高鐵隔震橋梁模擬地震振動臺試驗研究

吳 迪，戴隆華，臧曉秋，熊 焱，吳成亮

(1.廣州大學(xué) 工程抗震研究中心，廣東 廣州 510405;2.中國鐵道科學(xué)研究院，北京 100081;3.華南理工大學(xué) 亞熱帶建筑科學(xué)國家重點實驗室，廣東 廣州 510640;4.鑫拓力工程技術(shù)有限公司，湖北 武漢 430073)

橋梁結(jié)構(gòu)采用減隔震技術(shù)，能夠減少高速鐵路橋梁上部結(jié)構(gòu)響應(yīng)和墩底彎矩，在很大程度上提高了橋梁在地震作用下的安全性，減小因地震造成的橋梁損害[1-2]。1985年美國學(xué)者ZAYAS[3]首先提出摩擦擺支座這一概念，該支座具有承載能力高、位移大、耐久性強、自動復(fù)位的優(yōu)點，還具有良好的穩(wěn)定性。此后，摩擦擺支座作為一種新型的隔震支座被成功應(yīng)用于大量的實際工程中[4-6]。PENG等[7]對采用雙曲面隔震支座的連續(xù)梁橋減震效果進行了研究。WEI等[8]研究了拉索摩擦隔震支座對多跨連續(xù)梁橋的抗震性能的影響。劉健新等[9]對橋梁結(jié)構(gòu)的減震裝置、減震設(shè)計方法等進行了研究。黃宇辰[10]通過對高鐵隔震橋梁在正常使用狀態(tài)以及地震作用下的結(jié)構(gòu)響應(yīng)進行分析，研究了摩擦擺支座在高鐵橋梁減隔震設(shè)計中的適用性。楊林等[11]通過振動臺試驗與有限元模型對比分析，認為摩擦擺隔震裝置能夠有效減少地震對上部結(jié)構(gòu)的影響，隔震效果明顯。

我國高鐵橋梁結(jié)構(gòu)應(yīng)用隔震技術(shù)僅限于試點階段，李冰等[12]通過數(shù)值仿真分析發(fā)現(xiàn)地震動參數(shù)等因素對隔震效果會有一定影響，有待對摩擦擺支座高架橋梁結(jié)構(gòu)進行試驗研究、理論分析。因此，本文以我國常用高鐵橋梁設(shè)計的標準橋梁類型為例，對單跨32.5 m 高鐵簡支梁橋進行縮尺設(shè)計、制作和安裝，并進行地震模擬振動臺試驗，以研究不同地震波激勵下摩擦擺支座的動力響應(yīng)規(guī)律和減隔震性能。

1 雙凹面摩擦擺支座力學(xué)計算和試驗

1.1 雙凹面摩擦擺支座的簡化力學(xué)計算

單球面摩擦擺支座是由上支座組件、下支座組件和1個滑塊組成。單球面摩擦擺系統(tǒng)可以簡化為1個沿圓弧面運動的滑塊，其受力示意如圖1。

圖1 單球面摩擦擺支座滑動球面受力示意

根據(jù)牛頓第二定律建立滑塊與上支座組件在A點垂直于滑動球面半徑方向力的平衡方程，即

F1cosθ1-f1-Wsinθ1=ma

(1)

式中：F1為支座承受水平方向的剪力；θ1為滑塊的轉(zhuǎn)角；f1為滑塊受到的摩擦力；W為支座承受的豎向荷載；m為滑塊質(zhì)量；a為滑塊沿圓弧切向的加速度。

滑塊質(zhì)量較小時可忽略其影響，式(1)可變形為

F1=Wtanθ1+f1/cosθ1

(2)

滑塊的摩擦力可表示為

(3)

以上各物理量之間的關(guān)系如下

(4)

N1=Wcosθ1

(5)

將式(5)代入式(3)可得

(6)

當θ1較小時，則有

tanθ1≈D/R1

(7)

式中：D為滑塊的水平向位移；R1為下支座組件滑動面的曲率半徑。

將式(6)和式(7)代入式(2)，可得

(8)

同理，當單球面摩擦擺的滑動面位于上支座組件時，支座承受的水平方向剪力F2為

(9)

雙凹面摩擦擺支座與單球面摩擦擺支座的構(gòu)成基本相同，但它的上下支座組件均為圓弧面，那么支座承受的水平方向剪力可表示為

F=F1+F2

(10)

如果上下滑動的圓弧面曲率半徑一致，那么F1=F2，式(10)可變形為

F=2F1

(11)

1.2 模型支座的力學(xué)性能試驗

根據(jù)模型試驗相似理論[13]與振動臺的試驗條件，確定本次試驗?zāi)Ｐ团c原型相似關(guān)系，如表1所示。

表1 試驗?zāi)Ｐ团c原型相似關(guān)系

根據(jù)支座簡化力學(xué)計算公式和反應(yīng)譜理論，以及原型高鐵橋梁荷載和相似關(guān)系，確定本次試驗?zāi)Σ翑[球面的半徑為0.8 m，最大水平位移為100 mm，雙凹面摩擦擺支座剖面如圖2所示。

圖2 雙凹面摩擦擺支座剖面(單位：mm)

為研究雙凹面摩擦擺支座的力學(xué)性能參數(shù)，采用4個支座同時進行水平低周反復(fù)加載試驗。支座試驗加載采用位移控制，豎向加載40 kN，支座最大水平剪切變形為±45 mm。試驗加載位移曲線采用正弦曲線加載，加載頻率為0.05 Hz，加載位移如圖3所示。雙凹面摩擦擺支座試驗結(jié)果和簡化力學(xué)計算得到的水平力和位移的滯回曲線如圖4所示?？芍ё脑囼炛岛屠碚撝祷疽恢?；反復(fù)循環(huán)加載測試結(jié)果顯示摩擦擺支座的性能穩(wěn)定，且滯回曲線飽滿，說明支座的耗能性能良好。

圖3 支座加載位移

圖4 支座的滯回曲線

2 隔震橋梁振動臺試驗

2.1 模型的設(shè)計與制作

模型橋墩高度為1 m，梁體跨度為2.68 m，橋面寬度為0.94 m。模型混凝土選用C30，縱筋選用HRB335。模型墩底及梁截面配筋如圖5所示。每個墩頂布置2個摩擦擺支座，分別在梁端底部和墩頂預(yù)埋鋼板并采用螺栓連接。

模型梁體自重為0.8 t，所需配重為4.2 t。為保證橋墩與振動臺固接，橋墩底部澆筑尺寸為1.4 m(長)×0.6 m(寬)×0.2 m(高)的鋼筋混凝土連接底座。模型試驗情況如圖6所示。

圖5 模型墩底及梁截面配筋(單位：mm)

圖6 模型試驗情況

2.2 試驗測量方案

為測量在不同地震波激勵下橋梁模型的地震響應(yīng)，在模型的關(guān)鍵部位布置了傳感器，見圖7。測量內(nèi)容包括加速度、位移和應(yīng)變響應(yīng)。加速度和位移響應(yīng)測試采用丹麥生產(chǎn)的4381V型電荷加速度計，并配合NEXUS 2692-014電荷放大器進行測量。應(yīng)變響應(yīng)測試采用德國HBM公司生產(chǎn)的SPIDER8應(yīng)變儀，數(shù)據(jù)采集軟件采用其配套軟件Catman。在模型墩頂、墩底以及梁體兩端均布置了加速度和位移傳感器測量模型水平方向的加速度及位移響應(yīng)；在橋墩底部關(guān)鍵位置布置了應(yīng)變片測量混凝土和鋼筋的應(yīng)變響應(yīng)。

圖7 橋梁模型傳感器布置(單位：mm)

2.3 地震動輸入

試驗采用MTS公司三向六自由度振動臺對模型進行加載，振動臺的臺面尺寸為3 m×3 m，臺面最大位移為100 mm，最大負荷為250 kN，工作頻率為0.1～50.0 Hz。試驗選取2條符合場地要求的地震動記錄：El Centro和汶川地震波?？拐鹪O(shè)防烈度分別為8度(0.2g，0.3g)和9度(0.4g)時地震動(順橋向)加速度反應(yīng)譜平均值如圖8所示。

圖8 地震動(順橋向)加速度反應(yīng)譜平均值

根據(jù)模型的相似關(guān)系，地震動加速度峰值0.2g，0.3g，0.4g可換算為0.36g，0.54g，0.72g。采用x向(順橋向)、y向(橫橋向)單向和x+0.85y雙向加載。

3 振動臺試驗結(jié)果及分析

3.1 動力特性分析

采用有限帶寬白噪聲信號對模型激勵，從而獲取模型的結(jié)構(gòu)模態(tài)特征參數(shù)，測得橋梁模型x向、y向的固有頻率分別為6.88，8.63 Hz。試驗前后所測得隔震橋梁模型的自振頻率和模態(tài)基本一致，說明試驗后隔震橋梁模型仍處于彈性狀態(tài)。由于白噪聲激勵的強度相對較低，摩擦擺支座并未進入屈服狀態(tài)，因此結(jié)構(gòu)動力特征分析中得到的隔震橋梁自振頻率主要由摩擦擺支座的屈服前剛度決定。

3.2 加速度響應(yīng)分析

通過對加速度傳感器獲得的信號進行處理得到不同抗震設(shè)防烈度地震作用下模型的響應(yīng)。在9度(0.72g)El Centro和汶川地震波作用下，順橋向和橫橋向墩底、墩頂和主梁測點與輸入地震動加速度峰值之比如圖9所示。由于墩底與振動臺固接，因此墩底響應(yīng)與輸入地震動加速度峰值之比為1。可知，采用隔震支座后主梁的加速度響應(yīng)比墩頂和墩底顯著降低。

圖9 墩底、墩頂和主梁測點與輸入地震動加速度峰值之比

圖10 不同抗震設(shè)防烈度地震作用下主梁加速度峰值

不同抗震設(shè)防烈度地震作用下主梁加速度峰值見圖10?？芍斂拐鹪O(shè)防烈度分別為8度(0.36g)、8度(0.54g)、9度(0.72g)時，El Centro地震波作用下主梁順橋向加速度峰值分別為輸入地震動加速度峰值的31%，22%，19%，橫橋向加速度峰值分別為輸入地震動加速度峰值的41%，31%，24%。汶川地震波作用下主梁順橋向加速度峰值分別為輸入地震動加速度峰值的27%，19%，15%，橫橋向加速度峰值分別為輸入地震動加速度峰值的35%，25%，20%。說明隨著地震動激勵峰值的提高，主梁加速度峰值增加幅度降低。

采用減震率r來體現(xiàn)隔震支座的減隔震作用，即

(12)

在不同抗震設(shè)防烈度地震作用下，隔震支座的減震率如表2所示?？芍?，順橋向橋梁模型的最大減震率為92%，橫橋向的最大減震率為86%。同時，輸入地震動強度越大，高鐵橋梁模型中隔震支座的減隔震效果越顯著。

表2 隔震支座的減震率 %

3.3 位移響應(yīng)分析

在不同抗震設(shè)防烈度地震作用下主梁、墩頂位移與支座剪切變形如表3所示?？芍?，橋梁模型墩頂和主梁位移、支座剪切變形均隨地震動強度的增加而增加。2次地震作用下支座剪切變形存在一定差異，其中，El Centro地震波作用下支座的剪切變形較大。

9度(0.72g)地震作用下單個摩擦擺支座的滯回曲線如圖11所示。可知，在不同抗震設(shè)防烈度地震作用下摩擦擺支座的滯回曲線穩(wěn)定、飽滿，具有良好的耗能性能。此外，由于地震動頻譜特性的差異，雖然輸入的2條地震動加速度峰值相同,但隔震支座的滯回耗能能力存在一定差異。

表3 主梁、墩頂位移與支座剪切變形 mm

圖11 9度(0.72g)地震作用下單個摩擦擺支座的滯回曲線

3.4 應(yīng)變響應(yīng)分析

在不同抗震設(shè)防烈度地震作用下，橋墩混凝土和鋼筋應(yīng)變峰值如表4所示。可知，隨著加速度峰值的增加，混凝土和鋼筋的應(yīng)變峰值均未顯著增加。橋墩底部鋼筋的應(yīng)變峰值為53.33×10-6，混凝土材料應(yīng)變峰值為58.14×10-6，均未達到鋼筋和混凝土的屈服應(yīng)變。在整個試驗過程中，模型混凝土外表面未發(fā)現(xiàn)裂縫和破壞，結(jié)構(gòu)基本處于彈性狀態(tài)。

表4 橋墩混凝土和鋼筋應(yīng)變峰值(x向輸入) 10-6

4 結(jié)論

本文通過水平低周反復(fù)加載試驗和模擬地震振動臺試驗，研究一跨典型高鐵簡支梁橋的整體抗震性能，得到以下結(jié)論：

1)采用低周反復(fù)加載試驗對隔震支座水平力-位移本構(gòu)關(guān)系進行研究，發(fā)現(xiàn)理論值與試驗值比較吻合，即采用雙折線滯回模型能有效模擬雙凹面摩擦擺支座的水平力-位移本構(gòu)關(guān)系。

2)根據(jù)振動臺試驗和數(shù)據(jù)分析結(jié)果可知，隔震支座水平力-位移的滯回曲線飽滿，強震作用下通過支座的滑移消耗了大量的地震能量，說明雙凹面摩擦擺支座具有良好的耗能能力。

3)采用雙凹面摩擦擺支座隔震后，主梁加速度相對于墩頂有較大幅度的減小，大大降低了高鐵橋梁在地震作用下的破壞程度。隨著地震動加速度峰值的增大，減震率有所提高。

4)在不同抗震設(shè)防烈度地震作用下，隔震橋梁模型中橋墩的鋼筋和混凝土均未達到屈服和開裂應(yīng)變，且在試驗后也未發(fā)現(xiàn)任何裂縫，說明結(jié)構(gòu)仍處于彈性狀態(tài)。

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