；对照组（左桥台）则取其两倍，即加筋间距为0.1m。两者的加筋长度均取为0.7 H_a = 0.84 m。

实际工程中的筋材通常选用极限拉伸强度约72 kN/m的PP土工布^[9]，按表1折算后的基本参照组的筋材的极限拉伸强度应为4.5kN/m左右，相应对照组的筋材极限拉伸强度应为9.0kN/m左右，以保证T_f /S_v为一定值。由图3可知，试验选用的筋材基本上能满足上述要求。

试验激振采用Kobe波^[15]，仅沿模型纵向（设为X向）施加，激励波的正值方向指向模型左侧，即图2中标示的正西方向（W方向）。原型波与按时间相似比压缩的模型波（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0.73g，负方向的为0.66g。

图5 激振模型波与原型波

Fig.5 Original record and scaled of input motion

2.3　监测方案

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及桥跨承载区中心下竖向土压力、筋材应变等。监测元件的布置如图6所示，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。

图6 监测方案

Fig.6 Monitoring instrumentation

2.4　模型建造

试验模型按既定试验方案建造，建造过程中采用“体积质量法”分层控制填料的压实度，分层厚度为5cm，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0.8。

为减少模型箱侧壁摩擦的影响，在有机玻璃面涂刷硅油进行减阻；在钢板一侧先固定一层1mm厚的聚四氟乙烯膜，然后在膜上涂刷凡士林进行减阻。图7所示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7 桥台内部竖向土压力实测值与理论值对比

Fig.7 Comparison between the theoretical value and measured value of the vertical stress in the model abutment

3 试验结果与分析

在进行试验成果分析之前，首先对相关数据的正、负方向性作出规定。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。

3.1　模型系统验证

图8（a）所示为振动台测试系统中输入的地震波与监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0.68g，小于右侧桥台的0.82g。

（a） 振动台台面响应

（b） 模型箱响应

图8 振动台台面与模型箱的加速度响应情况

Fig.8 The acceleration response of shaking table and model box

图8（b）则反映了模型箱的加速度响应情况，其实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。

3.2　试验现象描述

图9所示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GRS-IBS结构的抗震性能良好，在峰值加速度约为0.8g的Kobe波的作用下能保持整体结构良好，仅在桥台面层处和桥头接缝处产生微小的变形。

（a） 面层倾斜

（b） 桥头差异沉降

图9 试验结束后右侧结构的破损情况

Fig.9 Local damage in the right structure after the test

3.3　面层位移和桥头沉降

图10所示为左、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、右两桥台的侧向位移基本上接近，差值不超过1.5mm；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（0.68g）大得多，则说明右侧桥台（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，尽管保持T_f /S_v一致，缩小加筋间距仍有利于提高GRS桥台的抗震性能。

图10 面层侧向位移分布规律

Fig.10 Distribution of lateral displacement along height

试验结束后，面层残余位移比峰值位移减小约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4mm（变形不足桥台高度的0.5%），可见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1.4mm，说明在震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的差异沉降均未超过0.5cm。

3.4　加速度

图11和图12所示分别为左、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。右桥台各部位的加速度值一般均大于左桥台，原因在于右桥台受到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。

图11 峰值加速度沿桥台高度的分布

Fig.11 Distribution of peak acceleration along height

图12 加速度放大系数沿桥台高度的分布

Fig.12 Distribution of amplification along height

3.5　侧向土压和竖向土压

图13所示为左、右桥台面层背后的侧向土压力（包括峰值和残余值）的分布规律。就总体趋势而言，侧向土压力沿桥台高度逐渐减小，与面层侧向位移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，可能原因是右侧桥台实际受到的正向地震作用比左侧桥台大许多。右桥台加筋较密，对侧向变形的限制较大，也可能是导致面层侧向土压力较大的原因之一。

图13 侧向土压力分布规律

Fig.13 Distribution of lateral earth pressure

侧向土压力的最大峰值约为8kPa，还原到工程实际则为32kPa，因此在抗震设计时应重视面层与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为5.1kPa和7.7kPa，残余值分别是-4.9kPa和-7.1kPa。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震动使桥头处的填土松散，导致填土与土压力计脱空。

图14所示为左、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。

图14 竖向土压力分布规律

Fig.14 Distribution of vertical earth pressure

竖向土压力在试验结束后也有一定程度的减小，衰减20%至90%不等。竖向土压力的最大峰值接近30kPa，还原到工程实际则为120kPa。这虽然对桥台结构的抗滑移和抗倾覆稳定性有利，但也增加了对桥台自身承载能力及地基承载力的要求。

3.6　筋材应变

图15所示为左、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，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、右两边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的，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_f /S_v一致），减小加筋间距仍能使筋材应变（轴力）更小，更均匀。

图15 筋材应变分布规律

Fig.15 Distribution of reinforcement strain

试验监测到的最大筋材变形不超过0.5%，加上模型施工时引起的静态应变也不超过2.0%，能满足GRS-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地恢复，残余应变相比于峰值应变一般减少20～50%。

图16所示为各层筋材的最大应变沿桥台高度的分布曲线。由该曲线显示，在GRS桥台结构中，因地震作用引起的筋材最大应变出现在桥台高度的2/3位置附近。

图16 筋材最大应变沿桥台高度的分布

Fig.16 Distribution of maximum reinforcement strain along height

4 结论

本文通过振动台试验研究GRS-IBS结构（全桥系统）的抗震性能，可总结得出以下相关结论：

（1）GRS-IBS具有良好的抗震性能，在峰值加速度约为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T_f / S_v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，因此在试验过程中左、右两边桥台之间可能通过中间的刚性桥跨相互作用与影响。这种影响将在后续研究中探讨。

参考文献