高烈度地震區(qū)鐵路連續(xù)梁橋摩擦擺支座和黏滯阻尼器減隔震方案研究

易 磊 王 冰 易 成 梁 旭

(武漢海潤工程設(shè)備有限公司1) 武漢 430084) (武漢船用機械有限責(zé)任公司2) 武漢 430084)(中鐵第一勘察設(shè)計院集團(tuán)有限公司3) 西安 710043)

0 引 言

我國鐵路線覆蓋地域范圍廣泛，新建鐵路不可避免的要經(jīng)過高烈度地震區(qū)，并通過不同結(jié)構(gòu)形式的連續(xù)梁橋跨越山谷、河流、既有道路等.連續(xù)梁橋因自重較大，尤其是一聯(lián)一固定墩的抗震體系在地震中易遭受破壞，其減隔震設(shè)防是高烈度地震區(qū)鐵路橋梁抗震設(shè)計的關(guān)鍵.根據(jù)工程實際要求，選擇合適的減隔震方案，可以優(yōu)化結(jié)構(gòu)受力狀況，提高橋梁抵御地震破壞能力.

近年來，對高烈度地震區(qū)連續(xù)梁橋減隔震理論的研究逐漸深入，由單純從力學(xué)角度分析轉(zhuǎn)變?yōu)榈湫凸こ贪咐袦p隔震設(shè)備對橋梁地震響應(yīng)的研究[1-2]，以及從數(shù)值模擬和能量耗散等角度分析減隔震方案作用機理[3-5]，進(jìn)而提出組合減震方案.廖平等[6]提出摩擦擺支座的摩擦系數(shù)、屈服位移對橋墩的地震響應(yīng)有較大影響，并給出摩擦擺支座設(shè)計建議.黎璟等[7]對斜拉橋進(jìn)行非線性動力時程分析，對比多級設(shè)防烈度下摩擦擺支座、黏滯阻尼器、彈性索3種減隔震裝置在不同參數(shù)組合下的減隔震效率.隨著減隔震設(shè)備的多樣化，在高烈度地震區(qū)連續(xù)梁橋中使用摩擦擺支座和黏滯阻尼器的減隔震方案逐漸得到廣泛研究和應(yīng)用[8]，通過摩擦擺支座將地面運動和橋梁上部結(jié)構(gòu)隔離開來，減小傳遞到結(jié)構(gòu)中的側(cè)向力和水平運動[9].通過黏滯阻尼器在橋梁結(jié)構(gòu)上的附加阻尼減少結(jié)構(gòu)的地震力輸入，控制主梁與橋墩之間的相對位移[10].楊華平等[11]對適用于大跨鐵路鋼桁連續(xù)梁橋的減隔震方案及合理優(yōu)化參數(shù)進(jìn)行了研究，認(rèn)為摩擦擺支座附加阻尼器組合減震方案能有效控制此類橋梁的內(nèi)力和位移響應(yīng).劉正楠等[12]以大跨長聯(lián)連續(xù)梁橋為工程背景，開展了單獨及配合使用黏滯阻尼器和摩擦擺支座的地震反應(yīng)分析，從耗能的角度分析了兩者的聯(lián)合作用機理，總結(jié)了不同減隔震方案組合中橋梁地震響應(yīng)的特點.

文中以某跨度為(60 m+100 m+60 m)的混凝土連續(xù)梁橋為研究對象，建立Midas有限元模型，結(jié)合抗震設(shè)防要求選取摩擦擺支座和黏滯阻尼器的組合減隔震方案，選定設(shè)計參數(shù)，并對減隔震效果進(jìn)行了罕遇地震作用下結(jié)構(gòu)響應(yīng)幅值比較，驗證了摩擦擺支座和黏滯阻尼器組合減隔震方案的有效性.通過耐磨材料承壓性能、磨耗性能和耐溫性能以及水平滯回性能等方面的試驗，對摩擦擺支座的摩擦副進(jìn)行了研究.

1 工程背景和有限元模型

1.1 工程背景

新建鐵路蘭州至張掖三四線中川機場至武威段古浪河特大橋為一聯(lián)跨度為(60 m+100 m+60 m)的鐵路連續(xù)梁橋，梁體為變高度直腹板的單箱單室箱型截面，箱梁頂寬12.2 m，箱梁底寬6.7 m，單側(cè)懸臂長2.75 m，主墩墩頂4.0 m范圍內(nèi)梁高7.85 m，跨中及邊墩墩頂現(xiàn)澆段梁高4.85 m.梁底下緣按二次拋物線變化，箱梁梁體采用C50鋼筋混凝土.中墩固定墩及活動墩采用圓端形實體墩，墩高均為12 m，邊墩為圓端形實體墩和空心墩，墩高17 m及18 m，中墩采用16-φ180鉆孔樁，邊墩采用8-φ150鉆孔樁，采用C35鋼筋混凝土.

根據(jù)工程地質(zhì)勘察報告，橋址位于地震動峰值加速度0.3 g地區(qū)，抗震設(shè)防烈度為8度，II類場地，場地特征周期為0.45 s.

1.2 有限元模型

對跨度為60 m+100 m+60 m的古浪河特大橋進(jìn)行抗震分析，在Midas Civil軟件中建立三維有限元模型，順橋向為X軸，橫橋向為Y軸，豎橋向為Z軸.主體為鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)，其主梁和橋墩采用梁單元模擬，地基及基礎(chǔ)對結(jié)構(gòu)的作用簡化成平動及轉(zhuǎn)動彈簧施加在承臺底.摩擦擺支座采用隔震支座單元模擬，黏滯阻尼器表現(xiàn)出了較強的依賴頻率的性質(zhì)，采用Maxwell模型來模擬，結(jié)構(gòu)有限元模型見圖1.

圖1 橋梁有限元模型

1.3 地震波輸入

用時程分析方法分析該橋在多遇地震、設(shè)防地震及罕遇地作用下的結(jié)構(gòu)地震響應(yīng).地震動輸入分為縱向、橫向水平地震作用，不考慮豎向地震作用，輸入的地震波采用3條人工擬合地震波，進(jìn)行動力響應(yīng)時程分析，分析結(jié)果取其中三條波分析結(jié)果的最大值，罕遇地震作用下地震波時程曲線見圖2.

圖2 地震波時程曲線

2 減隔震設(shè)計及減隔震效果對比

2.1 不使用減隔震方案時的地震響應(yīng)

當(dāng)橋梁不使用減隔震方案時，以普通球型支座作為橋梁支座，P3墩為固定墩，其余墩為活動墩.支座用彈性連接單元模擬，采用時程分析方法，分別沿縱橋向和橫橋向輸入多遇地震、設(shè)防地震及罕遇地震作用下的地震波，結(jié)構(gòu)地震響應(yīng)幅值取三條地震波的最大值，結(jié)構(gòu)關(guān)鍵部位動力響應(yīng)幅值見表1.

表1 不使用減隔震方案時罕遇地震作用下結(jié)構(gòu)響應(yīng)幅值

由以上分析結(jié)果可知，縱橋向地震力和墩底彎矩在橋墩之間分布不均勻，主要由P3固定墩承擔(dān)，罕遇地震作用下P3墩底縱橋向彎矩達(dá)到了1 368 793 kN·m，其他橋墩縱橋向承擔(dān)的地震力則相差近一個數(shù)量級，這對于結(jié)構(gòu)整體受力和抗震需求很不利，并且導(dǎo)致橋墩設(shè)計困難.

2.2 使用減隔震方案時的地震響應(yīng)

當(dāng)橋梁使用減隔震方案時，通過調(diào)整原有結(jié)構(gòu)體系的自振周期，使其遠(yuǎn)離地震的地面運動卓越周期，從而顯著降低結(jié)構(gòu)地震響應(yīng)，延長結(jié)構(gòu)周期后結(jié)構(gòu)加速度反應(yīng)降低，但結(jié)構(gòu)位移會增加.由于項目所處場地地震烈度較高，考慮使用減隔震支座后再增加額外阻尼來衰減縱橋向、橫橋向運動，以降低結(jié)構(gòu)的位移響應(yīng)，同時為緩解地震載荷在固定墩上的集中，故采用摩擦擺支座與黏滯阻尼器組合的減隔震方案.

摩擦擺支座的力學(xué)模型可表示為線彈性彈簧和摩擦阻尼器的結(jié)合，摩擦擺支座的載荷-位移曲線見圖3.

圖3 摩擦擺支座載荷-位移曲線

W為支座豎向載荷；μ為摩擦系數(shù)；D為減隔震位移；R為隔震半徑；Kp為支座屈服位移2.5 mm時的剛度；屈后剛度Kc=W/R；等效剛度Ke=W/R+μW/D，則摩擦擺支座恢復(fù)力為

(1)

基于Maxwell模型，阻尼器可以描述為阻尼元件與彈簧元件串聯(lián)，在低頻特征下，阻尼器阻尼力為

F=CVα

(2)

式中：F為阻尼力；C為阻尼系數(shù)；V為阻尼器的速度；α為阻尼指數(shù).

由摩擦擺支座恢復(fù)力模型和阻尼器阻尼力模型可知，摩擦擺支座和黏滯阻尼器均為需要且能夠精確設(shè)計的減隔震產(chǎn)品，通過迭代計算與比選，確定摩擦擺支座參數(shù)取值為：摩擦系數(shù)0.05，中墩支座豎向載荷45 000 kN、隔震半徑4 m、隔震位移±300 mm，邊墩支座豎向載荷8 000 kN、隔震半徑3 m、隔震位移±200 mm；黏滯阻尼器參數(shù)取值為：阻尼指數(shù)0.3，阻尼系數(shù)3 000 kN·(s/m)α，額定最大行程±350 mm.

黏滯阻尼器布置在墩梁結(jié)合處，在中墩P2和P3墩，每個墩設(shè)四個黏滯阻尼器，水平面內(nèi)呈45°布置，邊墩不設(shè)黏滯阻尼器，摩擦擺支座和阻尼器布置平面布置方式見圖4.考慮到摩擦擺支座和黏滯阻尼器的非線性特征對結(jié)構(gòu)地震反應(yīng)的影響，采用非線性時程分析方法對結(jié)構(gòu)的地震響應(yīng)進(jìn)行有限元動力分析.分別沿縱橋向和橫橋向輸入罕遇地震作用下的地震波，結(jié)構(gòu)地震響應(yīng)取三條地震波的最大值.結(jié)構(gòu)關(guān)鍵部位動力響應(yīng)幅值見表2.從表中可以看出，縱橋向和橫橋向地震力和墩底彎矩在各橋墩分布較為合理，在中墩P2和P3之間，以及邊墩P1和P4之間，數(shù)值非常接近.則說明在罕遇地震作用下，摩擦擺支座的屈后剛度和黏滯阻尼器的阻尼作用加強了中墩P2和P3 之間的聯(lián)系，加上橋梁本身的結(jié)構(gòu)強度，使地震力在全橋進(jìn)行了重新分配，有利于橋梁抵御地震作用帶來的破壞.

表2 使用減隔震方案時罕遇地震作用下結(jié)構(gòu)響應(yīng)幅值

圖4 摩擦擺支座和黏滯阻尼器布置圖

采用摩擦擺支座后，結(jié)構(gòu)整體剛度變?nèi)幔哉裰芷谘娱L.多遇地震和設(shè)防地震時摩擦擺支座功能相當(dāng)于普通球型支座，遭受罕遇地震時，地震作用超過摩擦擺支座限位裝置水平力，支座上的限位裝置剪斷，縱橋向、橫橋向的自由度限制解除，摩擦擺支座開始發(fā)揮減隔震效果，罕遇地震作用下墩梁相對位移分別見表3，墩梁相對位移最大處位于P4號墩，位移量為226 mm.

表3 罕遇地震作用下墩梁相對位移

2.3 減隔震效果對比

該橋不使用減隔震方案(抗震)和使用減隔震方案(隔震)時墩底剪力和彎矩響應(yīng)對比見圖5.由圖5可知，使用減隔震方案(隔震)下，各橋墩的墩底剪力和彎矩明顯低于不使用減隔震方案(抗震)時的水平，且曲線平緩無突變，說明各橋墩處受力均勻.

圖5 罕遇地震作用下墩底剪力和彎矩

由于采用摩擦擺支座和黏滯阻尼器方案時，多遇地震和設(shè)防地震下為“硬抗”模式，只有在罕遇地震作用下發(fā)揮減隔震作用，故取縱橋向、橫橋向罕遇地震作用下墩底剪力和彎矩作為指標(biāo)進(jìn)行比較，減震效果見表4.

表4 罕遇地震作用下摩擦擺支座和黏滯阻尼器減震效果 單位：%

綜上所述，該橋不使用減隔震方案時，縱橋向地震力主要由P3固定墩承擔(dān)，對于結(jié)構(gòu)整體受力不利；采用減隔震方案后，地震作用下結(jié)構(gòu)內(nèi)力顯著降低.縱橋向罕遇地震作用下P3固定墩底彎矩減震效果達(dá)到88%，墩底剪力減震效果達(dá)到86%；橫橋向罕遇地震作用下P3固定墩底彎矩減震效果達(dá)到71%，墩底剪力減震效果達(dá)到60%，減震效果顯著；采用減隔震方案后，罕遇地震作用下墩梁相對位移位于P4墩處，縱橋向最大值162 mm，橫橋向最大值226 mm，而中墩P2和P3處可由墩梁相對位移反向驗證黏滯阻尼器的額定最大行程取±350 mm是合適的.

3 摩擦擺支座摩擦副研究

3.1 摩擦擺支座摩擦副工況分析

摩擦擺支座主要包括上支座板、上球面摩擦副、球冠、下球面摩擦副、下支座板.支座依靠上、下兩個球面摩擦副實現(xiàn)支座正常的承載、位移及轉(zhuǎn)角功能.上部結(jié)構(gòu)的荷載通過上支座板傳遞到球面摩擦副，再到下支座板，最后傳遞到墩臺，水平位移通過球面摩擦副的相對滑動來實現(xiàn)，轉(zhuǎn)角則通過球面摩擦副的相對轉(zhuǎn)動來實現(xiàn).

摩擦副由非金屬耐磨材料和不銹鋼板組成，主要起到承載支座豎向力、正常位移時產(chǎn)生滑移、地震時減震耗能等作用，是承擔(dān)支座正常位移和地震位移的關(guān)鍵部位和最薄弱的部位，直接決定了支座的減隔震性能和使用壽命.現(xiàn)有的大量工程實踐中，摩擦副需要在硅脂的潤滑下工作，但從長期使用看，硅脂會在日常使用中揮發(fā)，以及狀態(tài)、性能發(fā)生改變，且維護(hù)較困難.本項目摩擦擺支座包含兩個球面摩擦副，均采用改性高分子量達(dá)克綸(HSM)材料與球面不銹鋼板組成，無需硅脂潤滑.

以承壓、磨耗和耐溫以及水平滯回性能等方面對摩擦擺支座耐磨材料進(jìn)行分析.

3.2 摩擦擺支座耐磨材料額定壓強下的磨耗試驗

摩擦擺支座在發(fā)生正常位移和地震位移時，摩擦副材料會以設(shè)定摩擦系數(shù)在不銹鋼板表面滑動，由于摩擦副材料為非金屬，自身硬度和強度均弱于不銹鋼板，所以會發(fā)生磨耗，磨耗性能關(guān)系到支座正常使用壽命和地震時的減隔震性能.

參照TB/T 3320—2013《鐵路橋梁球型支座》，使用SMTM摩擦材料試驗機，對改性高分子量達(dá)克綸(HSM)耐磨材料進(jìn)行40 km線磨耗試驗.取直徑75 mm、厚度8.2 mm、表面為平面的試樣，與厚度2 mm、牌號為022Cr17Ni12Mo2的鏡面不銹鋼板組成摩擦副進(jìn)行單剪試驗.在(21±1)℃溫度，無硅脂潤滑條件下，對摩擦副加載45 MPa的恒定正壓強，以相對滑動位移±10 mm，相對滑動速度±15 mm/s連續(xù)加載正弦波，累計滑動距離40 km.試驗結(jié)果見表5和圖6.

圖6 試驗前后耐磨材料和不銹鋼板外觀情況

表5 耐磨材料線磨耗率試驗結(jié)果

在40 km無硅脂潤滑條件下線磨耗試驗后，HSM耐磨材料表面出現(xiàn)深色印跡，不銹鋼板表面有細(xì)微滑動痕跡，兩者外觀均良好.HSM材料直徑和厚度變化分別為+0.7 mm和-0.137 mm，重量變化為-0.317 6 g，計算線磨耗率為1.257 μm/km，滿足TB/T3320—2013《鐵路橋梁球型支座》中第5.2.1.2規(guī)定的滑板磨耗性能指標(biāo)(聚四氟乙烯板15 μm/km，改性超高分子量聚乙烯板5 μm/km).

根據(jù)該橋支座的使用要求，支座的設(shè)計最大溫度位移為±100 mm，按照一天氣溫變化造成的極限溫度位移量為100×4=400 mm計算，100年總位移為：400×365×100=14 600 000 mm=14.6 km.按照線磨耗率、累計滑動距離和使用時間計算，耐磨材料滿足支座全生命周期要求.

3.3 摩擦擺支座水平滯回性能試驗和耐溫試驗

在地震發(fā)生時，橋梁上安裝的摩擦擺支座以設(shè)定的摩擦系數(shù)發(fā)生水平滯回運動，將地震動能轉(zhuǎn)化為橋梁上部結(jié)構(gòu)抬升產(chǎn)生的重力勢能和支座本身摩擦內(nèi)能，所以摩擦副溫度上升非常迅速.為模擬支座實際地震工況，參照歐洲標(biāo)準(zhǔn)《Anti-seismic devices(EN15129：2018)》，在支座設(shè)計載荷下進(jìn)行水平滯回性能試驗，峰值速度計算為

VED=2π·f0·dx

(3)

式中：VED為峰值速度；f0為隔震頻率，即隔震周期的倒數(shù)；dx為設(shè)計隔震位移.

計算得到邊墩、中墩摩擦擺支座水平滯回峰值速度分別為478，606 mm/s.在試驗進(jìn)行時，經(jīng)傳感器測量，滑動摩擦副的溫度達(dá)到110 ℃，試驗后耐磨材料完好，無熱融、燒結(jié)、蠕變等現(xiàn)象.

4 結(jié) 論

1) 在連續(xù)梁橋中，不使用減隔震方案，罕遇地震作用下，地震力在各橋墩之間分布不均勻，固定墩受到的剪力和彎矩過大，對橋梁抗震不利，且對橋墩設(shè)計造成困難.

2) 在連續(xù)梁橋中，使用摩擦擺支座和黏滯阻尼器組合的減隔震方案后，摩擦擺支座延長了結(jié)構(gòu)自振周期，黏滯阻尼器激發(fā)的阻尼力增加了橋墩之間的聯(lián)系，地震力在相關(guān)聯(lián)橋墩之間分布均勻，有利于橋梁抗震.

3) 選取在兩個中墩P2和P3處各設(shè)四個水平面內(nèi)呈45°斜向布置黏滯阻尼器，邊墩不設(shè)黏滯阻尼器的布置方式，該方案對降低罕遇地震中結(jié)構(gòu)響應(yīng)和位移響應(yīng)效果顯著.

4) 分析摩擦擺支座在橋梁中的作用，針對摩擦擺支座中摩擦副的工作狀態(tài)進(jìn)行了抗壓、磨耗、耐溫以及水平滯回性能等試驗，為橋梁支座的設(shè)計提供依據(jù)和參考.

5)在連續(xù)梁橋減隔震方案設(shè)計中，摩擦擺支座和黏滯阻尼器的設(shè)計參數(shù)選取和在減震中的耦合關(guān)系有待進(jìn)一步研究，以尋求最優(yōu)組合.