基于拉索-摩擦擺式支座的高速鐵路連續梁橋減隔震研究*

李守文,黃天立

(1.中建二局第一建筑工程有限公司華中分公司,湖南 長沙 410399; 2.中南大學土木工程學院,湖南 長沙 410075)

0 引言

橋梁支座作為橋梁上部梁體與下部墩臺間的重要連接部件,不僅要將恒荷載和荷活載引起的上部結構反力、變形(位移、轉角)等可靠傳遞給墩臺,而且在地震中,支座還需承受橋梁上、下部結構之間傳遞的巨大地震力,其破壞將直接影響梁體及墩臺的安全性,導致梁體碰撞、落梁、橋梁垮塌等震害現象。減隔震技術是提高橋梁抗震性能的有效手段[1]。摩擦擺式減隔震支座(friction pendulum bearing,FPB)以其承載力強、具有自復位功能等特點,在橋梁抗震設計中得到了廣泛應用[2]。

國內外許多專家學者對摩擦擺式減隔震支座進行了研究。Jangid等[3-4]對近斷層下FPB支座的性能進行了分析,并對其參數進行了優化,結果表明:對于低摩擦系數,在近斷層地震作用下,FPB支座存在明顯的滑動位移;針對不同的結構參數給出了FPB支座的最佳摩擦系數取值。占玉林等[5-6]研究了考慮栓釘作用情況下FPB支座隔震橋梁的地震響應,結果表明:在縱向地震動作用下,隨著摩擦系數的增大,墩底最大彎矩和墩頂最大位移不斷增大;隨著曲率半徑增大,主墩墩底彎矩逐漸減小;隨著栓釘抗力的增加,制動墩墩底最大縱向彎矩、墩頂最大縱向位移先保持不變后增長明顯。王傳坤等[7]進行了基于FPB支座的高速鐵路連續梁橋減隔震研究,結果表明:軌道系統的約束作用會改變橋梁結構的動力特性與地震響應,放大墩底剪力橫向分配的不均勻性;適當增大擋塊-墊石設計間距可確保FPB支座充分發揮隔震性能;結構橫向地震響應對FPB支座摩擦系數的變化較其球面半徑變化敏感,且摩擦系數取值為0.03～0.04較合理。陳克堅等[8]對采用FPB支座的雙線鐵路簡支梁橋適用墩高范圍進行了研究,結果表明:當要求縱、橫向墩頂位移減隔震率大于55%,同時要求縱、橫向墩底彎矩減隔震率大于25%時,常用雙線鐵路簡支梁橋的適用墩高范圍取值為0～52m。

盡管FPB支座有很多優點,但不能有效地限制墩、梁間相對位移,難以防止梁體碰撞和落梁等震害現象。針對這些問題,袁萬城等[9-10]提出一種在盆式橡膠支座基礎上增加拉索構造的拉索減震支座,該支座具有原理簡單、技術成熟、性能穩定和性價比高等優點,已在公路和市政橋梁中得到了廣泛應用。借鑒拉索減震支座的特點,通過在摩擦擺式減隔震支座上增加拉索構造,提出了一種新型拉索-摩擦擺式減隔震支座(cable friction pendulum bearing,CFPB),以某高速鐵路(60+100+60)m預應力混凝土連續箱梁橋為工程背景,研究新型拉索-摩擦擺式支座用于高速鐵路連續梁橋減隔震的適用性。

1 新型拉索-摩擦擺式減隔震支座

1.1 設計理念

連續梁橋是高速鐵路橋梁工程中的主要形式之一,梁體的平衡位置在地震作用下會不斷發生變化,梁體與墩臺之間的相對位移難以控制,可能導致主梁發生落梁。雖然可以在固定墩上設置抗震銷或在縱向設置抗震擋塊來加強固定支座,強行保證其安全,但這樣做會使固定墩承受較大的地震力,產生較大的塑性變形,甚至導致固定墩發生地震破壞,給震后修復工作帶來巨大困難[11]。

鑒于以上原因,借鑒拉索減震支座的特點,通過在摩擦擺式減隔震支座上增加拉索構造,提出了一種新型拉索-摩擦擺式減隔震支座,固定型拉索-摩擦擺式減隔震支座的構造如圖1所示。從圖1可以看出,固定型拉索-摩擦擺式減隔震支座主要由球型支座、摩擦擺式底座、拉索和抗剪螺栓等組成。在小震和中震作用下,CFPB支座可保持固定支座的正常使用功能;在罕遇地震作用下,CFPB支座的抗剪螺栓被剪斷,其功能轉變為常規摩擦擺式減隔震支座;當CFPB支座的位移過大時,通過拉索予以限制[12]。通過合理設計CFPB支座參數,使支座不僅能滿足靜力作用下的使用性能,而且在強震作用下能有效減小固定墩的受力,有效限制墩、梁間相對位移,防止落梁。

圖1 拉索-摩擦擺式減隔震支座的構造示意Fig.1 Sketch of the cable friction pendulum bearing

1.2 性能目標

1) 正常使用時,拉索不起作用,拉索-摩擦擺式減隔震支座與普通球型支座相同。

2) 在遭遇小震和中震作用時,支座的抗剪螺栓原則上不允許剪斷,避免震后更換支座。

3) 在遭遇罕遇地震作用時,支座的抗剪螺栓被剪斷,支座轉變為拉索-摩擦擺式減隔震支座,利用球面四氟滑板和減震球擺之間的滑動隔離上下部結構,減少地震力的傳遞,并利用摩擦和結構動能與勢能之間的轉化耗散能量;同時由拉索限制支座產生的過大水平位移,并通過結構自重與拉索共同提供恢復力。

2 CFPB支座的設計參數

2.1 滑道曲率半徑

根據相關資料,CFPB支座滑道曲率半徑的取值范圍為0.5～9.0m。支座自振周期可根據式(1)計算:

(1)

式中:T為支座的自振周期(s);R為支座滑道曲率半徑(m);g為重力加速度,取值為9.8m/s2。

2.2 摩擦系數

摩擦系數μ取值一般為0.01～0.06,可根據產品的試驗曲線確定。

2.3 拉索長度

根據幾何關系[12],可得到拉索長度L的計算公式如下:

(2)

(3)

式中:Lxy為拉索在水平面的投影長度;L為拉索的實際長度;H為支座的總高度;A,B分別為頂板的長和寬;C,D分別為底板的長和寬;δx,δy分別為支座縱向和橫向設計水平位移。

2.4 拉索剛度

根據材料力學知識,拉索剛度K2可按式(4)計算:

(4)

式中:E為拉索的彈性模量;A為拉索的截面面積;L為拉索的長度。

2.5 抗剪螺栓的剪切強度

根據GB/T 17955—2009《橋梁球型支座》第4.1.2條規定:固定支座和單向活動支座非滑移方向的水平承載力均不應小于豎向設計承載力的10%,即要求抗剪螺栓的剪切強度應大于豎向設計承載力的10%,同時為了保證地震作用下抗剪螺栓能被順利剪斷,要求其剪切強度不能太大。因此,抗剪螺栓的剪切強度宜取10%～20%的豎向承載力,這樣既可保證在正常使用和中、小地震作用時支座保持固定,又能在橋梁遭遇罕遇地震時,抗剪螺栓能被順利剪斷,支座轉變為摩擦擺式減隔震支座,減小下部結構所受的地震作用。

2.6 自由行程

CFPB支座的自由行程是指拉索開始作用時支座的水平位移,反映拉索的松弛程度。一般情況下,自由行程的取值原則為[13]: ①要大于溫度產生的伸縮量,保證正常使用時支座的自由變形; ②要小于地震作用下支座抗剪螺栓全部剪斷后產生的墩梁相對變形; ③同一聯橋梁各支座的自由行程應相同。

2.7 恢復力模型

圖2a～2c分別為抗剪螺栓、摩擦擺式減隔震支座和拉索的恢復力模型。其中K0為抗剪螺栓剛度,K1為摩擦擺式減隔震支座的彈性剛度,K2為拉索剛度。圖2d為帶抗剪螺栓的拉索-摩擦擺式減隔震支座恢復力模型[14],其中u0為抗剪螺栓失效時的位移,u1為帶抗剪螺栓的拉索-摩擦擺式減隔震支座的自由行程。帶抗剪螺栓的拉索-摩擦擺式減隔震支座恢復力模型由抗剪螺栓、摩擦擺式減隔震支座和拉索的恢復力模型疊加而成。當支座上下座板間的相對位移u≤u0時,抗剪螺栓未被剪斷,支座功能與普通固定支座相同;當u0u1時,拉索開始發揮限位作用。

圖2 恢復力模型Fig.2 Restoring force model

3 工程應用

3.1 工程概況

以某高速鐵路(60+100+60)m預應力混凝土連續箱梁橋為工程背景,該橋主梁為雙線單箱單室、變高度、變截面箱梁,采用C60混凝土。箱梁頂寬12.0m,底寬6.7m,中支點處梁高7.85m。鄰跨結構為32m的簡支箱梁,梁高3.05m。橋墩為圓端形實體墩,邊墩高22.5m,中墩高30.5m,采用C40混凝土,HRB400鋼筋,縱筋直徑為25mm,箍筋直徑為10mm?；A采用鉆孔灌注樁,邊墩采用10根直徑1.25m、長16m的樁基,中墩采用10根直徑2m、長25m的樁基。該橋的立面和支座布置如圖3所示。

圖3 某預應力混凝土連續箱梁橋及其支座布置(單位:m)Fig.3 Layout of a pre-stressed concrete continuous box girder bridge and its bearings(unit:m)

3.2 有限元模型建立

采用MIDAS Civil有限元軟件建立全橋三維有限元模型,如圖4所示,其中主梁、橋墩采用梁單元模擬,橋墩潛在塑性鉸區采用彈塑性纖維單元模擬;樁土相互作用模擬采用“m”法,用土彈簧模擬土體作用,用梁單元模擬樁;普通盆式支座采用MIDAS Civil中的一般彈性支撐進行模擬;帶抗剪螺栓的拉索-摩擦擺式減隔震支座采用MIDAS Civil程序自帶的摩擦擺式隔震裝置和“鉤”兩者并聯組合模擬,其中摩擦擺式隔震裝置模擬摩擦擺式球型隔震支座,“鉤”模擬拉索,關于抗剪螺栓,目前在MIDAS中還無法實現具體模擬,因此,先假定抗剪螺栓不發生破壞,若計算所得支座剪力超過其設計抗剪承載力,則按抗剪螺栓失效的方式進行考慮。

圖4 全橋有限元模型Fig.4 Finite element model of the bridge

3.3 地震動輸入

本工程抗震設防烈度為8度,地震動峰值加速度值Ag=0.20g,場地類別為II類,特征周期分區為一區,地震動反應譜特征周期Tg=0.35s。為研究罕遇地震作用下拉索-摩擦擺式減隔震支座的工作性能,本文將工程抗震設防烈度取為9度,地震動峰值加速取為Ag=0.40g,其他參數不變。

地震動加速度時程采用MIDAS Civil自帶的3條實測地震動記錄,分別為1979年的James RD Centro地震動記錄、1940年的El Centro地震動記錄和1971年的San Fernando地震動記錄,經幅值調整后得到的輸入地震動時程曲線如圖5所示。

圖5 地震動加速度時程曲線Fig.5 Acceleration time history of seismic wave

4 CFPB支座的減震性能分析

為驗證拉索-摩擦擺式減隔震支座的減震效果,建立了4種模型。

1)模型1 22號固定墩采用固定盆式支座,其余墩均采用活動盆式支座,地震作用下固定盆式支座的抗剪螺栓不被剪斷。

2)模型2 22號固定墩采用固定盆式支座,其余墩均采用活動盆式支座,地震作用下固定盆式支座的抗剪螺栓被剪斷。

3)模型3 22號固定墩采用固定型FPB支座,其余各墩均采用活動型FPB支座,地震作用下固定型FPB支座的抗剪螺栓被剪斷。

4)模型4 22號固定墩采用固定型CFPB支座,其余墩均采用活動型CFPB支座,地震作用下固定型CFPB支座的抗剪螺栓被剪斷。

在模型4中,拉索剛度的取值為K2=3×105kN/m,支座的自由行程取值為0.1m,支座滑動靜、動摩擦系數分別取0.04和0.03,邊墩和中墩支座曲率半徑分別取3m和6m。

4.1 不同地震動時程影響分析

為分析地震動頻譜特性對支座地震響應效果的影響,圖6所示為3條不同地震波輸入下,模型4結構的墩、梁間相對位移、固定墩墩底彎矩和剪力。從圖6可以看出,經過調幅后,雖然輸入的3條地震動時程曲線的加速度峰值相同,但在其作用下,各橋墩的墩、梁間相對位移、墩底彎矩和墩底剪力均存在差別。由此表明:地震動的頻譜特性對結構的地震響應有很大影響。因此,對結構進行地震響應分析時,應選取多組地震動時程進行結果對比。本文此后章節描述地震動響應分析時,均取3組地震動時程計算結果的最大值進行分析。

圖6 不同地震動時程影響分析Fig.6 The seismic responses of bridge under different earthquake actions

4.2 CFPB支座減震效果分析

為研究CFPB支座的減震效果,表1給出了3條不同地震波輸入下,4種模型計算結果的最大值。

表1 CFPB支座減震效果分析Table 1 The seismic isolation effect of the bridge by using the cable friction pendulum bearings

1)模型1 采用固定盆式支座,由于地震作用下其抗剪螺栓未被剪斷,固定墩墩底將承受較大的剪力和彎矩。對于模型4,采用CFPB支座,固定型CFPB支座在抗剪螺栓剪斷后變成滑動支座,固定墩墩底剪力和彎矩下降,比模型1分別下降71.96%和18.90%。由此表明:CFPB支座可取得較好的隔震效果,墩、梁間相對位移也可得到較好控制。

2)對于模型2,采用固定型盆式支座,由于其抗剪螺栓被剪斷,各橋墩的墩、梁間相對位移很大,最大值1.508m,將發生落梁震害。對于模型4,采用CFPB支座,各橋墩的墩、梁間相對位移均較小,沒有發生落梁的危險。此外,模型4中固定墩墩底內力也有一定程度降低。由此表明:拉索-摩擦擺式減隔震支座可顯著降低固定墩所承受的地震力,同時具有良好的限位能力,可有效防止落梁。

3)對于模型3和4,采用CFPB支座后,各橋墩的墩、梁間相對位移分別減小了20%,57.45%,56.69%和31.25%。采用CFPB支座后,固定墩墩底剪力降低,墩底彎矩二者相差不大。由此表明:CFPB支座的減隔震性能優于FPB支座。

綜上可知,CFPB支座的減隔震效果優于FPB支座,同時該支座具有較好的限位能力,可有效防止落梁。

5 參數分析

5.1 拉索剛度

選取支座自由行程為0.1m,其他參數不變,將CFPB支座的拉索剛度K2設為從0～6×105kN/m變化,沿橋梁結構縱向輸入經調整后的3條地震動時程,計算得到20號邊墩的墩、梁間相對位移、22號固定墩的墩底彎矩和剪力與拉索剛度的變化曲線,如圖7所示。

圖7 墩、梁間相對位移、墩底彎矩和剪力與拉索剛度的關系曲線Fig.7 The relational curves between the relative displacement at the pier and the girder, the pier moment and shear force at the bottom and the cable stiffness

從圖7可以看出,拉索剛度K2在0～6×105kN/m范圍內變化時,20號邊墩的墩、梁間相對位移隨拉索剛度的增大而減小;22號固定墩的墩底彎矩隨拉索剛度的增大而增大,墩底剪力隨拉索剛度的增大先迅速減小,而后趨于穩定?？紤]到控制固定墩所承受的地震力和控制墩、梁間的相對位移兩方面的要求,建議在類似高速鐵路三跨連續梁橋中采用CFPB支座時,其拉索剛度的合理取值為3×105～5×105kN/m。

5.2 支座自由行程

選取拉索剛度為4×105kN/m,其他設計參數不變,將CFPB支座的自由行程設為從0.04～0.14m變化,沿橋梁結構縱向輸入調整后的3條地震動時程,計算得到20號邊墩的墩、梁間相對位移、22號固定墩墩底彎矩和剪力與支座自由行程的變化曲線,如圖8所示。

圖8 墩、梁間相對位移、墩底彎矩和剪力與支座自由行程的關系曲線Fig.8 The relational curves between the relative displacement at the pier and the girder, the pier moment and shear force at the bottom and the free stroke of CFPB

從圖8可以看出,支座自由行程的變化對20號邊墩的墩、梁間相對位移、22號固定墩的墩底彎矩和剪力的影響較小。根據支座和橋梁的實際情況,在類似高速鐵路三跨連續梁橋中采用CFPB支座時,支座縱向自由行程取0.10～0.12m較合適。

5.3 支座布置方式

為分析是否有必要全橋均設置拉索-摩擦擺式減隔震支座,建立2種對比模型:①模型5 22號固定墩處設置固定型CFPB支座,其余各墩處設置活動型CFPB支座;②模型6 22號固定墩處設置固定型CFPB支座,其余各墩處設置普通活動型盆式支座。在模型5和模型6中,CFPB支座的拉索剛度均取K2=4×105kN/m,自由行程均設為0.10m,其余參數相同。沿橋梁結構縱向輸入調整后的3條地震動時程,計算得到各橋墩的墩、梁間相對位移、墩底彎矩和剪力,如圖9所示。模型5中各橋墩的墩、梁間相對位移均小于模型6中各橋墩的墩、梁間相對位移,相差45～65mm;模型5中各橋墩的墩底彎矩均小于模型6中各橋墩的墩底彎矩,相差16 000～50 000kN·m;模型5中各橋墩的墩底剪力均小于模型6中各橋墩的墩底剪力,最小相差2 351kN,最大相差19 512.2kN。此外,模型5中各橋墩的剪力分布較模型6中各橋墩的剪力分布更均勻。

圖9 CFPB支座布置方式與橋梁地震響應的關系Fig.9 Relationship between the arrangements of CFPB and the seismic responses of bridges

由此表明:對于具有高低墩的高速鐵路大跨度連續梁橋,為使各橋墩的墩、梁間相對位移、墩底彎矩和剪力值更佳,獲得更好的減隔震效果,此類連續梁橋可采用固定墩處設置固定型CFPB支座,其余墩處設置活動型CFPB支座的支座布置方式。

5.4 抗剪螺栓

鑒于MIDAS軟件不能模擬支座抗剪螺栓作用,為研究CFPB支座的抗剪螺栓對橋梁地震響應的影響,建立2種分析對標模型:①模型7 22號固定墩處設置固定型CFPB支座,假設抗剪螺栓剛度無限大,地震作用下不被剪斷,其余各墩處設置活動型CFPB支座;②模型8 22號固定墩處設置固定型CFPB支座,假設抗剪螺栓剛度為0,地震作用下被剪斷,其余各墩處設置活動型CFPB支座。在模型7和模型8中,CFPB支座的拉索剛度取值均為K2=4×105kN/m,自由行程取值均為0.10m,其余參數相同。

沿橋梁結構縱向輸入調整后的3條地震動時程,計算得到各橋墩處墩、梁間相對位移、墩底彎矩和剪力如圖10所示?？梢钥闯?考慮抗剪螺栓后,各橋墩的墩、梁間相對位移減小,各橋墩的墩底彎矩和剪力增大,抗剪螺栓對固定墩的地震響應影響大于其他橋墩。

圖10 CFPB支座抗剪螺栓設置與橋梁地震響應的關系Fig.10 Relationship between the settings of the shear bolts CFPB and the seismic responses of bridges

6 結語

提出了一種新型拉索-摩擦擺式支座,研究其應用于高速鐵路連續梁橋減隔震的效果,分析了支座拉索剛度、自由行程、布置方式和抗剪螺栓設置等設計參數對橋梁地震響應的影響規律,結論如下。

1)CFPB支座的減隔震效果優于FPB支座,同時具有較好的限位能力,可有效防止梁體碰撞和落梁等震害。

2)隨著CFPB支座拉索剛度的增大,墩、梁間相對位移減小,墩底彎矩增大,墩底剪力先迅速減小,后趨于穩定,拉索剛度的合理取值范圍為3×105～5×105kN/m;支座自由行程的變化對墩、梁間相對位移、固定墩墩底彎矩、固定墩墩底剪力的影響均很小,自由行程的合理取值范圍為0.10～0.12m。

3)在高速鐵路連續梁橋中可采用“一個固定墩處設置固定型CFPB支座,其余墩處設置活動型CFPB支座”的支座布置方式。

4)考慮抗剪螺栓后,各橋墩的墩、梁間相對位移減小,各橋墩的墩底彎矩、墩底剪力增大,抗剪螺栓對固定墩的地震響應影響大于其他橋墩。