减震榫-活动支座减震机理及影响参数研究

孟 兮,高 日

(1.北京交通大学土木建筑工程学院,北京 100044； 2.中冶建筑研究总院有限公司国家钢结构工程技术研究中心,北京 100088)

我国高速铁路建设中大量采用了“以桥代路”方式，桥梁累计长度占线路总长的比例均在50%以上[1-2]，其中绝大部分是32、24 m等常用跨度简支箱梁桥。高速铁路桥梁为满足行车安全及舒适性，桥墩刚度大、基频高，导致其所受的地震作用就更大，特别是“以桥代路”中的低矮桥墩，罕遇地震作用时传统的延性抗震设计难以实现。

高速铁路桥梁的自振周期均较小，理论上更适合采用减、隔震技术。广大学者对减、隔震技术在铁路桥梁中的应用进行了大量的分析研究[3-5]，其中研究较多的有铅芯橡胶支座、摩擦摆支座等。目前采用铅芯橡胶支座对桥梁进行减、隔震设计已经比较成熟[6-9]，但工程实践表明，橡胶支座刚度较低，难以满足铁路桥梁动力性能方面的要求，且存在耐久性差、稳定性差等问题；摩擦摆支座具有承载能力高、稳定性好及自复位功能等优点，已在桥梁抗震设计中得到了广泛的应用[10-14]，但目前其在铁路桥梁上的应用并不多，其与高速铁路桥梁的适用性仍需进一步的探讨。可见，高速铁路桥梁的行车安全性、舒适性指标等对其支座的刚度、耐久性等有严格的要求，一般的减、隔震装置难以满足。

近年来随着支座功能分离设计理念的提出，减、隔震技术有了新的思路。高日、李承根[15-16]等提出了减震榫-活动支座系统，并从理论、试验两方面对水平承载构件减震榫的结构形式、力学性能及支座系统的设计等进行了研究探讨。减震榫-活动支座系统是我国铁路自主创新的新型减、隔震装置，已在兰新高铁若干简支箱梁上试点安装使用。

采用减震榫-活动支座后，梁体的工作状态由“固-活”的传统约束方式变成了两端弹性约束，支座处约束与传力机制的改变必然会对桥梁地震响应产生影响。本文介绍了减震榫-活动支座的工作原理及力学模型，并以实际工程中5跨简支梁桥为例，对其进行抗震性能分析；通过改变支座参数及桥梁结构的动力特性，对减震榫-活动支座简支梁桥的地震响应变化规律和特点进行了系统研究。

1 减震榫-活动支座系统研究

1.1 减震榫-活动支座工作原理及构造形式

减震榫-活动支座的构造简图见图1。装置中的竖向承重构件采用活动支座，而减震榫一方面须在正常运营时满足列车对桥梁刚度的使用要求，另一方面又要在强震下产生足够的塑性变形，达到降低地震力的目的，是整个支座系统中的关键构件。

图1 减震榫-活动支座系统

基于上述对于刚度及延性的双重需求，减震榫截面选型为圆形，主体结构设计为直径线性变化的过渡段与等强度屈服的耗能段(图2)，可根据实际工程需要进行参数设计,以达到使用需求及减震耗能需求的平衡。

减震榫除满足力学性能要求外，还需要保证其与桥墩及梁体的构造连接合理可行，如图2所示。减震榫底端设计为板式，通过高强螺栓与桥墩顶端的预埋件连接，并处理成刚接。减震榫顶端设计为球形，通过转动摩擦副(球形传力键与球铰装置)和竖向摩擦副(聚四氟乙烯滑块与传力筒)与梁体连接，实现了减震榫与梁体的铰接传力，且可消除减震榫的安装误差对其延性稳定性的不利影响[17]。

图2 减震榫结构形式及其与墩、梁的连接构造

1.2 减震榫-活动支座单元本构

根据减震榫-活动支座的工作原理，可得其单元模型如图3所示。图中，Fy为减震榫-活动支座的屈服荷载，当支座水平荷载小于Fy时，弹簧K1、K2均发挥作用，支座刚度为K1+K2；当减震榫-活动支座水平荷载大于Fy时，K1失效，只有K2发挥作用，即代表减震榫屈服进入塑性耗能状态，C为单元阻尼系数，M为梁端支座支撑的上部结构的等效质量。

图3 减震榫-活动支座力学模型

为方便进行计算分析，文献[8]对减震榫单根构件进行了理论分析和拟静力试验研究，确定了其双线性恢复力模型，如图4所示。假设梁端设置n根减震榫，结合图3可得，支座初始刚度Ku=nku=K1+K2，屈服后刚度Kd=nkd=K2，Fy=nFy1。

图4 减震榫双线性恢复力模型

2 减震榫-活动支座减震效果及参数影响分析

2.1 计算模型

桥梁模型选择兰新高铁某5跨预应力混凝土简支梁桥，跨径布置为5×32 m，如图5所示。上部结构采用单箱单室等高度预应力箱梁，混凝土等级为C50；下部结构采用圆端形2.5 m×6.0 m实体桥墩，C35现浇混凝土，墩高均为8 m。桥梁所处场地类别为Ⅱ类，8度设防。采用ANSYS软件建立全桥有限元模型，墩、梁采用梁单元模拟，利用弹簧单元Combin40来实现图3所示的支座力学模型。假设分析过程中桥墩保持线弹性，桥墩与地面固结处理。

计算采用2种工况：工况1，梁体与墩、台之间采用传统“固-活”连接方式；工况2，梁体与墩、台之间通过减震榫-活动支座连接，一孔梁(双线)共设置16根减震榫，减震榫力学参数见文献[11]。

图5 5×32 m简支梁桥简图

2.2 减震效果分析

沿桥梁纵向输入3条适合Ⅱ类场地的历史地震记录，分别简称为L波(1989 Loma Prieta)、M波(2010 E1 Mayor-Cucapah Mexico)和E波(1940 Imperial USA)，地震波峰值加速度统一调整为0.51g。

表1为3条地震波作用下2种工况桥梁地震响应对比，表中数据意义分别为“P1墩/P2墩”峰值内力及“1号/2号/3号”梁体峰值位移响应。从表中可以看出：采用减震榫-活动支座后，墩底剪力和弯矩均显著减小，减震率达到75%以上，取得了良好的减震效果；但在一定程度上增加了上部结构的位移。减震榫为位移型阻尼器，其耗能能力的发挥依赖于一定量的相对位移，但同时会增大大震时梁体间碰撞的风险，因此工程设计中须注意采用合理的限位装置对上部结构位移加以控制。

表1 2种工况下桥梁地震响应峰值对比

2.3 屈服强度的影响

屈服强度是减震榫-活动支座基本的动力参数之一，在满足桥梁正常使用的前提下，屈服强度直接对支座系统的屈服位移及阻尼产生影响。定义参数屈服强度比Fy/W，其中，Fy为支座系统中减震榫总的屈服强度，W为上部梁体的总重力，图6给出了Fy/W对P2墩底峰值剪力及2号梁体峰值位移的影响。

图6 屈服强度比对墩底峰值剪力及梁体峰值位移的影响

可以看出，给定初始刚度及屈服后刚度后，随着屈服强度比Fy/W的增加，墩底剪力有增大的趋势，这是支座刚度与桥墩的组合刚度增加造成的。梁体位移的变化与墩底剪力相反，随着Fy/W的增大迅速减小，这是由于当屈服强度较小时，支座系统类似于一个刚度接近屈服后刚度的线性弹簧，桥梁整体刚度较小且减震榫的有效阻尼很小，梁体的位移得不到很好的控制；只有当屈服强度达到一定大小时，减震榫滞回曲线形状饱满，才能保证支座系统有足够的阻尼来控制梁体位移。因此在确定减震榫-活动支座的屈服强度时，应综合考虑其对桥墩内力和梁体位移不同的影响规律。

2.4 硬化比的影响

减震榫-活动支座应具有足够高的初始刚度Ku和较低的屈服后刚度Kd，硬化比α=Kd/Ku体现了二者的关系，图7给出了P2墩顶及B4支座峰值位移随变化的计算结果。图中第一组为Ku=1 879.26 kN/cm时，α分别为0.05、0.10、0.15、0.20、0.25的结果；第二组为Kd=120.74 kN/cm时，α分别为0.05、0.10、0.15。

图7 α对墩顶及支座峰值位移的影响

可以看出，Ku一定时，墩顶位移随α的增大而增大，意味着其减震率降低；而Kd一定时，α对墩顶位移影响不大，可见桥墩内力减震效果主要由减震榫的屈服后刚度决定，Kd越小，减震效果越好。对于支座位移，Ku与Kd均对其有所影响，支座位移随Ku减小而单调增大；初始刚度一定，α小于0.15时，Kd对支座位移无显著影响，而当硬化比α超过0.15后，支座位移随着Kd的增加迅速减小，减震榫的耗能能力降低。综合考虑，初始刚度满足正常使用要求的前提下，建议减震榫-活动支座的硬化比α控制在0.15以下。

2.5 桥墩抗剪刚度的影响

地震作用下，桥墩抗剪刚度对结构地震响应影响较大，本节通过只变化桥墩高度的方式对桥墩抗剪刚度作出改变，以分析其对减震榫-活动支座桥梁抗震性能的影响。由于32 m跨双线简支梁桥墩顶纵向水平刚度最低值为400 kN/cm[18]，因此桥墩高度限定在24 m以下。桥墩抗剪刚度随墩高的变化见表2，可以看出，随着墩高的增加，桥墩的抗剪刚度越来越低。

表2 桥墩变化参数

图8、图9分别给出了P2墩底峰值弯矩及其减震率随桥墩墩高变化的计算结果。

图8 墩底峰值弯矩随桥墩高度变化规律

可以看出：桥墩抗剪刚度对于桥墩的地震响应有较大影响。墩底最大弯矩随着桥墩抗剪刚度降低而增大，前期增长速度较快，后期增长缓慢；墩底弯矩减震率总体呈现一个先上升再降低的趋势，桥墩高度在8～16 m时支座减震效果最好，减震率可达到80%左右。

图9 减震率随桥墩高度变化规律

图10给出了2号梁体及B4支座位移的变化曲线，可以看出，桥墩较“刚”时，支座位移与梁体位移接近且较小，减震榫难以充分进入塑性阶段消耗地震能量；而桥墩较“柔”时，墩顶位移迅速增加，其对于梁体位移的贡献也越来越大，此时尽管梁体位移很大，支座位移反而减小，减震榫的耗能能力同样得不到充分发挥。根据本小节计算分析，减震榫-活动支座用于墩高小于16 m的桥墩时能充分发挥其耗能能力。

图10 梁体及支座峰值位移随桥墩高度变化规律

3 结论

(1)高速铁路简支梁桥上设置减震榫-活动支座后，能有效降低桥墩的地震需求，减震效果良好，但同时会增加桥梁上部结构的位移，工程设计时应注意设置合理的限位装置。

(2)桥墩地震响应随减震榫-活动支座屈服强度比增加而增大，而梁体位移随其增加而减小。因此在确定减震榫-活动支座强度时，应综合考虑其对桥墩内力和梁体位移不同的影响规律。

(3)初始刚度对上部结构位移影响较大；而屈服后刚度主要影响桥墩的地震响应。初始刚度确定后，硬化比超过0.15后会导致支座位移迅速减小，为保证减震榫耗能能力的发挥，建议硬化比控制在0.15以下。

(4)桥墩刚度对减震榫-活动支座的减震效果影响较大，桥墩内力减震率随桥墩刚度减小呈现一个先上升再降低的趋势。为保证减震榫耗能能力充分地发挥，建议其在墩高小于16 m的低矮桥墩上使用。

[1] 孙树礼.京沪高速铁路桥梁工程[J].铁道标准设计，2008(6):1-4.

[2] 郑健.中国高速铁路桥梁建设关键技术[J].中国工程科学，2008，10(7):18-27.

[3] 卢皓.罕遇地震作用下高速铁路减隔震简支梁桥合理计算模型的探讨[J].铁道标准设计，2016，60(6):48-54.

[4] 张震.基础弹性刚度对铁路隔震曲线梁桥地震响应的影响研究[J].铁道标准设计，2011(10):62-64.

[5] 聂晋涛.客运专线桥梁中减隔震技术应用研究[J].铁道工程学报，2012，28(3):53-57.

[6] 宋雷，贺立新.铅芯橡胶支座在简支梁桥减隔震中的应用[J].桥梁建设，2012，42(3):86-93.

[7] 罗鹏军，杜春林，韩广鹏，等.高烈度震区铅芯橡胶支座隔震桥梁抗震性能分析[J].铁道标准设计，2015，59(10):73-76.

[8] Kim Woosuk， Ahn Dongjoon， Lee Jongkook. A Study on the Seismic Isolation Systems of Bridges with Lead Rubber Bearings[J]. Open Journal of Civil Engineering，2014(4):361-372.

[9] 张常勇，钟铁毅，顾正伟，等.铁路连续梁桥铅芯橡胶支座优化设计研究[J].铁道学报，2012，34(5):97-102.

[10] PENG Tianbo， YU Xuntao， WANG Zhennan， et al. Study of the Seismic Performance of Expansion Double Spherical Seismic Isolation Bearing for Continuous Girder Bridges Using Cable-Sliding Friction Aseismic Bearings[J]. Procedia Engineering， 2011(14): 914-921.

[11] 辛兵.铁路桥梁减隔震支座设计及试制[J].铁道标准设计，2013，57(3):43-47.

[12] 董擎.大跨连续梁桥减隔震方案对比分析[J].铁道标准设计，2015，59(2):65-68.

[13] 黄宇辰，王军文，王少君.地震作用下高速铁路FPS隔震桥梁无砟轨道力学特性参数研究[J].铁道标准设计，2016，60(1):27-33.

[14] 廖平，贾毅，赵人达，等.摩擦摆支座参数对桥梁结构地震响应的影响[J].铁道建筑，2016(7):22-25.

[15] 李承根，高日.高速铁路桥梁减震技术研究[J].中国工程科学，2009(2):24-29.

[16] 孟兮，高日，李承根.减震榫滞回性能理论及试验研究[J].桥梁建设，2015，45(3):20-25.

[17] 李承根.减震榫的延性行为分析报告[R].西安:中铁第一勘察设计院集团有限公司，2009.

[18] 中华人民共和国铁道部.TB 10015—2012 铁路无缝线路设计规范[S].北京：中国铁道出版社，2013.