近斷層地震下大跨度鐵路鋼桁架拱橋減震技術(shù)研究

江 輝，宋光松，劉展鑠，郭 輝，盧文良，周勇政，曾 聰

(1. 北京交通大學(xué) 土木建筑工程學(xué)院，北京 100044； 2. 北京市軌道交通線路安全與防災(zāi)工程技術(shù)研究中心，北京 100044；3. 交通運(yùn)輸部規(guī)劃研究院，北京 100028； 4. 中國鐵道科學(xué)研究院集團(tuán)有限公司，北京 100081；5. 高速鐵路軌道技術(shù)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 100081； 6. 中國鐵路經(jīng)濟(jì)規(guī)劃研究院有限公司，北京 100038)

大跨度拱橋因其經(jīng)濟(jì)、實(shí)用、美觀、耐久而成為山區(qū)最常用的橋型之一，其中鋼桁架拱橋自重輕，跨越能力強(qiáng)，尤其適用于V形峽谷地區(qū)[1]。近年來，隨著我國國土開發(fā)強(qiáng)度的不斷提高，越來越多的交通基礎(chǔ)設(shè)施建設(shè)于我國西部艱險山區(qū)。該地區(qū)地形、地質(zhì)條件復(fù)雜，斷層分布密集，地震活動頻繁、強(qiáng)度大，區(qū)域內(nèi)拱橋的建設(shè)與運(yùn)行安全面臨近斷層強(qiáng)震的嚴(yán)峻挑戰(zhàn)。

相關(guān)學(xué)者對近斷層地震下大跨度拱橋的響應(yīng)特性開展了系列研究。Liu等[2]以某大跨度鋼箱拱橋?yàn)閷ο?，發(fā)現(xiàn)近斷層地震下拱肋關(guān)鍵部位內(nèi)力及位移響應(yīng)更大，損傷更嚴(yán)重。邢帆等[3]指出，脈沖型強(qiáng)震會導(dǎo)致鋼管混凝土拱橋發(fā)生非線性極值動力失穩(wěn)，失穩(wěn)臨界荷載明顯降低。Xin等[4]研究了藏木大橋在滑沖效應(yīng)地震作用下的抗震性能，發(fā)現(xiàn)拱腳及拱頂位置更容易發(fā)生屈服破壞。Xu等[5]指出，滑沖效應(yīng)地震動會使鋼桁拱橋產(chǎn)生較大的拱腳位移。

為降低大跨度拱橋的地震響應(yīng)，有學(xué)者對其減震技術(shù)也進(jìn)行了探討。在阻尼器方面，Li等[6]分析了防屈曲支撐、剪切板、形狀記憶合金三類阻尼器用于某鋼拱橋的減震效果，發(fā)現(xiàn)其均可提高結(jié)構(gòu)的抗震性能；童申家等[7]發(fā)現(xiàn)，拱腳處設(shè)置黏滯阻尼器可有效降低鋼管混凝土拱橋的拱肋響應(yīng)。在減隔震支座方面，田玉玲[8]以某城市大跨度鋼桁拱橋?yàn)閷ο螅l(fā)現(xiàn)設(shè)置摩擦擺支座可控制主拱截面及樁基礎(chǔ)的地震響應(yīng)。Xu等[9]指出，布置摩擦擺支座可使拱橋橋墩內(nèi)力分布更均勻，但會增大墩梁相對位移。此外，Usami等[10]提出，防屈曲支撐在鋼桁架拱橋的減震加固中具有很好的應(yīng)用潛力。

調(diào)研可發(fā)現(xiàn)，近斷層脈沖型地震動對大跨度拱橋的地震響應(yīng)影響顯著，提出了更高的抗震要求；目前針對大跨度拱橋尤其是鐵路鋼桁架拱橋的減震研究明顯不足，既有減震技術(shù)也未充分考慮近場脈沖型強(qiáng)震的影響。隨著我國鐵路的進(jìn)一步發(fā)展和延伸，大跨度鋼桁架拱橋不斷涌現(xiàn)，且多建設(shè)于高烈度近斷層區(qū)域，相關(guān)研究亟待補(bǔ)充。

為此，本文以我國某主跨400m的鐵路鋼桁架拱橋?yàn)檠芯繉ο?，采用低頻速度脈沖疊加高頻記錄底波的方法合成近斷層脈沖型地震動開展動力時程分析，揭示大跨度鐵路鋼桁架拱橋的響應(yīng)特性和薄弱部位，提出適用于此類橋梁的縱、橫橋向綜合減震方案。

1 工程概況及有限元模型

1.1 工程概況

某大跨度鐵路鋼桁架拱橋，其橋址區(qū)為典型的高山峽谷“V”型地貌；場區(qū)地震基本烈度達(dá)Ⅷ度，Ⅱ類場地，反應(yīng)譜特征周期0.4s，基本地震動峰值加速度為0.194g。該橋采用設(shè)計地震(中震)、罕遇地震(大震)兩水準(zhǔn)抗震設(shè)防；總體設(shè)防目標(biāo)是“中震不壞、大震可修”，橋梁各構(gòu)件目標(biāo)如表1所示。

表1 各構(gòu)件抗震設(shè)防目標(biāo)Tab.1 Seismic fortification targets of the bridge components

該橋橋式方案為主跨400 m的上承式鋼桁架雙線鐵路拱橋，全橋跨度布置為：2×43 m連續(xù)鋼箱梁+400 m 鋼桁拱橋+2×36 m連續(xù)鋼箱梁。拱肋采用提籃拱，矢高90 m；拱頂、拱腳處桁寬分別為11 m和26 m；桁高分別為8 m和14 m；主梁在拱頂處與拱肋上弦固結(jié)，其余墩柱處設(shè)置球型鋼支座。橋梁立面布置如圖1所示。

圖1 橋梁立面布置示意圖(cm)Fig.1 Schematic diagram of the bridge elevation layout (cm)

1.2 有限元模型

采用通用有限元軟件Midas Civil建立全橋數(shù)值模型(如圖2所示)，根據(jù)各構(gòu)件特點(diǎn)，主拱、主梁、立柱、橋墩均采用梁單元模擬，球型鋼支座選用經(jīng)典的雙折線恢復(fù)力模型[11]，主梁與支座通過剛臂連接。

圖2 橋梁動力分析模型Fig.2 Dynamic analysis model of the bridge

在考慮梁軌相互作用時，道床縱向、橫向阻力簡化成雙線性模型[12-13]。參照TB 10015—2012《鐵路無縫線路設(shè)計規(guī)范》[14]并結(jié)合工程實(shí)際，縱向阻力取值如式(1)所示

(1)

式中：r為縱向阻力；x為縱向相對位移；橫向阻力在梁軌間橫向相對滑動位移達(dá)到2.0 mm時取11.5 kN/m。

考慮橋梁跨度較大，在梁縫后3 m位置處設(shè)置鋼軌伸縮調(diào)節(jié)器，以減小梁軌相互作用，避免鋼軌應(yīng)力集中，同時在梁端各模擬100 m的路基軌道[15]，以減少邊界條件的影響，提高模型精度。

對該橋的動力特性進(jìn)行分析，其前十階周期和振型如表2所示。結(jié)構(gòu)基本周期為3.17 s，振型為拱梁對稱橫彎；二階周期為1.75 s，振型為拱梁二階反對稱橫彎。經(jīng)對比分析，該橋自振特征與同類型拱橋的周期及振型分布規(guī)律相一致，可較好驗(yàn)證所建模型的合理性。

表2 前十階自振周期及振型Tab.2 Top ten natural vibration periods and modes

2 近斷層地震動的人工合成

相關(guān)資料表明，該橋距某全新世活動斷裂帶的斷層距為1.5 km，現(xiàn)有數(shù)據(jù)庫中符合該橋址特點(diǎn)的地震記錄稀缺，難以滿足研究需要。曾聰?shù)萚16]發(fā)展了一種可體現(xiàn)場地高頻特征的斷層區(qū)地震動合成方法，本文基于該方法人工合成符合場地特性的近斷層脈沖型地震動。

根據(jù)橋梁場區(qū)特征及設(shè)計地震下的加速度反應(yīng)譜曲線，在太平洋地震工程研究中心(Peer數(shù)據(jù)庫)中按以下標(biāo)準(zhǔn)選取了7條實(shí)測地震記錄：①剪切波速為250～500 m/s；②斷層矩小于15 km；③震級6～8級；④基于雙頻段法[17]控制所選地震動均值譜與設(shè)計反應(yīng)譜相匹配，其中平臺段周期控制區(qū)間為[0.1～0.4]s，結(jié)構(gòu)基本周期段為[2.67～3.67]s，兩頻段內(nèi)均值譜與設(shè)計譜均值相差不得超過10%。所選地震記錄基本參數(shù)如表3所示，均值譜與設(shè)計反應(yīng)譜對比如圖3所示，兩者吻合良好。

表3 所選地震記錄的基本參數(shù)Tab.3 Basic parameters of selected ground motions

采用Ghahari等[18]給出的濾波頻率公式對原始地震記錄進(jìn)行濾波處理，得到地震動的高頻分量與低頻脈沖分量；對于高頻分量，按規(guī)范譜進(jìn)行調(diào)幅；對于低頻脈沖分量，采用Mavroeidis[19]等效速度脈沖模型人工模擬并替換其主脈沖，這樣可通過對主脈沖參數(shù)的調(diào)整以實(shí)現(xiàn)對不同震級或脈沖特征的模擬，同時保留地震動的次低頻部分；將人工主脈沖、次低頻部分、調(diào)幅高頻部分在脈沖峰值時刻疊加，得到人工合成的近斷層脈沖型地震動。以合成地震動1為例，圖4給出了其加速度、速度、位移時程曲線。

圖3 地震動加速度均值譜與規(guī)范譜的對比Fig.3 Comparison between acceleration mean spectrum of ground motions and code spectrum

3 地震響應(yīng)分析

為研究近斷層脈沖型地震下大跨鐵路鋼桁架拱橋的響應(yīng)特性及抗震性能，分別輸入橫向+豎向、縱向+豎向的設(shè)計及罕遇地震動開展動力時程計算，得到了考慮脈沖、未考慮脈沖地震下橋梁主要構(gòu)件的地震響應(yīng)。由于近場脈沖型地震通常具有較大的豎向地震動幅值，本文豎向峰值加速度與水平向相一致。

兩類地震作用下橋墩塔柱及橫梁關(guān)鍵截面的彎矩響應(yīng)對比，如圖5所示。圖5中：Y1，Y2，J1，J2分別為左側(cè)引橋墩、右側(cè)引橋墩、左側(cè)交界墩、右側(cè)交界墩(下文同)；1，2，3，4，5，6分別為墩底、墩變厚度處、下橫梁、中橫梁、上橫梁、蓋梁截面(下文同)。由圖5可發(fā)現(xiàn)，脈沖型地震作用下，各截面的彎矩響應(yīng)較未考慮脈沖時均有所增大，設(shè)計地震下，引橋墩塔柱及橫梁、交界墩塔柱及橫梁峰值彎矩增幅分別為194.44%，46.47%，247.59%，56.06%；罕遇地震下，其增幅分別為178.63%，11.90%，227.45%，37.38%。

圖4 合成地震動1時程Fig.4 Time histories of No.1 synthetic ground motion

圖5 橋墩關(guān)鍵截面彎矩響應(yīng)對比Fig.5 Comparison of moment responses at critical sections of the bridge piers

考慮近斷層脈沖效應(yīng)后，如表4所示，主拱應(yīng)力、梁端及支座位移同樣出現(xiàn)了不同程度的增大；橫向罕遇地震下，上述響應(yīng)峰值增幅分別為4.05%，37.96%，61.98%，縱向罕遇地震下，增幅分別為60.50%，281.33%，307.82%。

表4 主拱應(yīng)力、梁端及支座位移對比Tab.4 Comparison of main arch stress, beam end and bearing displacement

根據(jù)橋梁各構(gòu)件響應(yīng)及抗震設(shè)防要求對其損傷狀態(tài)進(jìn)行評定。由圖5及表4可知，未考慮脈沖地震作用下，全橋僅支座出現(xiàn)輕微破壞，其余構(gòu)件均滿足要求。考慮脈沖效應(yīng)后，其短持時、高能量的速度脈沖對結(jié)構(gòu)的抗震性能產(chǎn)生了極為不利的影響。設(shè)計地震下，除引橋墩變厚度及蓋梁處截面，其余均已進(jìn)入塑性狀態(tài)，而交界墩底部已完全破壞?？v向罕遇地震下，引橋墩墩底、交界墩墩底及變厚度位置處已破壞，主拱上弦出現(xiàn)屈服，支座因其自身位移過大而失效，梁臺存在碰撞風(fēng)險；橫向罕遇地震下，交界墩下、中橫梁及支座已破壞。脈沖型罕遇地震作用下橋梁破壞部位分布，如圖6所示。

圖6 脈沖型罕遇地震作用下橋梁破壞部位分布Fig.6 Distribution of the bridge failure parts under pulse high-level earthquake

通過以上分析可知，考慮脈沖效應(yīng)后，橋梁各構(gòu)件響應(yīng)較未考慮脈沖時有所增大，主拱、橋墩、支座均出現(xiàn)了不同程度的損傷；其中引橋墩與交界墩的破壞最為嚴(yán)重，這是由于與橋墩彎曲相關(guān)的振型所對應(yīng)周期與脈沖周期接近，因此脈沖效應(yīng)對二者響應(yīng)的放大效應(yīng)最為明顯；需根據(jù)上述破壞現(xiàn)象研究合理的減隔震措施。

4 減震技術(shù)研究

目前應(yīng)用于拱橋的減隔震裝置主要有各類阻尼器、防屈曲支撐(buckling restrained brace，BRB)及減隔震支座。阻尼器可有效限制拱橋的主梁位移，但布置鋼阻尼器會引起拱腳彎矩的增大；黏滯阻尼器是一種速度型阻尼器，不會增加結(jié)構(gòu)的剛度及受力。防屈曲支撐是一種可實(shí)現(xiàn)支撐與消能減震雙重功能的新型產(chǎn)品，在我國橋梁抗震中也受到了越來越多的關(guān)注。減隔震支座主要包括摩擦擺支座、鉛芯橡膠支座等，鉛芯橡膠支座自身阻尼較小，強(qiáng)震作用下易產(chǎn)生較大位移。摩擦擺支座由于其單擺自振周期與上部結(jié)構(gòu)質(zhì)量無關(guān)，力學(xué)性能穩(wěn)定，適用范圍廣泛，其恢復(fù)力模型可近似采用雙線性模型模擬[20]，如圖7所示，其中：Kp，Kc，Keff分別為支座初始剛度、屈服后剛度、等效剛度；μW，F(xiàn)分別為支座的屈服力、恢復(fù)力；Dy，D分別指支座屈服位移、極限位移。

圖7 摩擦擺支座滯回模型Fig.7 Hysteretic model of friction pendulum bearing

結(jié)合各裝置的特點(diǎn)及工程實(shí)際，本文重點(diǎn)分析了摩擦擺支座、黏滯阻尼器、防屈曲支撐用于大跨度鐵路鋼桁拱橋的結(jié)構(gòu)響應(yīng)規(guī)律與減震效果。

通過研究，推薦全橋布置曲率半徑為5 m、摩擦因數(shù)為0.05的摩擦擺支座以取代橋梁初始方案(未布置減震措施，下同)中的鋼支座(如圖8所示)，限于篇幅，此部分內(nèi)容不再詳細(xì)介紹。布置摩擦擺支座可明顯改善主拱響應(yīng)，但交界墩墩底、下橫梁、中橫梁處彎矩及梁端位移仍超出設(shè)計限值，不滿足抗震設(shè)防要求。針對大跨度拱橋，可設(shè)置多道抗震防線，采用組合減震措施[21]，本文提出了“摩擦擺支座+黏滯阻尼器”的縱橋向減震方案，以及“摩擦擺支座+防屈曲支撐”的橫橋向減震方案，下文將重點(diǎn)介紹脈沖型罕遇地震下上述措施對結(jié)構(gòu)響應(yīng)的影響及減震效果。

圖8 摩擦擺支座布置圖Fig.8 Schematic diagram of friction pendulum bearings

4.1 縱橋向

研究發(fā)現(xiàn)，布置摩擦擺支座可使縱向主拱應(yīng)力降幅達(dá)44.70%，但無法有效控制橋墩彎矩響應(yīng)，且會造成梁端位移的增大。因此，擬通過加設(shè)黏滯阻尼器進(jìn)一步提高縱橋向的抗震性能。

黏滯阻尼器通過活塞兩側(cè)壓力差使介質(zhì)流過節(jié)流孔產(chǎn)生阻尼力，其原理公式為

Fd=Cvα

(2)

式中：Fd為阻尼力；C為阻尼系數(shù)；v為阻尼速度；α為阻尼指數(shù)；其力學(xué)特性通?？刹捎肕axwell模型模擬[22]，該模型由阻尼器單元和彈簧單元串聯(lián)構(gòu)成(如圖9所示)，力-位移關(guān)系式為

(3)

式中：dd，db，Kb，v0分別為阻尼器位移、彈簧位移、彈簧剛度、參考速度；sign(·)為符號函數(shù)。

圖9 Maxwell模型示意圖Fig.9 Schematic diagram of Maxwell model

4.1.1 黏滯阻尼器阻尼參數(shù)

分別在主梁梁端、交界墩頂、引橋墩頂對稱布置黏滯阻尼器，分析得到了阻尼系數(shù)C、阻尼指數(shù)α對各構(gòu)件地震響應(yīng)的影響。

由于拱橋左右兩側(cè)橋墩、支座等響應(yīng)值、變化規(guī)律基本一致，下文均以左側(cè)構(gòu)件為例進(jìn)行分析。圖10(a)和圖10(b)分別給出了不同阻尼參數(shù)下交界墩墩底彎矩及墩頂支座位移的分布。從圖10(a)和圖10(b)可看出，二者響應(yīng)隨阻尼系數(shù)的增大逐漸降低，隨阻尼指數(shù)的增大不斷增加。采用組合減震方案后，其響應(yīng)值較初始方案最大降幅達(dá)63.80%，99.36%，且均未超出限值，可滿足抗震設(shè)防要求。

不同阻尼參數(shù)下梁端位移的分布如圖10(c)所示，其響應(yīng)隨阻尼系數(shù)的增加逐漸降低，而阻尼指數(shù)的影響規(guī)律并不一致，阻尼系數(shù)較小時，位移隨指數(shù)的增加逐漸減小，阻尼系數(shù)較大時則小幅增大。較初始方案，位移響應(yīng)最大可降低29.59%。

圖10 不同阻尼參數(shù)下各構(gòu)件峰值響應(yīng)分布Fig.10 Peak responses distribution of components under different damping parameters

圖11為不同阻尼參數(shù)下阻尼器阻尼力及滯回曲線的分布。不難發(fā)現(xiàn)，隨阻尼系數(shù)、指數(shù)的增大，阻尼力不斷增大。滯回曲線形狀規(guī)則飽滿，規(guī)律性顯著，說明所布置的黏滯阻尼器性能穩(wěn)定，耗能良好；阻尼指數(shù)一定時，峰值位移隨阻尼系數(shù)的增大逐漸下降，同級位移下滯回環(huán)的面積不斷增大，耗能量增大；阻尼系數(shù)一定時，曲線形狀隨阻尼指數(shù)的增大由矩形趨于橢圓形。

圖11 不同阻尼參數(shù)下黏滯阻尼器阻尼力及滯回曲線Fig.11 Damping forces and hysteretic curves of viscous damper under different damping parameters

綜上所述，所布置的阻尼器滯回性能良好，可有效控制交界墩墩底彎矩、支座及梁端位移?？紤]結(jié)構(gòu)響應(yīng)及阻尼器性能，推薦采用阻尼系數(shù)25[MN·(m·s-1)0.2]、阻尼指數(shù)0.2的黏滯阻尼器。

4.1.2 黏滯阻尼器布置位置

根據(jù)4.1.1所推薦的黏滯阻尼器規(guī)格，進(jìn)一步分析其布置位置對于結(jié)構(gòu)地震響應(yīng)的影響規(guī)律，共設(shè)置7個工況，如表5所示。

表5 阻尼器布置位置工況列表Tab.5 List of conditions of the damper locations

不同布置位置下交界墩墩底彎矩、梁端及支座位移的分布，如表6所示。由表6可看出，工況三、工況五、工況七較工況一、工況二、工況四彎矩響應(yīng)明顯降低，因此，交界墩頂布置阻尼器可有效降低其墩底彎矩。工況一、工況四、工況五、工況七梁端位移較其余工況顯著降低，這說明橋臺處黏滯阻尼器對于控制梁端位移的作用顯著。此外，當(dāng)對應(yīng)位置處布置阻尼器時，該處的支座位移大幅降低，可知引入黏滯阻尼器能有效控制支座位移。為滿足橋梁抗震設(shè)防要求，提升結(jié)構(gòu)整體的抗震性能，推薦在橋臺、引橋墩頂、交界墩頂處均布置黏滯阻尼器。

表6 阻尼器不同布置位置下各構(gòu)件峰值響應(yīng)分布Tab.6 Peak responses distribution of components under different layout locations of viscous damper

4.2 橫橋向

當(dāng)全橋僅布置摩擦擺支座時，交界墩下、中橫梁破壞，支座橫向位移小幅超限。為降低上述響應(yīng)，在引橋墩、交界墩處布置承載型防屈曲支撐，討論其用于大跨度鋼桁架拱橋橫橋向減震的可行性。

防屈曲支撐的核心構(gòu)件為低屈服點(diǎn)鋼，其滯回曲線如圖12所示[23]。圖12中：k為彈性剛度；Fy為屈服強(qiáng)度；Fmax為極限承載力(屈服強(qiáng)度的1.5倍)；dmax為極限位移；在Midas Civil中同樣可近似采用雙線性模型模擬。防屈曲支撐工作性能主要由自身力學(xué)特性(芯材面積、有效長度、芯材屈服強(qiáng)度等)及布置位置決定，下文將重點(diǎn)分析上述因素的變化對結(jié)構(gòu)的影響及“摩擦擺支座+防屈曲支撐”措施的減震效果。

4.2.1 防屈曲支撐力學(xué)特性

(1) 芯材面積

根據(jù)支撐的力學(xué)特性并考慮橋墩基本尺寸，選取有效長度為13 m、芯材為Q195的防屈曲支撐，研究其芯材面積(300 cm2，400 cm2，500 cm2，600 cm2，700 cm2)對橋梁響應(yīng)的影響規(guī)律。

圖13為不同支撐芯材面積下各構(gòu)件峰值響應(yīng)的分布。隨芯材面積的增大，橫梁彎矩、支座及梁端位移出現(xiàn)不同程度地降低，較初始方案最大降幅分別為45.68%，19.34%，7.32%。此外，如圖13(c)所示，防屈曲支撐軸力隨芯材面積的增大逐漸增大，各位置處的支撐均處于彈性狀態(tài)，符合承載型支撐的特點(diǎn)。

圖12 防屈曲支撐滯回模型Fig.12 Hysteretic model of buckling restrained brace

(2) 有效長度

防屈曲支撐的有效長度通常取總長度的0.5～0.9倍[24]，通過測量橋墩間不同位置處支撐的實(shí)際長度，確定其有效長度需控制在10～15.3 m。

對支撐不同有效長度下的結(jié)構(gòu)響應(yīng)進(jìn)行分析，圖14及圖15給出了橋墩橫梁彎矩及支撐軸力的分布?？梢园l(fā)現(xiàn)，彎矩隨有效長度的增大小幅增大；較初始減震方案，其響應(yīng)最大降幅為46.79%；由于支撐自身剛度隨有效長度的增大不斷降低，其內(nèi)力逐漸減小。此外，研究發(fā)現(xiàn)，支座及梁端位移受有效長度的變化影響較小，二者最大變化幅度僅為1.53%，0.36%，此處不再贅述。

圖13 不同芯材面積下各構(gòu)件峰值響應(yīng)分布Fig.13 Peak responses distribution of components under different core material areas

圖14 不同有效長度下橫梁彎矩分布Fig.14 Distribution of crossbeam moments under different effective lengths

圖15 不同有效長度下支撐軸力分布Fig.15 Distribution of BRB axial forces under different effective lengths

(3) 芯材屈服強(qiáng)度

選取截面面積為600 cm2、有效長度為13 m的防屈曲支撐，通過采用不同支撐芯材(LY100，LY160，Q195，Q235)，討論了材料屈服強(qiáng)度的影響。

圖16為不同芯材屈服強(qiáng)度下橫梁彎矩的分布，可以看出，交界墩下、中橫梁彎矩隨屈服強(qiáng)度的增加先降低后趨于穩(wěn)定，而其余橫梁彎矩?zé)o明顯變化。參照圖17支撐軸力的分布，產(chǎn)生此規(guī)律主要是由于芯材屈服應(yīng)力較小時，交界墩處支撐內(nèi)力超過其屈服承載力而進(jìn)入塑性耗能狀態(tài)，彎矩響應(yīng)有所降低；而支撐處于彈性狀態(tài)時，不同芯材的初始剛度一致，因此結(jié)構(gòu)響應(yīng)無明顯變化。較初始方案，橫梁彎矩最大可下降42.87%。支座及梁端位移受屈服強(qiáng)度影響較小，不再詳細(xì)介紹。

圖16 不同芯材屈服強(qiáng)度下橫梁彎矩分布Fig.16 Distribution of crossbeam moments under different core material yield strengths

圖17 不同芯材屈服強(qiáng)度下支撐軸力分布Fig.17 Distribution of BRB axial forces under different core material yield strengths

綜上以上分析可發(fā)現(xiàn)，橋墩間布置防屈曲支撐可有效控制橫梁彎矩，降低支座與梁端位移，提升拱橋的橫向抗震性能。支撐自身的力學(xué)特征對結(jié)構(gòu)響應(yīng)存在一定影響，考慮橋墩尺寸及結(jié)構(gòu)空間位置關(guān)系，建議布置截面面積為600 cm2、有效長度為13 m、材料為Q195的防屈曲支撐。

4.2.2 防屈曲支撐布置形式

力學(xué)特性相同時，防屈曲支撐的布置形式對于充分發(fā)揮其作用具有重要的意義。調(diào)研發(fā)現(xiàn)，可選用的布置形式主要包括：①“X”型；②“V+人”型；③單斜撐型；④雙斜撐型；⑤“人”型。各類支撐的具體布置形式如表7所示。

圖18(a)和圖18(b)分別給出了不同布置形式下橫梁彎矩、支座及梁端位移的分布。由圖18(a)和圖18(b)可以看出，上述響應(yīng)隨布置形式的變化出現(xiàn)了不同程度的波動；交界墩下、中橫梁彎矩及墩頂支座位移的變化最為顯著，采用“V+人”和“人”型布置時其響應(yīng)較大，采用“X”型和雙斜撐型布置時響應(yīng)相對較小。

不同布置形式下支撐軸力響應(yīng)如圖18(c)所示，“V+人”和“人”型布置支撐時其軸力較小，采用單斜撐型布置時較其余工況支撐數(shù)量減半，因此軸力響應(yīng)最大?？紤]結(jié)構(gòu)減震效果和應(yīng)對地震方向的隨機(jī)性，推薦以“X”型空間錯位布置防屈曲支撐。

表7 防屈曲支撐布置形式列表Tab.7 List of layout forms of BRB

圖18 防屈曲支撐不同布置形式下各構(gòu)件峰值響應(yīng)分布Fig.18 Peak responses distribution of components under different layout forms of BRB

4.3 減震效果分析

由4.1節(jié)及4.2節(jié)對大跨度鐵路鋼桁拱橋的縱、橫向減震技術(shù)的研究，推薦在全橋范圍內(nèi)設(shè)置曲率半徑為5 m、摩擦因數(shù)為0.05的摩擦擺支座，并在縱向橋臺及橋墩處布置阻尼系數(shù)為25 [MN·(m·s-1)0.2]、阻尼指數(shù)為0.2的黏滯阻尼器，在橫橋向以“X”型空間錯位布置截面面積為600 cm2、有效長度為13 m、材料為Q195鋼的防屈曲支撐。表8詳細(xì)給出了罕遇地震下上述組合減震措施的減震效果。

如表8所示，“摩擦擺支座+黏滯阻尼器”的縱向減震措施可大幅降低主拱圈、橋墩及主梁響應(yīng)，較初始方案，主拱應(yīng)力、墩底彎矩、梁端位移降幅達(dá)28.53%，63.23%，22.52%。對于橫橋向，橋墩間設(shè)置防屈曲支撐可使交界墩下橫梁、中橫梁彎矩分別下降58.89%，62.48%，從而彌補(bǔ)摩擦擺支座無法改善橋墩內(nèi)部響應(yīng)的缺陷。所建議的組合減震措施可有效提升結(jié)構(gòu)橫、縱橋向的抗震性能，滿足各構(gòu)件的抗震設(shè)防要求。

表8 組合減震方案下不同指標(biāo)的響應(yīng)值及減震率Tab.8 Responses and their reduction rates of different indexes under combined seismic reduction solution

表8 (續(xù))

5 結(jié) 論

本文以我國某主跨400 m的鋼桁架拱橋?yàn)閷ο螅芯苛私鼣鄬用}沖強(qiáng)震作用下大跨鐵路鋼桁架拱橋的響應(yīng)特性及減震控制技術(shù)，主要結(jié)論如下：

(1) 近斷層脈沖地震動對結(jié)構(gòu)響應(yīng)具有明顯的放大效應(yīng)?？紤]脈沖效應(yīng)后，橋梁各構(gòu)件響應(yīng)均有所增大；罕遇地震下，主拱應(yīng)力、交界墩彎矩、支座及梁端位移最大增幅分別為60.50%，227.45%，307.82%，281.33%。

(2) 脈沖型罕遇地震下，全橋未布置減震措施時，主拱圈輕微損傷，橋墩墩底及橫梁、支座破壞嚴(yán)重，梁臺存在碰撞危險，為結(jié)構(gòu)的薄弱位置，在同類型橋梁的抗震設(shè)計中應(yīng)引起格外關(guān)注。

(3) 全橋僅布置摩擦擺支座，可明顯改善主拱響應(yīng)，但對橋墩及支座影響較小，同時會造成梁端位移的增大；采用“摩擦擺支座+黏滯阻尼器”縱向組合減震措施可大幅降低交界墩底彎矩及梁端位移，較初始方案其降幅可達(dá)63.23%，22.52%。

(4) 對于雙柱墩，在橫橋向加設(shè)防屈曲支撐可彌補(bǔ)摩擦擺支座無法改善橋墩內(nèi)部響應(yīng)分布的缺陷，對于大跨度拱橋的橫向減震具有良好的適用性?？紤]減震效果和應(yīng)對地震方向的隨機(jī)性，推薦“X”型空間錯位布置支撐。

(5) “摩擦擺支座+防屈曲支撐”的組合方案可有效控制橋墩橫梁彎矩并限制梁端位移，交界墩下、中橫梁彎矩較初始方案可分別下降58.89%，62.48%。

(6) 對于大跨度鐵路鋼桁架拱橋，組合減震方案可有效提升結(jié)構(gòu)的整體抗震性能，較布置單一減震裝置的效果更加明顯。