近遠場地震作用下基于摩擦擺支座的高速鐵路連續(xù)梁橋減隔震研究

劉正楠，陳興沖，張永亮，劉尊穩(wěn)，張熙胤

(蘭州交通大學 土木工程學院， 甘肅 蘭州 730070)

在1992年美國Landers地震，1994年美國Northridge地震和1999年中國臺灣ChiChi地震中，橋梁結(jié)構(gòu)受近斷層地震的短持時高能量脈沖型地面運動作用，破壞十分嚴重[1]。歷次地震中近斷層脈沖型地震動對結(jié)構(gòu)強烈的破壞性使歐美等國家對近斷層地震動的認識不斷加深并將其納入抗震設(shè)計規(guī)范[2]。

在我國，“四橫四縱”的高速鐵路網(wǎng)已投入運營，由于西部地區(qū)特殊的地質(zhì)構(gòu)造，部分高速鐵路橋梁不可避免的位于高烈度區(qū)甚至跨越活動斷層帶，而我國現(xiàn)行的《鐵路工程抗震設(shè)計規(guī)范》(2009版)未充分考慮近斷層地震動，這給西部地區(qū)高速鐵路橋梁的減隔震設(shè)計帶來很大的困難。

減隔震技術(shù)的核心是控制地震能量，其中可切斷能量傳播途徑的有搖擺隔震和支座隔震技術(shù)，可協(xié)助耗散能量的有支座減震和阻尼減震技術(shù)。新疆布谷孜大橋采用鉛芯橡膠支座，在經(jīng)歷6.2級的地震后完好無損；土耳其Bolu橋采用鋼阻尼器和滑板支座進行減隔震設(shè)計，將近場地震破壞降低很多[3]。關(guān)于減隔震技術(shù)及措施有大量的學者進行了詳細研究。Martínez-Rodrigo等[4]研究了金屬阻尼器(MD)、液體黏滯阻尼器(FVD)、防屈曲支撐(BRB)及調(diào)諧質(zhì)量阻尼器(TMD)4種減隔震元件應(yīng)用于斜拉橋的減震效果。湯虎等[5]針對某3跨連續(xù)梁橋，提出活動墩支座采用雙曲面球型減隔震支座協(xié)助固定墩復位的方案，解決了固定墩屈服后殘余塑性位移較大的問題。石巖等[6]基于支座功能分離的理念，將減震榫及拉索限位器應(yīng)用在鐵路橋梁減震設(shè)計中，分析結(jié)果表明該方案在近斷層地震動下減震效果明顯。管仲國等[7]將彈性索、彈塑性索及黏滯阻尼器組合應(yīng)用于斜拉橋的減隔震設(shè)計中，解決了傳統(tǒng)減隔震支座難以同時滿足大噸位及大位移的問題。李建中等[8]結(jié)合中小跨梁式橋的震害特點，提出板式橡膠支座配合X形板彈塑性阻尼器的準隔震體系。葉愛君等[9]提出板式橡膠支座分別與鋼阻尼器、鋼擋塊組合的橫向減震體系，并分析了2種減震體系的耗能機制。

以上學者對減隔震技術(shù)在橋梁中的應(yīng)用做了大量的有益探索，積累了寶貴的經(jīng)驗。但對于高速鐵路橋梁，在考慮近遠場地震動的情況下，現(xiàn)有的減隔震體系是否依然有效，未得到充分的考證。為此，本文以我國常見的(60+100+60)m高速鐵路連續(xù)梁橋為研究對象，考慮近遠場地震動，對基于摩擦擺支座的高速鐵路連續(xù)梁橋進行減隔震研究，以期為高速鐵路橋梁減隔震設(shè)計提供依據(jù)。

1 研究對象及分析工況

1.1 研究對象

跨徑布置為(60+100+60)m高速鐵路預應(yīng)力混凝土連續(xù)梁橋的主梁為單箱單室箱形截面，橋墩為雙流線形圓端實體墩，樁基均采用鉆孔灌注樁。軌道系統(tǒng)為CRTSⅡ型板式無砟軌道，其主要由鋼軌、扣件、軌道板、CA砂漿調(diào)整層、底座板、兩布一膜滑動層、側(cè)向擋塊等構(gòu)成，且僅在固定支座上方梁體與軌道系統(tǒng)之間設(shè)剪力齒槽，軌道系統(tǒng)的橫斷面如圖1所示。在連續(xù)梁兩側(cè)各設(shè)一跨標準32 m簡支梁考慮鄰梁的影響，簡支梁固定支座設(shè)在近聯(lián)間墩側(cè)。

圖1 軌道系統(tǒng)橫斷面

1.2 分析工況

本文共設(shè)置3種分析工況。工況1：摩擦擺減隔震體系，即連續(xù)梁上3#墩支座設(shè)置摩擦擺固定支座，其余墩設(shè)置摩擦擺活動支座。工況2：摩擦擺+普通盆式支座減隔震體系，即在連續(xù)梁3#墩設(shè)置摩擦擺固定支座、4#墩設(shè)置摩擦擺活動支座，聯(lián)間墩采用普通盆式支座。工況3：摩擦擺+普通盆式支座+減震榫減隔震體系，即在工況2的基礎(chǔ)上，分別在連續(xù)梁聯(lián)間墩同排普通盆式支座之間安裝減震榫，布置如圖2所示。

圖2 工況3對應(yīng)的減震榫布置

2 計算模型及地震動輸入

2.1 計算模型

全橋模型采用有限元軟件Sap2000建立，主梁、橋墩、軌道和道床板均采用框架單元模擬，承臺以集中質(zhì)量的形式堆積于墩底，普通盆式支座采用理想彈塑性單元模擬，摩擦系數(shù)取0.02，減震榫采用多段線塑性連接單元模擬，摩擦擺支座采用摩擦擺隔震單元模擬，滑動層摩擦單元縱向剛度取125.62 MN·mm-1 [10]，均采用理想彈塑性單元模擬，鄰梁碰撞采用間隙單元模擬，樁土作用采用m法計算并等效為彈簧施加在墩底。橋梁的整體計算模型如圖3所示。

圖3 計算模型(單位：m)

對于涉及的2種減隔震元件，按如下依據(jù)進行取值。摩擦擺支座參數(shù)取值依據(jù)設(shè)計資料，擺半徑取2 m，摩擦系數(shù)取0.04。減震榫具體尺寸借鑒文獻[11—12]，并采用分析軟件Ansys17.0建立如圖4 所示的彈塑性分析模型，得到減震榫的力—位移曲線如圖5所示，其屈服位移為0.6 cm，屈服強度為324 kN，極限位移為8 cm，極限強度為380 kN，此結(jié)果與文獻[11—12]計算結(jié)果基本接近。

2.2 地震動輸入

橋梁抗震設(shè)防烈度為8度，設(shè)計地震加速度峰值0.2g，罕遇地震加速度峰值0.38g。不同頻譜特性地震波會對結(jié)構(gòu)產(chǎn)生不同的影響。本文基于PEER NGA-West2強震記錄，選取近遠場各3條地震波，順橋向輸入進行非線性時程響應(yīng)分析，并將加速度峰值統(tǒng)一調(diào)整到0.38g，地震波資料見表1。

圖4 減震榫結(jié)構(gòu)尺寸及有限元模型(單位：cm)

圖5 減震榫的力—位移曲線

表1 地震波資料

3 地震響應(yīng)分析

墩底內(nèi)力及墩梁相對位移計算結(jié)果分別取3條近遠場地震波的平均值。

3.1 工況1

全橋采用摩擦擺支座進行減隔震設(shè)計，不同于延性抗震體系中固定墩承擔較大的上部結(jié)構(gòu)慣性力。在地震作用下由于剪力鍵的剪斷，各墩可分攤上部結(jié)構(gòu)慣性力，起到對固定墩的保護作用。表2為工況1連續(xù)梁橋及鄰跨簡支梁地震響應(yīng)結(jié)果。

表2 工況1連續(xù)梁橋及鄰跨簡支梁地震響應(yīng)結(jié)果

從表2可以看出，在近場地震作用下，墩底彎矩及墩梁相對位移的計算結(jié)果明顯高于遠場地震作用。這是由近場地震動所具有的典型速度脈沖所致。另外，由于鄰跨簡支梁在聯(lián)間墩上設(shè)置固定支座，造成了聯(lián)間墩墩底內(nèi)力較大。僅從墩底內(nèi)力來看，摩擦擺支座減隔震效果顯著，但是全面的評價摩擦擺支座在高速鐵路橋梁中的使用及工作情況，還需了解摩擦擺本身的工作性能。

圖6為近場Chi-Chi(102)波與遠場Imperial Valley波激勵下聯(lián)間墩(2#)摩擦擺支座的滯回曲線。從圖6可見，在近場地震動作用下，由于脈沖效應(yīng)使得聯(lián)間墩支座滑動位移較大，接近10 cm，而遠場地震波作用下，支座的滑動位移有限，僅僅約為3 cm。

圖6 聯(lián)間墩支座滯回曲線

3.2 工況2

全橋布置摩擦擺支座，減隔震效果明顯，可使得承擔絕大多數(shù)慣性力的固定墩地震內(nèi)力明顯減弱，但由于軌道約束影響和聯(lián)間墩摩擦擺支座承載力較小，使得摩擦擺支座的耗能不能有效發(fā)揮，因此，對于高速鐵路橋梁而言，聯(lián)間墩設(shè)置摩擦擺支座并非經(jīng)濟有效的減隔震設(shè)計，故需對高速鐵路連續(xù)梁橋減隔震元件進行選型。

基于經(jīng)濟有效的原則，提出高速鐵路橋梁基于摩擦擺支座的“部分減隔震”設(shè)計思路，該方案為聯(lián)間墩采用普通盆式支座，主墩采用摩擦擺支座，即對前文所述的工況2進行研究。表3為工況2連續(xù)梁橋及鄰跨簡支梁地震響應(yīng)結(jié)果。

表3 工況2連續(xù)梁橋及鄰跨簡支梁地震響應(yīng)結(jié)果

對比表2和表3可知：對于遠場地震動激勵而言，工況1和工況2墩底內(nèi)力結(jié)果相當，對于近場地震動激勵而言，工況2地震響應(yīng)的結(jié)果略大于工況1，因此，從地震響應(yīng)結(jié)果來看，工況2同樣是1種適用于高速鐵路橋梁的有效減隔震設(shè)計方案。

圖7給出聯(lián)間墩采用普通盆式支座的摩擦滯回耗能曲線。從圖7可以看出：聯(lián)間墩采用普通盆式支座滑動位移與采用摩擦擺支座滑動位移基本一致。

圖7 聯(lián)間墩支座滯回曲線

為定量評價聯(lián)間墩采用不同支座的作用效率，圖8和圖9分別給出了工況1和工況2對應(yīng)連續(xù)梁聯(lián)間墩(2#)支座的累積耗能曲線，由于3條遠場地震波和3條近場地震波地震響應(yīng)結(jié)果趨勢一致，故僅選取近遠場1條引起地震響應(yīng)最大的地震波說明問題。由圖8和圖9可以看出，近場地震動作用下，工況1聯(lián)間墩支座耗能程度較工況2略高，遠場地震動作用下，工況1聯(lián)間墩支座耗能程度與工況2相當，進一步證明了工況2方案的有效性。

圖8 累積耗能曲線(近場Chi-Chi(102))

圖9 累積耗能曲線(遠場Imperial Valley)

工況1對比工況2，聯(lián)間墩采用摩擦擺支座，支座位移小，耗能發(fā)揮不充分，其原因之一在于高速鐵路橋梁無砟軌道提高了結(jié)構(gòu)整體的偶聯(lián)性，在一定程度上限制梁體的位移，進而限制支座的滑動，原因之二在于聯(lián)間墩支座本身承擔的梁體質(zhì)量小，在一定的半徑及摩擦系數(shù)下，支座的屈后剛度小，接近普通盆式支座。

同時，由于采用隔震支座削弱了墩梁間的聯(lián)系，墩梁相對位移增大。另外，圖6和圖7給出的滯回曲線顯示近場地震動作用下支座滑動位移更大。結(jié)合鐘鐵毅等[13]學者研究，在隔震橋梁分析中應(yīng)考慮鄰梁碰撞效應(yīng)，本文研究中碰撞單元的力學模型的選取與文獻[13]一致。由于遠場地震動下墩梁相對位移較小，未發(fā)生碰撞，圖10給出了近場地震動下1#和2#伸縮縫處的峰值碰撞力，圖中“工況i(j)”中j代表伸縮縫標注號。

圖10 2個伸縮縫處的碰撞力峰值

由圖10可知：工況1和工況2在2個伸縮縫處均發(fā)生碰撞，這是由于近場地震動具有典型的速度脈沖特性，造成近場地震動下地震響應(yīng)更加劇烈，工況1和2墩底內(nèi)力計算結(jié)果也證實了以上觀點。

3.3 工況3

為解決采用以上減隔震設(shè)計在近場地震作用下帶來的鄰梁碰撞問題，基于支座在有限滑動范圍內(nèi)實現(xiàn)更大的耗能這一理念，針對近場地震動下高速鐵路連續(xù)梁橋提出摩擦擺支座應(yīng)用于主墩，聯(lián)間墩采用普通盆式支座配合減震榫的減隔震設(shè)計思路。

摩擦擺支座應(yīng)用于主墩，聯(lián)間墩采用普通盆式支座配合減震榫的減隔震設(shè)計方法，需要確定減震榫的數(shù)量。其中減震榫的性能參數(shù)采用圖5的計算結(jié)果，減震榫數(shù)量的選用以經(jīng)濟適用為原則，應(yīng)滿足4條要求：①確保近場地震動下，碰撞消失，即數(shù)量選用的下限。②組合減震效果不低于工況1和工況2。③減震榫不影響結(jié)構(gòu)的正常使用。④普通支座滑動位移接近或小于減震榫的極限位移。

依據(jù)上述選用原則，分別在2個聯(lián)間墩布置1根、2根、3根減震榫，對結(jié)構(gòu)進行罕遇地震下的非線性時程響應(yīng)分析。表4為聯(lián)間墩布置不同根數(shù)減震榫時結(jié)構(gòu)的地震響應(yīng)結(jié)果。圖11為工況3中2個伸縮縫的碰撞力時程曲線。

表4 聯(lián)間墩布置不同根數(shù)減震榫時的結(jié)構(gòu)地震響應(yīng)結(jié)果

圖11 工況3伸縮縫處的碰撞力峰值

圖11的碰撞力時程曲線表明：當聯(lián)間墩布置1根減震榫時，2個伸縮縫處依然會發(fā)生碰撞，結(jié)合表4的計算結(jié)果，各墩墩底的內(nèi)力與工況2基本相當，但減震榫最大位移為8.3 cm(墩梁相對位移)超過其極限位移，故設(shè)置1根減震榫對本橋而言抵抗近場地震動的響應(yīng)是不足的；當聯(lián)間墩設(shè)置2根減震榫時，鄰梁之間碰撞消失，這是由于在聯(lián)間墩安裝減震榫可協(xié)助摩擦擺支座耗能，兩者聯(lián)合作用使得組合系統(tǒng)在滑動過程中耗能更大，且在一定程度上控制了墩梁相對位移，避免碰撞，同時不降低結(jié)構(gòu)整體的抗震性能。

圖12為活動支座摩擦及減震榫滯回曲線。由圖12可看出：減震榫耗能面積更大，減震榫與普通支座滑動位移一致，且在極限位移范圍之內(nèi)。當主墩設(shè)置3根減震榫時，鄰梁之間的碰撞消失，且墩底內(nèi)力及墩梁相對位移計算結(jié)果均有減小，較為理想，但減震榫的數(shù)量越多，經(jīng)濟成本越高，另外由于減震榫的協(xié)助耗能，使得墩梁位移進一步的減小，摩擦擺在可避免碰撞的滑動范圍內(nèi)并未充分利用滑動位移實現(xiàn)本身價值。綜上，針對于本文研究高速鐵路橋梁，聯(lián)間墩普通盆式支座配合4個(每墩各2個)減震榫可實現(xiàn)近場地震動作用下的減隔震設(shè)計，滿足抗震設(shè)計的要求。

圖12 活動支座及減震榫的滯回曲線

3.4 可行性分析

工況3采用減震榫后聯(lián)間墩的抗推剛度發(fā)生變化，經(jīng)計算，1根減震榫的剛度為540 kN·cm-1，橋墩的抗推剛度為6 000 kN·cm-1，聯(lián)間墩各布置2根減震榫，聯(lián)間墩支座的初始剛度結(jié)合文獻[14]給定2 000 kN·cm-1，采用式(1)計算得到不考慮減震榫僅考慮摩擦作用時聯(lián)間墩—支座系統(tǒng)的抗推剛度為2 400 kN·cm-1，考慮減震榫時，聯(lián)間墩—支座—減震榫系統(tǒng)的抗推剛度為2 750 kN·cm-1，抗推剛度變化不大，在可接受的范圍之內(nèi)，因此聯(lián)間墩減震榫的使用不會對結(jié)構(gòu)溫度升降及收縮徐變時梁體的伸縮產(chǎn)生影響，可滿足正常使用。證明了該思路的可行性。

(1)

式中：K為組合剛度；Kd和Ks分別為橋墩的線剛度和支座(減震榫)的線剛度。

為更加明確本文所提方案的有效性，針對地震作用下連續(xù)梁聯(lián)間墩分別采用摩擦擺支座和普通支座時的地震殘余位移進行分析。圖13和圖14分別給出近遠場對應(yīng)3種工況下支座的位移時程曲線。由圖13和圖14可知：工況1與工況2的支座位移相近，工況3支座位移略小于工況1和工況2，這是由于減震榫的存在對支座位移起到削減作用；近場地震動下，工況1聯(lián)間墩支座的殘余位移為0，工況2中殘余位移為0.6 cm，工況3中殘余位移為0.3 cm；遠場地震動下，工況1聯(lián)間墩支座殘余位移為0，工況2為0.1 cm。分析其產(chǎn)生原因，摩擦擺支座具有自復位能力[16]，工況3中3#墩和4#墩支座采用摩擦擺支座承擔了絕大部分的上部結(jié)構(gòu)質(zhì)量，對整個結(jié)構(gòu)在震后的自復位起到積極主動的作用，故3種工況對應(yīng)的減隔震體系在控制支座殘余位移方面基本相當。

圖13 支座位移時程曲線(近場)

圖14 支座位移時程曲線(遠場)

4 結(jié) 論

(1)對于高速鐵路中小跨徑連續(xù)梁橋，全橋布置摩擦擺支座可均勻分攤慣性力，減弱固定墩的內(nèi)力，其中在遠場地震波作用下聯(lián)間墩支座滑動位移較小，并未充分發(fā)揮其功能。

(2)在遠場地震動激勵下，主墩采用摩擦擺支座，聯(lián)間墩采用普通盆式支座進行減隔震設(shè)計與全橋布置摩擦擺支座進行減隔震設(shè)計有相當?shù)男Ч?，還可省去聯(lián)間墩摩擦擺支座高昂的經(jīng)濟成本。

(3)在近場地震動激勵下，劇烈的脈沖效應(yīng)使全橋布置摩擦擺支座及摩擦擺支座+普通盆式支座均發(fā)生鄰梁碰撞，主墩采用摩擦擺支座，聯(lián)間墩采用普通支座配合減震榫，避免碰撞的同時不降低減震效果，且經(jīng)濟成本低，可用于近斷層高速鐵路橋梁的減隔震設(shè)計。

(4)針對高速鐵路連續(xù)梁橋，軌道約束系統(tǒng)對墩梁位移的限制及聯(lián)間墩支座承擔梁體質(zhì)量較小是造成摩擦擺支座應(yīng)用于聯(lián)間墩效果不佳的主要原因。