戶東陽，李聰林，陳克堅，盧三平，李沖杰

(1. 中鐵二院 昆明勘察設(shè)計研究院有限責(zé)任公司，云南 昆明 650200；2. 中鐵二院工程集團有限責(zé)任公司，四川 成都 610031)

渝昆高速鐵路穿越我國西南地區(qū)的重慶市、四川省、貴州省和云南省境內(nèi)，線路自重慶樞紐引出后，沿途經(jīng)地形起伏較大的西南地區(qū)后接入昆明鐵路樞紐。線路從四川盆地爬升至云貴高原，沿線地質(zhì)條件復(fù)雜，為跨越這些溝谷深壑、地勢復(fù)雜地區(qū)，線路中廣泛采用典型連續(xù)梁橋。由于地形原因，這些橋梁具有跨度大、橋墩高、相鄰墩高差異大等特征。另一方面，線路區(qū)域內(nèi)斷裂構(gòu)造發(fā)育，其中許多斷裂規(guī)模巨大，切割深，發(fā)展歷史復(fù)雜。非規(guī)則橋型和活躍的斷裂帶，給連續(xù)梁橋的減隔震設(shè)計帶來巨大挑戰(zhàn)，橋梁建成后的運營安全也受到地震的嚴(yán)重威脅。因此對線路中廣泛采用的鐵路典型三跨連續(xù)梁橋開展經(jīng)濟有效的減隔震方法及裝置研究顯得極為迫切。目前，眾多學(xué)者對橋梁減隔震方法及措施開展了廣泛的研究。KAEWUNRUEN等[1]針對鐵路橋梁車橋耦合過程中減隔震問題及實踐探索進行了總結(jié)。GHAEDI等[2]對2017年以來橋梁及建筑領(lǐng)域振動控制理論、減隔震裝置等研究進展進行了綜述。SAPOUNTZAKIS 等[3]提出了橋梁減震、隔震系統(tǒng)中KDamper 概念，即負(fù)剛度單元減隔震系統(tǒng)，并詳細闡述了其在橋梁減隔震分析中的應(yīng)用。HABERMAN 等[4]將屈曲梁和正剛度彈簧并聯(lián)建立了負(fù)剛度減隔震系統(tǒng)，為緊湊型基礎(chǔ)隔震設(shè)計提供高靜、低動剛度隔震系統(tǒng)。LI等[5]基于磁流變彈性體支座，研究了隔震橋梁半主動預(yù)測及控制方法。TUBALDI 等[6]對比分析了不同高阻尼橡膠支座對隔震橋梁地震響應(yīng)的影響。石巖等[7]綜述了橋梁減隔震措施發(fā)展現(xiàn)狀，總結(jié)了世界多座隔震橋梁的抗震性能與地震中的破壞形式。胡連軍等[8]總結(jié)了鐵路高墩橋梁的減隔震機制以及實際廣泛采用的措施，對鐵路高墩橋梁未來減隔震理論與技術(shù)發(fā)展作了展望。白全安[9]針對鐵路簡支梁橋抗震需求，提出了一種適用于高速鐵路簡支箱梁的新型軟鋼阻尼器。魏標(biāo)等[10-11]通過理論分析與力學(xué)試驗，研究了地震作用下雙曲面球型減隔震支座在鐵路簡支梁橋中的動力行為。綜上所述，目前國外學(xué)者多側(cè)重于橋梁減隔震理論方法研究，對實際鐵路橋梁抗震裝置研究及工程實踐方面文獻較少。而我國學(xué)者雖廣泛開展了抗震理論及減隔震裝置的研究，但對高烈度地震區(qū)橋梁減隔震措施研究還不充分。董俊等[12]針對大跨度中承式鐵路拱橋的減隔震問題，提出一種三向限位減震榫，基于彈塑性力學(xué)、材料力學(xué)等計算理論，開展了三向限位減震榫的簡易設(shè)計方法研究。然而，處于高烈度地震區(qū)的渝昆高速鐵路連續(xù)梁橋，其結(jié)構(gòu)特征有別于鐵路拱橋，且所受地震強度更高，三向限位減震榫在高烈度地震區(qū)高速鐵路橋梁上的適用性以及減震榫在高烈度地震作用下的性能演化規(guī)律研究是渝昆高鐵連續(xù)梁橋避免遭受高烈度地震破壞而倒塌的關(guān)鍵問題。綜上所述，為解決渝昆高鐵連續(xù)梁橋在高烈度地震區(qū)抗震問題，同時為其他類似高速鐵路橋梁提供具有實際意義的抗震措施參考，本文以渝昆高鐵某典型三跨連續(xù)梁橋(48+80+48) m 為研究對象，采用OpenSees 建立了該橋有限元模型，基于實際抗震需求，對比研究了普通支座、減隔震支座、減隔震支座加減震榫3 種減隔震措施下三跨連續(xù)梁橋的抗震性能。最后，通過足尺試驗，研究了三向限位減震榫的力學(xué)行為及耗能能力。

1 減震榫在高烈度地震區(qū)大跨連續(xù)梁橋中的適用性研究

三向限位減震榫的設(shè)計方法及軟件實現(xiàn)可參考文獻[9]，限于本文研究重點，在此不再贅述。以下以渝昆高鐵實際鐵路連續(xù)梁橋為研究對象，對減震榫在高烈度地震區(qū)高速鐵路連續(xù)梁橋抗震中的應(yīng)用及抗震效果進行對比分析。

1.1 工程概況

以渝昆高鐵某典型連續(xù)梁橋為例，首先對比了普通支座(硬抗型)、減隔震支座、減隔震支座+減震榫3種方案下橋梁的抗震性能。該橋上部結(jié)構(gòu)為三跨變截面連續(xù)箱梁，橋跨布置為(48+80+48)m，主梁為C55 混凝土；各橋墩均采用圓端形，材料為C35 混凝土，其中2 號墩、4 號墩為實心圓端形，3號墩為空心圓端形。2號～4號墩橋墩高度分別為：3，23 和13 m，橋墩縱向配筋率為1.35%，配箍率為0.84%，縱筋和箍筋均采用HRB400。該連續(xù)梁橋2 號墩為固定墩，布置雙排固定支座，1號橋臺、3 號墩和4 號墩為活動墩，布置雙排縱向活動支座。全橋示意圖如圖1所示。

圖1 全橋總體布置示意圖Fig.1 Schematic diagram of full-bridge layout

1.2 有限元模型

本橋采用專業(yè)橋梁抗震軟件OpenSees 模擬全橋模型，主梁、橋墩、支座分別選用梁單元、纖維單元、摩擦擺支座單元模擬。地震反應(yīng)中，重點關(guān)注橋墩的內(nèi)力和支座位移響應(yīng)，主梁僅考慮自重和二期恒載。在單元劃分時，橋墩單元劃分相對較密，梁單元劃分較粗，在保證分析精度的前提下，以降低分析的時間。模型中，承臺下部群樁效應(yīng)采用6個彈簧單元模擬，單元剛度考慮垂向剛度、2 個水平方向剛度以及抗彎剛度、抗扭剛度。模型中選用singleFPBearing支座單元模擬縱向活動摩擦擺支座，選擇singleFPBearing 單元(模擬支座)和零長度單元(模擬支座銷釘)并聯(lián)來模擬固定雙曲面球型減隔震支座。不同支座模擬參數(shù)見表1與表2。銷釘?shù)谋緲?gòu)關(guān)系則采用OpenSees內(nèi)置的MinMax材料進行模擬。在設(shè)計時，不考慮速度快慢對摩擦因數(shù)的影響，摩擦因數(shù)統(tǒng)一取0.06。

表1 普通支座彈性連接單元模擬參數(shù)Table 1 Simulation parameters of elastic connection element of common bearings

表2 雙曲面球型減隔震支座本構(gòu)參數(shù)Table 2 Constitutive parameters of hypoid spherical bearings

1.3 地震動輸入

渝昆高鐵跨越長江中游地震帶、右江地震帶和鮮水河～滇東地震帶等多個活動地震帶，在選取地震動時應(yīng)盡可能選用沿線實測地震動數(shù)據(jù)，以便真實反映渝昆高鐵的抗震性能。因此本文地震波考慮多遇、設(shè)計、罕遇3種工況，場地基準(zhǔn)周期為0.45 s，采用該橋橋址處安評地震波作為地震動輸入?yún)?shù)，多遇、設(shè)計、罕遇每種地震均有8條地震波，取平均響應(yīng)作為時程分析的最終計算結(jié)果。其多遇、設(shè)計和罕遇地震反應(yīng)譜示意圖如圖2所示。

圖2 地震反應(yīng)頻譜特性(ξ=0.05)Fig.2 Response spectrum characteristic(ξ=0.05)

1.4 各種減隔震措施對比分析

針對9 度地震區(qū)主跨80 m 的連續(xù)梁橋，考慮到黏滯阻尼器存在耐久性和造價高等問題，因此本項目不考慮采用黏滯阻尼器，而采用減震榫實現(xiàn)連續(xù)梁橋的限位和減震功能。為了說明減震榫的適用性，本項目對以下3 種方案進行了對比分析：方案1，普通支座(硬抗型)；方案2，減隔震支座；方案3，減隔震支座+減震榫。

橋梁的縱橫向地震力與減隔震支座銷釘剪斷時刻息息相關(guān)，本橋減隔震支座銷釘剪斷力設(shè)計值如表3所示。采用文獻[9]所述方法，對減震榫進行了設(shè)計，其設(shè)計參數(shù)如表4所示。

表3 減隔震支座銷釘剪斷力設(shè)計值Table 3 Shear force design value of the isolation bearing

表4 減震榫參數(shù)Table 4 Parameters of the damping tenon device

以下分別通過對比2種減隔震方案下支座的地震位移與橋墩墩底截面內(nèi)力控制參數(shù)，得到最優(yōu)的抗震設(shè)防方案。

1) 支座地震位移對比分析結(jié)果

2 種減隔震方案在設(shè)計和罕遇地震情況下的支座位移對比計算分析結(jié)果如圖3所示。

圖3 不同減隔震方案支座位移對比Fig.3 Comparison of bearing displacement with different seismic isolation measures

由圖3 分析可知：1)方案2 中，在9 度設(shè)計地震作用下，支座縱向最大位移達到150 mm，橫向最大位移達到199 mm；罕遇地震作用下，縱向最大位移達到340 mm，橫向最大位移達到384 mm。為保證行車安全及結(jié)構(gòu)安全，結(jié)合以往高烈度區(qū)連續(xù)梁橋抗震設(shè)計經(jīng)驗，本項目擬定在罕遇地震下支座位移設(shè)防目標(biāo)控制在300 mm 以內(nèi)，因此方案2 不能滿足設(shè)計要求；2)方案3 中，在相同地震烈度的設(shè)計地震作用下，支座縱向地震位移峰值小于127 mm，橫向地震位移峰值小于143 mm；罕遇地震作用下，縱向地震位移峰值小于252 mm，橫向地震位移峰值小于280 mm，符合抗震設(shè)計對支座位移限值要求。

2) 橋墩墩底內(nèi)力對比分析結(jié)果

墩底剪力和彎矩是橋墩截面設(shè)計的主要控制參數(shù)，由于多遇地震下，不同支座情況下均處于硬抗?fàn)顟B(tài)，故不進行多遇地震下的減震率對比，主要開展設(shè)計、罕遇地震作用下各種方案與硬抗型方案的減震率對比分析。由支座對比分析結(jié)果可知：方案2無法有效的將支座位移控制在設(shè)防目標(biāo)內(nèi)，故下面僅針對方案3開展橋墩抗震性能評估分析。其結(jié)果如圖4～5所示。

圖4 墩底截面縱向剪力和彎矩對比Fig.4 Comparison of longitudinal shear and bending moment of pier bottom section

圖5 墩底截面橫向剪力和彎矩對比Fig.5 Comparison of transverse shear and bending moment of pier bottom section

由上述縱橫向地震下橋墩內(nèi)力減震率結(jié)果表明：方案3 采用減隔震支座+減震榫可將上部主梁地震力分配到其它各橋墩上，有效地減少2號固定墩的墩底彎矩和內(nèi)力，固定墩減震率可達到35%～45%。橫向地震作用下，各墩共同承擔(dān)橋墩吸收的地震能量。設(shè)計地震下，方案3中墩底剪力和墩底彎矩顯著降低。設(shè)計地震作用下4號邊墩的減震率可達到35%～40%，固定墩減震率可達35%。而罕遇地震作用下，最大減震率可達到45%。這充分說明方案3可以有效減少橋墩墩底內(nèi)力，實現(xiàn)了減震耗能的目標(biāo)。

2 高烈度地震區(qū)減震榫性能試驗研究

2.1 試驗設(shè)計

為充分了解設(shè)計的減震榫在低周反復(fù)荷載作用下的變形行為和耗能性能，試驗采用4種加載方式，對4組足尺減震榫模型進行了加載試驗，試件尺寸如圖6所示。

圖6 減震榫試件尺寸Fig.6 Specimen size of damping tenon device

試件1加載方法：首先施加一個荷載周期，即于試件頂部正向加載30 kN，卸載至0 kN后，反向加載30 kN，再卸載至0 kN。相同加載周期進行2次。按照相同加載規(guī)則進行反復(fù)加載，直至加載時試件無繼續(xù)承受荷載能力，即試件達到屈曲狀態(tài)，改由位移控制加載。采用分級位移加載直至60 mm。

試件2 加載方法：采用位移控制分級加載方式。按照5 mm 逐級加載，直至加載至40 mm，一個量級做2次循環(huán)。當(dāng)加載至40 mm后保持荷載不變進行低周循環(huán)荷載試驗，直至試件產(chǎn)生裂紋。

試件3 加載方法：與試件2 加載方式相同。首先按照5 mm 逐級加載至40 mm。在試件屈曲前，一個量級做2 次循環(huán)；試件屈曲后，一個量級做3次循環(huán)。加載至40 mm 后保持荷載恒定，然后進行低周循環(huán)荷載試驗。

試件4 加載方法：與試件3 加載過程相同，即采用位移分級加載。首先按照5 mm 逐級加載至40 mm。試件屈曲前，一個量級做2 次循環(huán)；試件屈曲后，一個量級做3次循環(huán)。加載至40 mm后保持荷載恒定，然后進行低周循環(huán)荷載試驗。

2.2 試驗結(jié)果分析

4組試件的滯回曲線結(jié)果如圖7所示。

圖7 4組試件的滯回曲線Fig.7 Hysteresis curve of 4 groups of specimen

通過試驗所得的試件的荷載?位移滯回曲線可以看出：(a)滯回曲線表現(xiàn)為梭形，表明其形狀飽滿，從而驗證了所設(shè)計的減震榫具有很強的塑性變形能力，在地震作用下，減震榫耗能能力強，抗震性能優(yōu)越。(b)在加載初期，試件滯回曲線所圍面積很小，表明荷載與位移呈線性變化關(guān)系，在反復(fù)加載周期內(nèi)，試件殘余變形不大，表明剛度未明顯退化，試件在加載過程中基本以線彈性狀態(tài)工作。(c)隨荷載持續(xù)增加，滯回曲線所圍面積增大，滯回環(huán)表現(xiàn)為曲線形狀，且伴隨荷載增大，滯回曲線越來越靠近位移軸，這表明減震榫產(chǎn)生了顯著的剛度退化，其狀態(tài)已進入非線性階段。(d)當(dāng)加載至最大值時，試件所承受荷載依然有緩慢上升，而后隨著施加位移增加，滯回曲線所圍面積增加較快，曲線斜率降低亦很快，反映出減震榫耗能能力增強，剛度退化加快。

通過4組不同減震榫試件加載，獲得不同加載位移下減震榫的等效黏滯阻尼系數(shù)平均值，其結(jié)果如圖8所示。

圖8 平均等效黏滯阻尼系數(shù)與位移關(guān)系Fig.8 Relationship between average equivalent viscous damping coefficient and displacement

由圖8可看出：減震榫的平均等效阻尼系數(shù)與榫頂位移基本呈正線性相關(guān)的關(guān)系，這表明了結(jié)構(gòu)的耗能能力伴隨結(jié)構(gòu)位移增加而充分發(fā)揮。

3 結(jié)論

1)對于高烈度地震區(qū)大跨度連續(xù)梁橋，主墩、邊墩支座添加三向限位減震榫后，罕遇地震下支座位移控制在300 mm 左右，設(shè)計地震下支座位移控制在150 mm 以內(nèi)，滿足控制要求，且三向限位減震榫可有效降低固定墩的墩底內(nèi)力，將地震力分配到其他橋墩上，實現(xiàn)了限位和減震的作用。

2) 三向限位減震榫滯回曲線飽滿，等效黏滯阻尼系數(shù)隨著減震榫試件頂端位移的增大而增大。結(jié)構(gòu)的耗能能力隨著減震榫頂點位移的增大逐漸發(fā)揮，可滿足實際高烈度地震區(qū)連續(xù)梁橋抗震需求。