靳 飛

(中土凱明工程咨詢有限公司 北京 100038)

1 工程背景

阿爾及利亞175鐵路項目為雙線有砟無縫線路，區(qū)間線間距4 m，設(shè)計時速為客車160 km和貨車100 km，電氣化牽引。橋梁標(biāo)準(zhǔn)寬度12.82m，全線橋梁總長度近20 km，大部分橋梁處于山區(qū)高烈度地震帶區(qū)域(50年超越概率為10%的水平地震動峰值加速度在0.25～0.4 g之間)，全線橋梁墩高變化較大，最大墩高為61 m左右。全線橋梁結(jié)構(gòu)形式多樣，有簡支鋼混組合梁，連續(xù)鋼混組合梁、簡支鋼桁梁、混凝土連續(xù)剛構(gòu)等。海外工程大多為設(shè)計施工總承包，即EPC模式，設(shè)計不僅要考慮結(jié)構(gòu)的安全性，最重要的是經(jīng)濟性，同時應(yīng)業(yè)主要求還要考慮運營通車后的維修便捷性和成本[1]。所以位于高烈度地震帶的山區(qū)鐵路橋梁，研究采用哪種抗震方法和減隔震支座所獲得的抗震效果最好、橋梁經(jīng)濟指標(biāo)最低和震后修復(fù)便捷是一個極為復(fù)雜的工作[2]。本文篇幅有限，僅對鉛芯橡膠支座和摩擦擺支座在本項目上的應(yīng)用進(jìn)行簡要對比分析和評價，得出較為適合本項目的減隔震支座。

2 阿爾及利亞175項目減隔震支座選用主要原則

本項目抗震設(shè)計所采用的主要標(biāo)準(zhǔn)為阿爾及利亞抗震規(guī)范RPOA2008，輔以EN1998-2、NF EN1991-2和NF EN15129，橋梁抗震方法、減隔震裝置和梁端限位裝置的選用主要遵循以下5項原則[3]:(1)制動力和牽引力作用下，橋跨之間或橋跨和橋臺之間的梁面絕對位移不大于5 mm，梁軌快速相對位移不大于4 mm。在常遇地震(30%極限地震力)工況下梁面最大位移不超過20 mm；(2)震后維修工作量最小化；(3)發(fā)生常遇地震后，橋梁必須保持完整正常運營功能；(4)發(fā)生罕遇地震后，經(jīng)過對部件進(jìn)行最小程度的修復(fù)或更換后，可及時恢復(fù)使用功能，并且梁部具有良好的復(fù)位性能；(5)成熟的產(chǎn)品和理想的使用實例反饋。

3 減隔震支座主要種類及其作用

用于鐵路橋梁上的減隔震支座主要有摩擦擺支座(FP)、鉛芯橡膠支座(LRB)和M型或E型彈塑性型鋼組合的盆式支座，由于M型或E型型鋼的彈塑性變形會產(chǎn)生殘余累計變形，無法提供良好的復(fù)位性能[4]，因此本項目不考慮將此類型支座作為比選支座?？拐鹪O(shè)計的核心是通過優(yōu)化橋梁結(jié)構(gòu)或設(shè)置耗能裝置達(dá)到消耗地震能量，從而減少地震對橋梁結(jié)構(gòu)的破壞[5]。鉛芯橡膠支座主要通過滯回環(huán)消耗地震能量，進(jìn)入塑性的鉛芯棒將導(dǎo)致較低的支座剛度，延長橋梁結(jié)構(gòu)的震動周期[6]。摩擦擺支座主要通過延長橋梁結(jié)構(gòu)的震動周期達(dá)到減小結(jié)構(gòu)的地震反應(yīng)[7]，以上兩種支座都能有效降低地震能量向梁部的傳遞，減少下部結(jié)構(gòu)承受的地震力，進(jìn)而降低下部結(jié)構(gòu)的經(jīng)濟指標(biāo)。

4 本項目擬采用的減隔震支座簡介

4.1 摩擦擺支座(FP)

摩擦擺支座根據(jù)滑動摩擦副的個數(shù)分為單曲面和雙曲面摩擦擺[8]，兩種支座類型選擇主要取決于地震計算時上下支座板的相對位移，相對位移小則選擇單曲面摩擦擺，相對位移大則選擇雙曲面摩擦擺。單曲面摩擦擺的支座尺寸較大，導(dǎo)致墩頂帽尺寸大，雙曲面摩擦擺與之相反。摩擦擺支座的滑動面提供了摩擦阻尼耗能，鐘擺機理可以延長結(jié)構(gòu)的自振周期，通過調(diào)整曲面的曲率半徑可以調(diào)整隔震周期，曲面上的重力作用提供復(fù)位功能。對于正常使用下，保險栓是必不可少的部件，保證結(jié)構(gòu)在制動力/牽引力作用下和常遇地震下的位移要求；按照歐標(biāo)規(guī)范要求，保險栓抗剪斷力不應(yīng)小于以下兩個力的最大值:(1)制動或牽引力最大值的1.5倍；(2)常遇地震力。摩擦擺支座在保險栓剪斷后表現(xiàn)出極佳的減隔震效果，主要是由于摩擦擺隔震周期可以設(shè)置較長。

雖然摩擦擺支座在國內(nèi)外一些鐵路橋上有使用的例子，但在歐洲鐵路橋設(shè)計中卻較少采用，主要考慮到以下5個方面原因:(1)不同的墩高和橋跨結(jié)構(gòu)對應(yīng)的保險栓剪斷力是不一樣的，當(dāng)摩擦擺支座使用較多時，保險栓的設(shè)計尺寸種類太多，如果減少保險栓的尺寸類型，勢必會導(dǎo)致一些橋墩在罕遇地震下由于保險栓沒有剪斷而造成下部結(jié)構(gòu)經(jīng)濟指標(biāo)較高；(2)當(dāng)罕遇地震下保險栓被剪斷，保險栓從工廠運輸?shù)浆F(xiàn)場安裝時間較長，不利于地震后交通的及時恢復(fù)；(3)在活載反復(fù)碾壓下，滑動面磨損會影響支座壽命[9]；(4)保險栓剪斷后，由于摩擦擺支座相對運動位移較大，需要采用較大尺寸的伸縮縫；(5)對于長聯(lián)連續(xù)梁的邊墩支座，溫度升降溫效應(yīng)產(chǎn)生梁體伸縮，摩擦擺支座的滑動面為圓弧面，將會導(dǎo)致軌頂抬升或降低，對鋼軌產(chǎn)生額外附加應(yīng)力[10]。

4.2 鉛芯橡膠支座(LRB)和梁端橫向限位裝置

鉛芯橡膠支座(見圖1)通過鉛芯彈塑性變形吸收能量，進(jìn)入塑性剪切變形后的支座具有柔性，延長結(jié)構(gòu)的運動周期[11]，橡膠的彈性提供復(fù)位功能，對于聯(lián)長超過200 m的連續(xù)梁全橋使用LRB支座，邊墩支座由于溫度升降溫和制動力疊加，需要在縱向設(shè)置可滑移的LRBU支座，見圖 2。LRB抗震支座的特點主要有以下4點:(1)LRB的特點是有力就有位移，支座具有一定的柔度，不像摩擦擺支座(在剪力銷剪斷之前支座不會有相對位移，支座水平向剛度無限大)，所以在常遇地震下，安裝LRB支座的下部結(jié)構(gòu)所受水平力較小，經(jīng)濟指標(biāo)較優(yōu)；(2)裝置更換簡單；(3)由于其剛度在不同跨度之間耦合效應(yīng)，明顯減少了獨立跨度之間的相對運動；(4)在罕遇地震發(fā)生后，進(jìn)入塑性的鉛芯可在常溫下再結(jié)晶，恢復(fù)鉛芯的初始剛度，不需要更換支座。

圖1 鉛芯橡膠支座(LRB)示意

圖2 用于長聯(lián)邊墩LRBU(縱向滑動)

LRB對于鐵路橋梁來說，最大的缺點在于常規(guī)力下(列車橫向搖擺力)和車橋耦合橫向振動下提供的橫向剛度不足。針對這個問題，提出以下3個項措施解決此問題:(1)梁端設(shè)置橫向限位裝置，使得兩跨梁端無橫向相對位移，如圖3和圖4所示；(2)增加鉛芯棒個數(shù)和直徑，提高支座初始剛度；(3)罕遇地震下，在使用了LRB支座的墩頂設(shè)置防落梁裝置[12]，防止LRB支座剪切變形過大導(dǎo)致支座失效后的落梁事故發(fā)生。

圖3 梁端限位裝置立面圖

圖4 梁端限位裝置平面圖

5 摩擦擺支座(FP)和鉛芯橡膠支座(LRB)的減震效果比較

本文選取阿爾及利亞175鐵路項目中一座代表性鐵路橋梁(鋼混組合簡支梁)進(jìn)行減隔震效果對比分析。選取3種荷載工況和2種支座類型分別進(jìn)行計算。3種荷載工況分別是:工況1，制動力/牽引力；工況2，常遇地震(常遇地震力為罕遇地震力的30%)；工況3，罕遇地震。2種支座類型分別是:摩擦擺支座(FP)和鉛芯橡膠支座(LRB)。限于篇幅，本文僅列舉部分墩臺的計算結(jié)果。

5.1 代表性橋概況

該橋由6孔50 m簡支梁組成，全橋位于直線上，主要墩高分布在12.5～30 m之間，墩臺均采用樁基礎(chǔ)，見圖5。梁部均采用鋼混組合梁，工字鋼梁與混凝土橋面板疊合在一起，見圖6和圖7。橋址處50年超越概率為10%的水平地震動峰值加速度為0.25 g。本橋選取的FP支座主要參數(shù)為:豎向承載力9 000 kN，最大容許水平位移15 cm，摩擦系數(shù)5%，球面曲率半徑5 m，保險栓尺寸根據(jù)不小于制動/牽引力最大值的1.5倍或常遇地震力的較大值而定。本項目選取的LRB支座主要參數(shù)為:初始剛度K1=49 895 kN/m，屈服后剛度K2=2 668 kN/m，鉛芯屈服強度fy地震力作用下為10 MPa，制動力下為5 MPa，溫度力下為3 MPa，徐變效應(yīng)下為0 MPa。

圖5 代表性橋-鋼混組合簡支梁(單位:m)

圖6 鋼混組合簡支梁跨中橫斷面(單位:m)

圖7 鋼混組合簡支梁支座處橫斷面(單位:m)

5.2 位移計算

分別對該橋進(jìn)行工況1和工況2作用下的梁梁間和梁臺間相對位移計算。在工況1、工況2作用下，各支座方案順橋向梁梁之間和梁臺之間的相對位移均控制在5 mm范圍內(nèi)，滿足歐標(biāo)規(guī)范要求，各支座方案順橋向梁梁之間和梁臺之間的相對位移均小于20 mm，滿足歐標(biāo)規(guī)范要求。

5.3 支座剪力和減隔震系數(shù)η計算

分別對代表性橋進(jìn)行工況2和工況3作用下的墩頂支座處地震剪力計算，對各支座方案下的地震剪力進(jìn)行對比。(1)工況2作用下:①縱橋向，采用FP支座的墩頂縱橋向水平地震剪力略小于采用LRB支座；②橫橋向，采用LRB支座的墩頂橫橋向水平地震剪力幾乎均小于采用FP支座，見表1。(2)工況3作用下:采用FP支座方案各墩頂支座處縱橫向水平地震剪力均遠(yuǎn)小于采用LRB支座方案，見表2。

表1 工況2墩頂支座處水平剪力 kN

表2 工況3墩頂支座處水平剪力 kN

依據(jù)各支座方案在工況2和工況3作用下的墩頂支座處水平剪力計算結(jié)果，總結(jié)出該橋分別設(shè)置FP支座和LRB支座后的減隔震系數(shù)η(見表3)可得:(1)在常遇地震下，縱橋向FP和LRB方案η接近，橫橋向LRB方案明顯小于FP，可見在常遇地震下LRB方案的減隔震效果更好，原因在于常遇地震下FP支座的保險栓不被剪斷，F(xiàn)P支座的行為同普通支座，而LRB方案支座水平剛度要小于普通支座；(2)FP在常遇地震下減隔震率η高于LRB，在罕遇地震下減隔震率η低于LRB，原因在于FP方案的保險栓剪斷，F(xiàn)P預(yù)設(shè)的隔震周期對橋梁結(jié)構(gòu)周期的延長效果非常明顯，從而減少了地震反應(yīng)，降低了水平地震剪力。

表3 減隔震系數(shù)η

5.4 小結(jié)

本文選取的代表性橋在分別采用2種支座方案下的分析計算結(jié)果表明:LRB支座在常遇地震作用下，橫橋向減隔震效果比FP支座有較明顯優(yōu)勢，雖然在罕遇地震下FP支座減隔震效果比LRB有明顯優(yōu)勢，但是考慮到FP支座存在震后抗剪螺栓更換不方便等問題，本項目業(yè)主監(jiān)理最終選擇了LRB支座作為本項目橋梁的減隔震支座?？紤]到LRB支座的初始剛度不如FP支座剛度大，在增加梁端橫向限位裝置的基礎(chǔ)上，也進(jìn)行了梁部橫向剛度相關(guān)計算。依據(jù)歐標(biāo)EN1990中A2.4.4.2.4條規(guī)定，梁部橫向自振頻率不得小于1.2 Hz和水平荷載引起的梁橫向彎曲曲率半徑不得小于9 500 m。對代表性橋靜力計算結(jié)果如下:梁部橫向自振頻率為1.37 Hz，梁部橫向水平最大位移在離心力作用下為8.3 mm，在橫向風(fēng)作用下為4.1 mm，在搖擺力作用下為1.4 mm，梁橫向水平位移合計為13.8 mm，水平曲率半徑為870 471 m，均滿足歐標(biāo)規(guī)范要求。

6 結(jié)論

本文介紹了摩擦擺支座(FP)和鉛芯橡膠支座的特點，通過選取代表性橋梁分別采用2種支座進(jìn)行抗震效果對比研究，結(jié)果表明FP支座雖然在罕遇地震工況下取得非常好的減隔震效果，考慮到本項目橋梁個數(shù)較多，橋梁墩高和跨度種類較多，若選用FP支座則保險栓的尺寸種類太多不利于本項目支座設(shè)計和制造，且保險栓剪斷后制作運輸?shù)綐蛭恢芷谳^長，不能滿足大震后及時通車的需求。而LRB支座計算、設(shè)計和制造均比FP支座簡單，大地震后不需要更換支座，震后橋梁恢復(fù)通車及時性方面要優(yōu)于FP支座，所以LRB支座在綜合比較后最終被業(yè)主監(jiān)理選用，采用LRB支座的橋梁在常遇地震和罕遇地震下可以大幅降低橋梁下部結(jié)構(gòu)的經(jīng)濟指標(biāo)，符合EPC模式下對項目經(jīng)濟性的要求。