王 良 易 磊 周 春 梁 旭 李海波

(洛陽雙瑞特種裝備有限公司武漢分公司 武漢 430084)

隨著國內(nèi)外對高烈度地震區(qū)連續(xù)梁橋減隔震理論的研究逐漸深入，在對摩擦擺支座工作性能進行多方面研究的基礎(chǔ)上，研究內(nèi)容由單純從力學角度分析轉(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]，針對高速鐵路與簡支梁橋梁的抗震措施提出了數(shù)值分析的方法和比選[3-5]，采用非線性時程分析法對鐵路多跨簡支梁橋設(shè)計地震至罕遇地震作用下關(guān)鍵構(gòu)件動力響應(yīng)和關(guān)鍵截面抗震性能進行研究[6-7]，利用有限元模型，研究雙曲面球型減隔震支座減少橋墩地震損傷的效果，并對數(shù)值仿真結(jié)果進行振動臺試驗驗證[8]。

簡支梁橋是中國高速鐵路的常見橋型，川藏鐵路貫穿地域廣闊、沿線地質(zhì)條件復(fù)雜，跨越甘孜爐霍地震帶與雅魯藏布江地震帶，地震設(shè)防烈度均為VIII度以上。因此，針對川藏鐵路高烈度地震區(qū)簡支梁橋的減隔震性能進行研究具有十分重要的作用。減隔震技術(shù)在橋梁結(jié)構(gòu)中的應(yīng)用方式包括地基隔震、基礎(chǔ)隔震及上部結(jié)構(gòu)隔震等。本文以川藏鐵路昌都至林芝段噶朗村G318立交左線特大橋和尼洋河特大橋為研究對象，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減隔震方案作為橋梁上部結(jié)構(gòu)隔震方案，選定設(shè)計參數(shù)，并對減隔震效果進行了罕遇地震作用下結(jié)構(gòu)響應(yīng)幅值比較，驗證摩擦擺支座減隔震方案的有效性。通過對摩擦擺支座的工況進行分析，提出摩擦擺支座結(jié)構(gòu)、材料和設(shè)計計算關(guān)鍵步驟，按照歐洲標準《anti-seismic devices(EN15129：2018)》進行水平滯回性能試驗的峰值速度計算，為評價摩擦擺支座性能提供依據(jù)和參考。

1 工程概況和有限元模型

1.1 工程概況

川藏鐵路昌都至林芝段線路以橫跨方式通過波密縣帕隆藏布河谷區(qū)和G318國道，噶朗村G318立交左線特大橋橋址中心里程CK1093+637，起止里程CK1093+163.45-CK1094+110.55，孔跨樣式為14×32 m+3×24 m+1×48 m簡支梁，全長947.1 m。尼洋河特大橋位于西藏自治區(qū)林芝市巴宜區(qū)的尼洋河上，橋梁起訖里程為DK1255+748.88-DK1260+095.13，左線孔跨式樣為(24×32m)簡支梁+2(32×32 m)簡支梁+35×48 m簡支梁+60 m+100 m+60 m連續(xù)梁+17×32 m簡支梁，右線孔跨式樣為1×32 m簡支梁+2×24 m簡支梁+22×32 m簡支梁，橋長4 346.25 m。

根據(jù)工程地質(zhì)勘察報告，昌都至林芝段噶朗村G318立交左線特大橋場地類別為II類，橋址區(qū)基本地震動峰值加速度為0.30g，地震基本烈度VIII度，地震動加速度反應(yīng)譜特征周期0.45 s。尼洋河特大橋場地類型為中軟土，場地類別為III類，橋址區(qū)基本地震動峰值加速度為0.30g，地震基本烈度VIII度，地震動加速度反應(yīng)譜特征周期為0.65 s。

1.2 有限元模型

在川藏線噶朗村G318立交左線特大橋和尼洋河特大橋中選取典型的簡支箱梁橋。橋梁及橋墩具體情況為：噶朗村G318立交左線特大橋設(shè)計活載為中-活載，橋墩號P2，梁型為32 m簡支箱梁，墩高11.5 m，為實心墩；尼洋河特大橋設(shè)計活載為中-活載，橋墩號P50，梁型為32 m簡支箱梁，墩高11.5 m，為實心墩。簡支箱梁采用通橋(2014)2232/2231。

依據(jù)GB 50111-2006 《鐵路工程抗震設(shè)計規(guī)范》(2009年版)第7.2.1條“簡支梁橋墩抗震分析，一般情況下可采用單墩力學模型計算，梁部應(yīng)只計質(zhì)量影響?！痹诖ú罔F路簡支梁橋抗震分析時采用單墩力學模型，橋墩采用梁單元模擬，采用“m值”法考慮樁土相互作用，單墩有限元模型見圖1。

圖1 典型橋墩

1.3 地震動輸入和地震波選擇

用時程法分析該橋在多遇地震、設(shè)防地震及罕遇地震作用下的結(jié)構(gòu)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。地震動輸入分為實測地震動和人工波2種類型[9-10]，綜合考慮各方面因素，結(jié)合橋址所在場地地震安全性評估報告提供的地震動相關(guān)參數(shù)，選擇輸入的地震波采用3條人工擬合地震波，并分別沿縱橋向和橫橋向輸入到橋梁有限元模型中進行動力響應(yīng)時程分析，分析結(jié)果取3條波中的最大值，罕遇地震作用下地震波時程曲線見圖2。

2 減隔震設(shè)計及其效果對比

在近場地震動作用下，鐵路簡支梁橋的主要受力形式為橋墩截面同時承受縱橋向、橫橋向雙向彎矩和軸力作用，隨著地震動強度的增強，橋墩截面的荷載隨之增強，當超過臨界值時橋墩截面將發(fā)生破壞。對于川藏鐵路梁橋，選取典型的簡支箱梁橋墩進行分析，確定摩擦擺支座的設(shè)計參數(shù)，對比簡支梁橋在采用摩擦擺支座和普通鋼支座后的地震響應(yīng)。采用midas Civil大型有限元軟件建立簡支梁橋整體抗震計算單墩模型，采用時程分析法分析橋墩在多遇地震、設(shè)防地震作用下結(jié)構(gòu)的地震響應(yīng)。

2.1 不使用減隔震方案時的地震響應(yīng)

當橋梁不使用減隔震方案時，以普通球型支座作為橋梁支座。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3條地震波的最大值，結(jié)構(gòu)關(guān)鍵截面動力響應(yīng)幅值見表1。

表1 地震作用下結(jié)構(gòu)響應(yīng)幅值

由表1可見，墩底剪力和彎矩值過大，對于結(jié)構(gòu)整體受力不利，并且罕遇地震時的墩底剪力和彎矩值比多遇地震、設(shè)防地震時多出1倍甚至1個數(shù)量級，導(dǎo)致橋墩設(shè)計難以兼顧經(jīng)濟性和安全性。

2.2 使用減隔震方案時的地震響應(yīng)

摩擦擺支座的減隔震作用主要體現(xiàn)在消耗地震能量和對梁體位移的控制兩方面。當使用摩擦擺支座作為橋梁減隔震方案時，通過支座預(yù)設(shè)的曲面滑動面調(diào)整原有結(jié)構(gòu)體系的自振周期，使其遠離地震的地面運動卓越周期，減小橋梁結(jié)構(gòu)因地震力產(chǎn)生的放大效應(yīng)，將地震能量轉(zhuǎn)化為摩擦內(nèi)能和梁體抬升的勢能，從而顯著降低結(jié)構(gòu)地震響應(yīng)，有效保護橋墩和地面樁基，同時具有位移控制能力和自恢復(fù)能力，大震后僅需要進行復(fù)位和限位修復(fù)，維護成本低。

摩擦擺支座力學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。

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W-支座豎向載荷；μ-摩擦系數(shù)；D-減隔震位移；R-隔震半徑；Kp-初始剛度為支座屈服位移2.5 mm時的剛度；Kc-屈后剛度，Kc=W/R；Ke-等效剛度，Ke=W/R+μW/D。圖3 摩擦擺支座載荷-位移曲線

摩擦擺支座恢復(fù)力可按式(1)計算。

(1)

由式(1)可知，摩擦擺支座需要且能夠精確設(shè)計，通過迭代計算與比選，確定摩擦擺支座參數(shù)取值見表2，摩擦擺支座的等效剛度、等效阻尼比、等效周期等性能設(shè)計值從而由此確定。

表2 摩擦擺支座設(shè)計參數(shù)

采用摩擦擺支座后，當?shù)卣鹚搅Τ^摩擦擺支座限位水平力時，支座上的限位裝置剪斷，支座縱橋向、橫橋向的自由度限制解除，橋梁上部梁體以預(yù)設(shè)的地震周期保持一致地擺動，地震作用力在各墩上進行較為均勻地有效分配，摩擦擺支座發(fā)揮減隔震效果。利用非線性時程分析方法，分別沿縱橋向和橫橋向輸入設(shè)防地震和罕遇地震作用下的地震波，結(jié)構(gòu)地震響應(yīng)取3條人工波的最大值。結(jié)構(gòu)關(guān)鍵截面動力響應(yīng)幅值見表3。摩擦擺支座在地震作用下的滯回曲線見圖4、圖5。

表3 地震作用下結(jié)構(gòu)響應(yīng)幅值

圖4 噶朗村G318立交左線特大橋設(shè)防地震滯回曲線

圖5 尼洋河特大橋設(shè)防地震滯回曲線

墩頂位移和墩底彎矩是減隔震性能的重要指標。可以看出，在設(shè)防地震和罕遇地震時，使用摩擦擺支座減隔震方案，墩底剪力和彎矩在1個數(shù)量級，且比不使用減隔震方案時顯著降低，摩擦擺支座滯回曲線飽滿，重復(fù)度好，說明摩擦擺支座在地震中減震耗能效果好，性能穩(wěn)定。

由于摩擦擺支座減隔震起始力的設(shè)定，多遇地震和設(shè)防地震作用下摩擦擺支座相當于普通鋼支座，對橋梁上部梁體進行限位。罕遇地震時，一旦地震水平力達到摩擦擺支座減隔震起始力，摩擦擺支座水平限位裝置剪斷，發(fā)揮位移控制效果，設(shè)防地震和罕遇地震作用下墩梁相對位移見表4。

表4 地震作用下墩梁相對位移

由表4可見，墩梁位移被控制在摩擦擺支座設(shè)計減隔震位移之內(nèi)，沒有出現(xiàn)脫位現(xiàn)象。進一步地，由于摩擦擺支座的凹球面結(jié)構(gòu)特點，在地震結(jié)束之后，梁部結(jié)構(gòu)可自復(fù)位，殘余位移較小，對保護橋梁上部結(jié)構(gòu)有利。

2.3 減隔震效果對比

由于采用摩擦擺支座減隔震方案時，多遇地震和設(shè)防地震下為“硬抗”模式，與普通球型支座相同，而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進行比較，定義結(jié)構(gòu)減震率為普通鋼支座下的結(jié)構(gòu)響應(yīng)與摩擦擺支座下結(jié)構(gòu)響應(yīng)之差與普通鋼支座下結(jié)構(gòu)響應(yīng)的百分比。設(shè)防地震和罕遇地震作用下采用摩擦擺支座后墩底內(nèi)力減震率見表5。

表5 地震作用下摩擦擺支座減震率 %

通過比較表5中數(shù)據(jù)，得出以下結(jié)論。

1) 對于墩高11.5 m的簡支箱梁橋，采用摩擦擺支座的減震效果顯著。其中噶朗村G318立交左線特大橋在設(shè)防地震作用下墩底剪力的減震率達到80%，墩底彎矩的減震率達到81%；罕遇地震作用下墩底剪力的減震率達到82%，墩底彎矩的減震率達到83%；尼洋河特大橋在設(shè)防地震作用下墩底剪力的減震率達到76%，墩底彎矩的減震率達到79%；罕遇地震作用下墩底剪力的減震率達到77%，墩底彎矩的減震率達到79%。

2) 設(shè)防地震作用下墩高11.5 m簡支箱梁橋采用摩擦擺支座后支座位移有所增大，其中噶朗村G318立交左線特大橋支座在設(shè)防地震作用下縱橋向最大位移131 mm，橫橋向最大位移95 mm，罕遇地震作用下縱橋向最大位移295 mm，橫橋向最大位移206 mm；尼洋河特大橋在設(shè)防地震作用下支座縱橋向最大位移139 mm，橫橋向最大位移106 mm；罕遇地震作用下縱橋向最大位移296 mm，橫橋向最大位移286 mm，均在摩擦擺預(yù)設(shè)的地震位移范圍之內(nèi)。

綜上可知，使用摩擦擺支座進行減隔震設(shè)計是合適的。

3 摩擦擺支座應(yīng)用

3.1 摩擦擺支座工況分析

摩擦擺支座應(yīng)用在橋梁上時，在豎向荷載作用下，曲面壓應(yīng)力均勻分布，平面尺寸與設(shè)計位移相關(guān)，利用單擺機理延長了橋梁的自振周期，從而降低結(jié)構(gòu)動力響應(yīng)，并通過橋梁上部結(jié)構(gòu)自重提供所需的自復(fù)位能力，幫助橋梁上部結(jié)構(gòu)回到初始位置。

摩擦擺支座在橋梁正常運營狀態(tài)或發(fā)生小于預(yù)期的地震作用情況下，其功能與普通鋼支座一致，可滿足橋梁的正常運行，當發(fā)生大于預(yù)期的地震時，其限位裝置被剪斷，通過高性能摩擦副，實現(xiàn)摩擦耗能；通過曲面實現(xiàn)動能到勢能的轉(zhuǎn)化，并提供回復(fù)力，使結(jié)構(gòu)震后自復(fù)位；設(shè)置限位裝置實現(xiàn)抗中震、隔大震的功能。圖6為摩擦擺支座(固定型)結(jié)構(gòu)圖。

1-上支座板;2-改性超高分子量聚乙烯滑板;3-球冠襯板;4-改性高分子量達克綸(HSM);5-下支座板;6-錨栓;7-限位裝置;8-球面不銹鋼滑板。圖6 摩擦擺支座結(jié)構(gòu)圖

3.2 摩擦擺支座材料及設(shè)計計算

根據(jù)標準TB/T 3320-2013 《鐵路橋梁球型支座》和Q/CR 756.2-2020 《鐵路橋梁支座第2部分：球型支座》要求，結(jié)合川藏鐵路工程性能需求，摩擦擺支座所用主要材料見表6。

表6 摩擦擺支座主要材料

摩擦擺支座設(shè)計計算主要包括耐磨板壓應(yīng)力計算、滑動面水平位移計算和轉(zhuǎn)動力矩設(shè)計計算，參照標準TB/T 3320-2013 《鐵路橋梁球型支座》和Q/CR 756.2-2020 《鐵路橋梁支座第2部分：球型支座》進行。

耐磨板設(shè)計壓應(yīng)力為載荷與耐磨板投影面積之比，按照式(2)計算。

(2)

式中：W為豎向設(shè)計承載力；d為耐磨板在水平面的投影面直徑；σ為耐磨板抗壓強度容許值。

對于滑動面水平位移，采用定性分析，可以使用反應(yīng)譜法確定，但鑒于摩擦擺式支座的非線性特征，實際水平位移量需要經(jīng)過非線性分析來驗算。

轉(zhuǎn)動力矩是檢驗在一定彎矩下支座的旋轉(zhuǎn)能力，支座工作時隨橋梁下?lián)系劝l(fā)生轉(zhuǎn)動，按照式(3)計算。

M=μWRc<[M]

(3)

式中：μ為摩擦面摩擦系數(shù)；W為豎向設(shè)計承載力；Rc為球冠襯板的球面半徑；[M]為彎矩允許值。

3.3 摩擦擺支座水平滯回性能試驗

在地震發(fā)生時，摩擦擺支座的動態(tài)滑移性能關(guān)系到橋梁安全。為模擬支座實際地震工況，參照歐洲標準EN15129：2018 《antiseismic devices》，在支座設(shè)計載荷下進行水平滯回性能試驗，峰值速度按公式(4)計算。

VED=2π·f0·dx

(4)

式中：VED為峰值速度；f0為隔震頻率；dx為設(shè)計隔震位移。

計算得到摩擦擺支座水平滯回峰值速度為767 mm/s。

4 結(jié)語

針對川藏鐵路高烈度地震區(qū)簡支梁橋的抗震設(shè)防需求，建立噶朗村G318立交左線特大橋和尼洋河特大橋典型簡支箱梁橋有限元分析模型，制定了摩擦擺支座減隔震方案，并開展仿真計算和減隔震效果分析，進一步地，對摩擦擺支座進行了工作狀態(tài)分析和設(shè)計計算，主要結(jié)論如下。

1) 不使用減隔震方案，簡支梁橋墩底剪力和彎矩值過大，對于結(jié)構(gòu)整體受力不利，并且罕遇地震時的墩底剪力和彎矩值比多遇地震、設(shè)防地震時多出1倍甚至1個數(shù)量級，導(dǎo)致橋墩難以兼顧經(jīng)濟型和安全性，設(shè)計困難。

2) 使用摩擦擺支座減隔震方案，罕遇地震作用下，墩底剪力和彎矩值下降，減隔震作用和位移控制作用顯著，整體減隔震效果好。

3) 分析了摩擦擺支座在橋梁中的工況，提出設(shè)計計算關(guān)鍵步驟及水平滯回性能試驗峰值速度，為橋梁支座的設(shè)計提供依據(jù)和參考。

4) 對于不同跨徑的同類簡支梁橋梁、或者其他類型的橋梁，在選用摩擦擺支座時，應(yīng)根據(jù)實際工程減隔震設(shè)計要求，進行摩擦系數(shù)、隔震半徑、減隔震位移等參數(shù)的選取，以提高減隔震適用性。