高速鐵路多跨長聯矮塔斜拉橋減隔震設計研究

余 鵬 楊喜文

(1.中鐵工程設計咨詢集團有限公司,北京 100055; 2.高速鐵路建造技術國家工程研究中心軌道結構建造技術分研究中心,北京 100055)

引言

在高速鐵路橋梁結構中,連續(xù)結構因其受力合理、施工方便和行車平順等優(yōu)點被廣泛采用,并有向長聯大跨發(fā)展的趨勢[1]。矮塔斜拉橋與大跨連續(xù)梁橋相比具有剛度大、梁高小、后期徐變變形小、造型美觀等優(yōu)點,成為高速鐵路大跨橋梁中重要的一種橋型[2-5]。

高速鐵路橋梁作為重要基礎設施工程,一旦損壞,將導致嚴重的后果,因此橋梁的抗震性能得到了廣泛的關注。多跨長聯矮塔斜拉橋的顯著特點是梁體自重大、支座噸位大、橋墩剛度大,為滿足梁體伸縮要求,通常每聯設置一個縱向固定支座,高烈度地區(qū)地震力作用下固定墩底部的剪力和彎矩值非常大,滿足強度要求的橋墩和基礎設計異常困難,即便采用延性抗震設計,地震發(fā)生后仍面臨結構損傷修復困難,修復代價高的問題[6-9]。因此,需要針對多跨長聯結構進行專項抗震設計研究,采用減隔震設計的方法,通過改變結構周期及消耗地震能量的方法,降低作用在結構上的地震力、提高結構的耗能能力,從而提高結構的抗震能力[10-11]。

針對提高烈度震區(qū)的多跨長聯連續(xù)結構的抗震能力,業(yè)內一直致力于減隔震方向的研究。周穎等介紹地震可恢復功能結構的設防目標、結構體系、設計方法、性能指標及規(guī)范標準[12];趙人達等對比分析一座跨度為(55+4×90+55) m的多跨長聯連續(xù)梁橋減隔震措施下的地震響應,結果證明采用雙曲面摩擦擺支座較優(yōu)[13];全偉等基于一座跨徑為(94.2+220+94.2) m高速鐵路矮塔斜拉橋對比研究減隔震裝置的減震機理和減震效果,推薦優(yōu)先使用黏滯阻尼器[14];李艷等針對一座跨度為(110+228+110) m大跨連續(xù)梁拱結構的抗震方案進行比選分析,表明采用雙曲面減隔震支座優(yōu)勢明顯,可有效降低縱橋向固定墩和橫橋向各墩的地震響應[15];萬樂樂等研究黏滯阻尼器和摩擦擺隔震支座對矮塔斜拉橋的減隔震效果,表明摩擦擺隔震支座的減隔震效果更好[16-18];劉龍等以新建包頭—銀川鐵路烏海黃河特大橋工程為背景合理確定了背景橋梁主梁梁高、節(jié)段長度、箱梁板厚等技術參數[19-20]。

隨著鐵路矮塔斜拉橋的跨度和跨數逐漸增大,故有必要對多跨長聯矮塔斜拉橋的減隔震效果進行深入研究。以某(65.65+8×110+65.65) m單索面預應力混凝土矮塔斜拉橋為例,分別采用單固定墩體系、剛構連續(xù)梁體系、摩擦擺隔震支座體系減隔震方案進行分析比選,通過分析比選摩擦擺隔震支座參數,獲得較好的支座變形量、墩頂剪力,減隔震效果明顯,總結減隔震體系的設計參數確定過程,提出一種適用于長聯大跨鐵路橋梁的減隔震設計方法,以期解決高烈度震區(qū)長聯大跨鐵路橋梁的抗震設計問題,為此類橋梁抗震設計提供參考。

2 工程背景及地震動輸入

2.1 工程背景

依托京張高鐵官廳水庫特大橋長聯矮塔斜拉橋方案開展研究。京張高鐵官廳水庫特大橋位于河北省張家口市懷來縣境內,是京張高鐵控制性工程,橋址跨越官廳水庫水源保護區(qū),平均水深約10 m,地層主要有第四系全新統湖積層,第四系上更新統沖洪積層及湖積層,以淤泥、細砂和粉質黏土為主。該方案采用(65.65+8×110+65.65) m單索面預應力混凝土矮塔斜拉橋,主橋兩側均與32 m簡支梁相接,如圖1所示。主梁上部共設9個橋塔,橋塔高度20.5 m,橋塔與主梁固結。

圖1 (65.65+8×110+65.65) m矮塔斜拉橋總體布置(單位：m)Fig.1 Elevation drawing of (65.65+8×110+65.65) m extradosed bridge

為配合單索面拉索布置,改善主梁截面受力,主梁采用預應力混凝土W形腹板截面,主梁頂板寬13.8 m,底板寬6.4 m,中墩支點處箱梁高4.8 m,邊墩支點處梁高4.2 m,如圖2所示。橋墩采用圓端形橋墩,墩底尺寸均為4 m×8 m,墩高18～19 m?；A采用鉆孔灌注樁基礎,邊墩基礎采用14根φ1.8 m樁,樁長58 m和48 m,中墩基礎14根φ2.5 m樁,樁長49～107 m。

圖2 主梁橫截面(單位：m)Fig.2 Girder section drawing

2.2 地震動輸入

橋址處抗震設防烈度為8度,設計基本地震加速度值為0.2g,場地類別為Ⅲ類。采用工程場地安評報告提供的加速度反應譜和與反應譜相匹配的人工地震波,每個設防水準有3條地震波。加速度反應譜的放大系數譜β(T)的表達式(阻尼比5%)如式(1)所示,參數見表1,典型人工地震波時程曲線如圖3。根據GB 50111—2006《鐵路工程抗震設計規(guī)范》,按B類橋梁進行抗震設防,多遇地震下結構重要性系數取1.5。

表1 場地反應譜參數

圖3 典型人工加速度時程Fig.3 An artificial ground motion

式中,T為反應譜周期;βm為放大系數最大值,Tg為反應譜特征周期。

3 抗震體系及仿真分析

3.1 抗震體系方案

該橋為典型的多跨長聯結構,其抗震設計難點和重點如下：①上部質量大,如采用常規(guī)連續(xù)梁制動墩和非制動墩設置方案,制動墩及其基礎設計將非常困難;②位于Ⅷ度震區(qū),地震烈度高;③基礎為高樁承臺,表層淤泥較厚,基礎側向剛度小,為滿足剛度要求,橋墩橫向尺寸較大,特別是橫橋向橋墩高寬比小于2.5,利用延性按能力保護進行抗震設計時墩-梁連接裝置、墩柱抗剪和基礎設計困難。因此,需要針對多跨長聯結構3種抗震體系進行專門的抗震設計研究。

(1)單固定墩體系

縱橋向中間橋墩設置固定支座,活動墩-梁間沿順橋向設置黏滯阻尼器,每個墩上設置2個阻尼器,阻尼系數C=5 000 kN/(m/s)0.3,速度指數為0.3;橫橋向采用墩-梁固定約束。多遇地震下,強度抗震;罕遇地震下,固定墩底部在縱橋向產生塑性區(qū)域,并通過黏滯阻尼器減小地震位移,橫橋向允許支座限位裝置剪斷,并設置阻尼裝置控制梁體位移。

(2)剛構-連續(xù)梁體系

中間3個橋墩為剛構墩,墩-梁固結;其余橋墩縱橋向為活動墩,橫橋向墩-梁固定約束。多遇地震下,采用強度抗震;罕遇地震下,剛構墩頂、墩底產生塑性區(qū)域,利用其延性抗震,活動墩橫橋向允許支座限位裝置剪斷,并設置阻尼裝置控制梁體位移。

(3)隔震體系

墩-梁間設置摩擦擺隔震支座。正常運營狀態(tài)下按照常規(guī)連續(xù)梁設置支座的固定方向。正常運營和多遇地震下,支座的固定方向設置限位裝置,約束墩梁相對位移,滿足小震不壞的性能要求;超過多遇地震(結構重要性系數取1.5)情況下,支座固定方向的限位裝置剪斷,支座發(fā)揮隔震作用,并采用罕遇地震計算支座的設計位移。

3.2 有限元模型

為了研究相鄰橋跨對主橋地震反應的影響,兩邊各取2跨32 m簡支梁作為邊界條件,建立結構動力特性和地震反應分析的三維有限元模型,如圖4所示?？傮w坐標系以順橋向為x軸,橫橋向為y軸,豎向為z軸。利用空間梁單元模擬主梁和墩柱,群樁采用6×6耦合彈簧模擬,彈簧剛度根據“m法”計算,并根據GB 50111—2006《鐵路工程抗震設計規(guī)范》對于液化土進行折減,模型中除根據構件的截面和材料計算結構的質量外,對上部結構的二期恒載以20.0 t/m的線質量形式施加在梁體單元上。

圖4 抗震分析有限元模型Fig.4 Finite element model for seismic analysis

根據不同設防水準下的抗震性能目標,摩擦擺隔震支座的剪力銷或剪斷或不剪斷,不剪斷時墩梁間的相應自由度為主從約束,剪斷后遵從摩擦擺支座的荷載-位移滯回模型,摩擦擺隔震支座體系墩梁間的連接方式見表2。

表2 墩梁連接方式

3.3 減隔震裝置力學模型

摩擦擺隔震支座通過結構自重提供所需的自復位能力,幫助上部結構回到原來的位置,利用鐘擺機理延長結構的自振周期,通過面滑動摩擦耗能。對于固定支座,采用雙向摩擦擺隔震支座時,在支座上設剪力銷,當支座所承受的水平地震力超過剪力銷的抗剪承載能力時,雙向摩擦擺隔震支座開始滑動以減小橋墩和樁基礎的地震力。其最大的優(yōu)點是雙向減震,即同時減小縱橋向和橫橋向地震反應。摩擦擺隔震支座的滯回模型如圖5所示,支座的側向力F等于摩擦力與回復力之和計算見式(2)。

圖5 順橋向罕遇地震作用下支座變形量Fig.5 Bearing deformation under longitudinal direction rare earthquake

圖5 摩擦擺隔震支座滯回模型Fig.5 The hysteresis model of the friction pendulum bearing (FPB)

4 減震效果及減隔震裝置參數分析

4.1 減震效果分析

在設計地震(超越概率為50年10%)荷載作用下,對3種抗震體系的墩底地震內力進行對比,縱橋向和橫橋向內力結果見表3、表4。

表3 縱橋向墩底地震內力對比

表4 橫橋向墩底地震內力對比

上述分析表明：

(1)縱橋向,不同抗震體系地震反應的差異體現在固定墩上,單固定墩體系固定墩的地震反應最大,剛

構體系次之,隔震體系最小。隔震體系原固定墩底部彎矩較單固定墩體系減小約80%;

(2)橫橋向,單固定墩體系和剛構體系在橫橋向的約束方式一致,因此二者的反應一致,隔震體系下墩底彎矩較前兩者普遍減小70%以上。

3種方案的抗震性能對比分析見表5。

表5 3種抗震體系的性能對比分析

4.2 摩擦擺隔震支座參數分析

摩擦擺隔震支座的力學性能與隔震半徑H和摩擦系數μ相關。因此,在進行抗震設計之前應首先對支座的參數進行優(yōu)化分析,以確定更為合適的支座參數。

本節(jié)參數分析中取隔震半徑H取5,6,7,8,9 m,相對應的摩擦系數μ取0.025和0.055。通過罕遇地震下支座的變形量和墩頂剪力來確定支座的參數。

順橋向罕遇地震作用下,支座的變形量和墩頂剪力如圖5、圖6。

圖6 順橋向罕遇地震作用下墩頂剪力Fig.6 Pier top shear force under longitudinal direction rare earthquake

橫橋向罕遇地震作用下,支座的變形量和墩頂剪力見圖7、圖8。

圖7 橫橋向罕遇地震作用下支座變形量Fig.7 Bearing deformation under cross direction rare earthquake

圖8 橫橋向罕遇地震作用下墩頂剪力Fig.8 Pier top shear force under cross direction rare earthquake

由上述支座參數分析可知,兩種摩擦系數下支座的變形量相差較大,摩擦系數越小,支座的變形量越大,而不同的隔震半徑對支座的變形量影響較小;對于墩頂剪力,摩擦系數越小剪力越小,而且相同的摩擦系數下,隔震半徑越大墩頂剪力越小;另外隔震半徑越小,支座的高度越大,用鋼量和造價會增加。因此,綜合考慮支座的變形量、墩頂剪力和隔震半徑,推薦支座參數為隔震半徑H=7 m,摩擦系數μ=0.055,設計位移0.306 m,考慮0.5倍的溫度變形,梁縫設計位移為450 mm。

5 結論

針對多跨長聯索面預應力混凝土矮塔斜拉橋中墩地震力大、延性部位震后不易恢復等問題,通過采用單固定墩體系、剛構連續(xù)梁體系、摩擦擺隔震支座體系3種不同的減隔震方案進行計算分析比選。研究結果表明,采用摩擦擺隔震支座體系方案優(yōu)勢明顯,在設計地震作用下較單固定墩體系橋墩縱橫向墩底內力均有普遍減小,順橋向減震率約80%,橫橋向減震率約70%。單固定墩體系和剛構連續(xù)梁體系的主要問題在于橫橋向,因橫向橋墩尺寸大,延性能力差,并且支座是易損構件,支座剪斷后實際上就形成了隔震體系,但因缺少自復位能力,地震位移不易控制。

摩擦擺隔震支座體系在縱、橫向均能起到較好的抗震效果,支座固定方向的抗剪能力要求低,且具備較好的自復位功能;缺點是設計位移較大,對伸縮縫和軌道設計提出的要求較高。通過對摩擦擺隔震支座參數分析,選取合適的參數使位移控制在合適的范圍內,依托項目推薦支座參數為隔震半徑H=7 m,摩擦系數μ=0.055,設計位移0.306 m。

綜上,推薦優(yōu)先采用隔震體系對高速鐵路多跨長聯矮塔斜拉橋進行抗震設計。對于橋墩縱、橫向的延性能力較好的橋梁方案,采取延性方法對多跨長聯結構進行抗震設計也是合理的選擇,但地震發(fā)生后結構損傷修復代價大,此時抗震設計重點應關注塑性鉸區(qū)域的變形能力、墩-梁連接的抗剪和墩柱的抗剪設計。