近远场地震作用下基于摩擦摆支座的高速铁路连续梁桥减隔震研究

刘正楠，陈兴冲，张永亮，刘尊稳，张熙胤

(兰州交通大学 土木工程学院， 甘肃 兰州 730070)

在1992年美国Landers地震，1994年美国Northridge地震和1999年中国台湾ChiChi地震中，桥梁结构受近断层地震的短持时高能量脉冲型地面运动作用，破坏十分严重[1]。历次地震中近断层脉冲型地震动对结构强烈的破坏性使欧美等国家对近断层地震动的认识不断加深并将其纳入抗震设计规范[2]。

在我国，“四横四纵”的高速铁路网已投入运营，由于西部地区特殊的地质构造，部分高速铁路桥梁不可避免的位于高烈度区甚至跨越活动断层带，而我国现行的《铁路工程抗震设计规范》(2009版)未充分考虑近断层地震动，这给西部地区高速铁路桥梁的减隔震设计带来很大的困难。

减隔震技术的核心是控制地震能量，其中可切断能量传播途径的有摇摆隔震和支座隔震技术，可协助耗散能量的有支座减震和阻尼减震技术。新疆布谷孜大桥采用铅芯橡胶支座，在经历6.2级的地震后完好无损；土耳其Bolu桥采用钢阻尼器和滑板支座进行减隔震设计，将近场地震破坏降低很多[3]。关于减隔震技术及措施有大量的学者进行了详细研究。Martínez-Rodrigo等[4]研究了金属阻尼器(MD)、液体黏滞阻尼器(FVD)、防屈曲支撑(BRB)及调谐质量阻尼器(TMD)4种减隔震元件应用于斜拉桥的减震效果。汤虎等[5]针对某3跨连续梁桥，提出活动墩支座采用双曲面球型减隔震支座协助固定墩复位的方案，解决了固定墩屈服后残余塑性位移较大的问题。石岩等[6]基于支座功能分离的理念，将减震榫及拉索限位器应用在铁路桥梁减震设计中，分析结果表明该方案在近断层地震动下减震效果明显。管仲国等[7]将弹性索、弹塑性索及黏滞阻尼器组合应用于斜拉桥的减隔震设计中，解决了传统减隔震支座难以同时满足大吨位及大位移的问题。李建中等[8]结合中小跨梁式桥的震害特点，提出板式橡胶支座配合X形板弹塑性阻尼器的准隔震体系。叶爱君等[9]提出板式橡胶支座分别与钢阻尼器、钢挡块组合的横向减震体系，并分析了2种减震体系的耗能机制。

以上学者对减隔震技术在桥梁中的应用做了大量的有益探索，积累了宝贵的经验。但对于高速铁路桥梁，在考虑近远场地震动的情况下，现有的减隔震体系是否依然有效，未得到充分的考证。为此，本文以我国常见的(60+100+60)m高速铁路连续梁桥为研究对象，考虑近远场地震动，对基于摩擦摆支座的高速铁路连续梁桥进行减隔震研究，以期为高速铁路桥梁减隔震设计提供依据。

1 研究对象及分析工况

1.1 研究对象

跨径布置为(60+100+60)m高速铁路预应力混凝土连续梁桥的主梁为单箱单室箱形截面，桥墩为双流线形圆端实体墩，桩基均采用钻孔灌注桩。轨道系统为CRTSⅡ型板式无砟轨道，其主要由钢轨、扣件、轨道板、CA砂浆调整层、底座板、两布一膜滑动层、侧向挡块等构成，且仅在固定支座上方梁体与轨道系统之间设剪力齿槽，轨道系统的横断面如图1所示。在连续梁两侧各设一跨标准32 m简支梁考虑邻梁的影响，简支梁固定支座设在近联间墩侧。

图1 轨道系统横断面

1.2 分析工况

本文共设置3种分析工况。工况1：摩擦摆减隔震体系，即连续梁上3#墩支座设置摩擦摆固定支座，其余墩设置摩擦摆活动支座。工况2：摩擦摆+普通盆式支座减隔震体系，即在连续梁3#墩设置摩擦摆固定支座、4#墩设置摩擦摆活动支座，联间墩采用普通盆式支座。工况3：摩擦摆+普通盆式支座+减震榫减隔震体系，即在工况2的基础上，分别在连续梁联间墩同排普通盆式支座之间安装减震榫，布置如图2所示。

图2 工况3对应的减震榫布置

2 计算模型及地震动输入

2.1 计算模型

全桥模型采用有限元软件Sap2000建立，主梁、桥墩、轨道和道床板均采用框架单元模拟，承台以集中质量的形式堆积于墩底，普通盆式支座采用理想弹塑性单元模拟，摩擦系数取0.02，减震榫采用多段线塑性连接单元模拟，摩擦摆支座采用摩擦摆隔震单元模拟，滑动层摩擦单元纵向刚度取125.62 MN·mm-1 [10]，均采用理想弹塑性单元模拟，邻梁碰撞采用间隙单元模拟，桩土作用采用m法计算并等效为弹簧施加在墩底。桥梁的整体计算模型如图3所示。

图3 计算模型(单位：m)

对于涉及的2种减隔震元件，按如下依据进行取值。摩擦摆支座参数取值依据设计资料，摆半径取2 m，摩擦系数取0.04。减震榫具体尺寸借鉴文献[11—12]，并采用分析软件Ansys17.0建立如图4 所示的弹塑性分析模型，得到减震榫的力—位移曲线如图5所示，其屈服位移为0.6 cm，屈服强度为324 kN，极限位移为8 cm，极限强度为380 kN，此结果与文献[11—12]计算结果基本接近。

2.2 地震动输入

桥梁抗震设防烈度为8度，设计地震加速度峰值0.2g，罕遇地震加速度峰值0.38g。不同频谱特性地震波会对结构产生不同的影响。本文基于PEER NGA-West2强震记录，选取近远场各3条地震波，顺桥向输入进行非线性时程响应分析，并将加速度峰值统一调整到0.38g，地震波资料见表1。

图4 减震榫结构尺寸及有限元模型(单位：cm)

图5 减震榫的力—位移曲线

表1 地震波资料

3 地震响应分析

墩底内力及墩梁相对位移计算结果分别取3条近远场地震波的平均值。

3.1 工况1

全桥采用摩擦摆支座进行减隔震设计，不同于延性抗震体系中固定墩承担较大的上部结构惯性力。在地震作用下由于剪力键的剪断，各墩可分摊上部结构惯性力，起到对固定墩的保护作用。表2为工况1连续梁桥及邻跨简支梁地震响应结果。

表2 工况1连续梁桥及邻跨简支梁地震响应结果

从表2可以看出，在近场地震作用下，墩底弯矩及墩梁相对位移的计算结果明显高于远场地震作用。这是由近场地震动所具有的典型速度脉冲所致。另外，由于邻跨简支梁在联间墩上设置固定支座，造成了联间墩墩底内力较大。仅从墩底内力来看，摩擦摆支座减隔震效果显著，但是全面的评价摩擦摆支座在高速铁路桥梁中的使用及工作情况，还需了解摩擦摆本身的工作性能。

图6为近场Chi-Chi(102)波与远场Imperial Valley波激励下联间墩(2#)摩擦摆支座的滞回曲线。从图6可见，在近场地震动作用下，由于脉冲效应使得联间墩支座滑动位移较大，接近10 cm，而远场地震波作用下，支座的滑动位移有限，仅仅约为3 cm。

图6 联间墩支座滞回曲线

3.2 工况2

全桥布置摩擦摆支座，减隔震效果明显，可使得承担绝大多数惯性力的固定墩地震内力明显减弱，但由于轨道约束影响和联间墩摩擦摆支座承载力较小，使得摩擦摆支座的耗能不能有效发挥，因此，对于高速铁路桥梁而言，联间墩设置摩擦摆支座并非经济有效的减隔震设计，故需对高速铁路连续梁桥减隔震元件进行选型。

基于经济有效的原则，提出高速铁路桥梁基于摩擦摆支座的“部分减隔震”设计思路，该方案为联间墩采用普通盆式支座，主墩采用摩擦摆支座，即对前文所述的工况2进行研究。表3为工况2连续梁桥及邻跨简支梁地震响应结果。

表3 工况2连续梁桥及邻跨简支梁地震响应结果

对比表2和表3可知：对于远场地震动激励而言，工况1和工况2墩底内力结果相当，对于近场地震动激励而言，工况2地震响应的结果略大于工况1，因此，从地震响应结果来看，工况2同样是1种适用于高速铁路桥梁的有效减隔震设计方案。

图7给出联间墩采用普通盆式支座的摩擦滞回耗能曲线。从图7可以看出：联间墩采用普通盆式支座滑动位移与采用摩擦摆支座滑动位移基本一致。

图7 联间墩支座滞回曲线

为定量评价联间墩采用不同支座的作用效率，图8和图9分别给出了工况1和工况2对应连续梁联间墩(2#)支座的累积耗能曲线，由于3条远场地震波和3条近场地震波地震响应结果趋势一致，故仅选取近远场1条引起地震响应最大的地震波说明问题。由图8和图9可以看出，近场地震动作用下，工况1联间墩支座耗能程度较工况2略高，远场地震动作用下，工况1联间墩支座耗能程度与工况2相当，进一步证明了工况2方案的有效性。

图8 累积耗能曲线(近场Chi-Chi(102))

图9 累积耗能曲线(远场Imperial Valley)

工况1对比工况2，联间墩采用摩擦摆支座，支座位移小，耗能发挥不充分，其原因之一在于高速铁路桥梁无砟轨道提高了结构整体的偶联性，在一定程度上限制梁体的位移，进而限制支座的滑动，原因之二在于联间墩支座本身承担的梁体质量小，在一定的半径及摩擦系数下，支座的屈后刚度小，接近普通盆式支座。

同时，由于采用隔震支座削弱了墩梁间的联系，墩梁相对位移增大。另外，图6和图7给出的滞回曲线显示近场地震动作用下支座滑动位移更大。结合钟铁毅等[13]学者研究，在隔震桥梁分析中应考虑邻梁碰撞效应，本文研究中碰撞单元的力学模型的选取与文献[13]一致。由于远场地震动下墩梁相对位移较小，未发生碰撞，图10给出了近场地震动下1#和2#伸缩缝处的峰值碰撞力，图中“工况i(j)”中j代表伸缩缝标注号。

图10 2个伸缩缝处的碰撞力峰值

由图10可知：工况1和工况2在2个伸缩缝处均发生碰撞，这是由于近场地震动具有典型的速度脉冲特性，造成近场地震动下地震响应更加剧烈，工况1和2墩底内力计算结果也证实了以上观点。

3.3 工况3

为解决采用以上减隔震设计在近场地震作用下带来的邻梁碰撞问题，基于支座在有限滑动范围内实现更大的耗能这一理念，针对近场地震动下高速铁路连续梁桥提出摩擦摆支座应用于主墩，联间墩采用普通盆式支座配合减震榫的减隔震设计思路。

摩擦摆支座应用于主墩，联间墩采用普通盆式支座配合减震榫的减隔震设计方法，需要确定减震榫的数量。其中减震榫的性能参数采用图5的计算结果，减震榫数量的选用以经济适用为原则，应满足4条要求：①确保近场地震动下，碰撞消失，即数量选用的下限。②组合减震效果不低于工况1和工况2。③减震榫不影响结构的正常使用。④普通支座滑动位移接近或小于减震榫的极限位移。

依据上述选用原则，分别在2个联间墩布置1根、2根、3根减震榫，对结构进行罕遇地震下的非线性时程响应分析。表4为联间墩布置不同根数减震榫时结构的地震响应结果。图11为工况3中2个伸缩缝的碰撞力时程曲线。

表4 联间墩布置不同根数减震榫时的结构地震响应结果

图11 工况3伸缩缝处的碰撞力峰值

图11的碰撞力时程曲线表明：当联间墩布置1根减震榫时，2个伸缩缝处依然会发生碰撞，结合表4的计算结果，各墩墩底的内力与工况2基本相当，但减震榫最大位移为8.3 cm(墩梁相对位移)超过其极限位移，故设置1根减震榫对本桥而言抵抗近场地震动的响应是不足的；当联间墩设置2根减震榫时，邻梁之间碰撞消失，这是由于在联间墩安装减震榫可协助摩擦摆支座耗能，两者联合作用使得组合系统在滑动过程中耗能更大，且在一定程度上控制了墩梁相对位移，避免碰撞，同时不降低结构整体的抗震性能。

图12为活动支座摩擦及减震榫滞回曲线。由图12可看出：减震榫耗能面积更大，减震榫与普通支座滑动位移一致，且在极限位移范围之内。当主墩设置3根减震榫时，邻梁之间的碰撞消失，且墩底内力及墩梁相对位移计算结果均有减小，较为理想，但减震榫的数量越多，经济成本越高，另外由于减震榫的协助耗能，使得墩梁位移进一步的减小，摩擦摆在可避免碰撞的滑动范围内并未充分利用滑动位移实现本身价值。综上，针对于本文研究高速铁路桥梁，联间墩普通盆式支座配合4个(每墩各2个)减震榫可实现近场地震动作用下的减隔震设计，满足抗震设计的要求。

图12 活动支座及减震榫的滞回曲线

3.4 可行性分析

工况3采用减震榫后联间墩的抗推刚度发生变化，经计算，1根减震榫的刚度为540 kN·cm-1，桥墩的抗推刚度为6 000 kN·cm-1，联间墩各布置2根减震榫，联间墩支座的初始刚度结合文献[14]给定2 000 kN·cm-1，采用式(1)计算得到不考虑减震榫仅考虑摩擦作用时联间墩—支座系统的抗推刚度为2 400 kN·cm-1，考虑减震榫时，联间墩—支座—减震榫系统的抗推刚度为2 750 kN·cm-1，抗推刚度变化不大，在可接受的范围之内，因此联间墩减震榫的使用不会对结构温度升降及收缩徐变时梁体的伸缩产生影响，可满足正常使用。证明了该思路的可行性。

(1)

式中：K为组合刚度；Kd和Ks分别为桥墩的线刚度和支座(减震榫)的线刚度。

为更加明确本文所提方案的有效性，针对地震作用下连续梁联间墩分别采用摩擦摆支座和普通支座时的地震残余位移进行分析。图13和图14分别给出近远场对应3种工况下支座的位移时程曲线。由图13和图14可知：工况1与工况2的支座位移相近，工况3支座位移略小于工况1和工况2，这是由于减震榫的存在对支座位移起到削减作用；近场地震动下，工况1联间墩支座的残余位移为0，工况2中残余位移为0.6 cm，工况3中残余位移为0.3 cm；远场地震动下，工况1联间墩支座残余位移为0，工况2为0.1 cm。分析其产生原因，摩擦摆支座具有自复位能力[16]，工况3中3#墩和4#墩支座采用摩擦摆支座承担了绝大部分的上部结构质量，对整个结构在震后的自复位起到积极主动的作用，故3种工况对应的减隔震体系在控制支座残余位移方面基本相当。

图13 支座位移时程曲线(近场)

图14 支座位移时程曲线(远场)

4 结 论

(1)对于高速铁路中小跨径连续梁桥，全桥布置摩擦摆支座可均匀分摊惯性力，减弱固定墩的内力，其中在远场地震波作用下联间墩支座滑动位移较小，并未充分发挥其功能。

(2)在远场地震动激励下，主墩采用摩擦摆支座，联间墩采用普通盆式支座进行减隔震设计与全桥布置摩擦摆支座进行减隔震设计有相当的效果，还可省去联间墩摩擦摆支座高昂的经济成本。

(3)在近场地震动激励下，剧烈的脉冲效应使全桥布置摩擦摆支座及摩擦摆支座+普通盆式支座均发生邻梁碰撞，主墩采用摩擦摆支座，联间墩采用普通支座配合减震榫，避免碰撞的同时不降低减震效果，且经济成本低，可用于近断层高速铁路桥梁的减隔震设计。

(4)针对高速铁路连续梁桥，轨道约束系统对墩梁位移的限制及联间墩支座承担梁体质量较小是造成摩擦摆支座应用于联间墩效果不佳的主要原因。