九度地震区近断层高速铁路简支梁桥减隔震支座系统研究

陈长征 户东阳 李聪林 吕雷 李冲杰

（中铁二院昆明勘察设计研究院有限责任公司，昆明 650200）

我国西南地区地处印度板块和欧亚板块碰撞缝合带，构造活动强烈，断裂带发育。渝昆高速铁路5次跨越小江活动断裂带，该区段处于九度地震区近断层地带。近断层地震动区别于远场地震动，具有速度大脉冲、永久位移等典型特征［1］。在短持时高能量脉冲地面运动下桥梁结构会发生比远场地震动更严重的破坏。GB 50011—2006《铁路工程抗震设计规范》［2］对于近断层地震动下桥梁设计推荐采用小跨度低墩高的简支梁桥，尚未规定具体设计方法。渝昆高速铁路桥梁的抗震设计尤为重要。

桥梁减隔震设计的原理是通过延长结构自振周期，避开地震能量集中的频率范围，降低地震能量输入。高阻尼橡胶支座可有效地降低结构刚度，提高自振周期，且具有良好的耗能能力［3］。但橡胶类支座水平刚度较低，难以满足高速铁路桥梁水平位移控制要求。因此，橡胶类支座在高速铁路桥梁减隔震中的应用尚需进一步研究［4］。双曲面球型减隔震支座是基于摩擦摆支座的工作原理［5］，采用大半径球面摩擦副并设置限制装置的减隔震支座。其通过摩擦消耗地震输入能量，且具备震后自动复位功能，可以保证桥梁上部结构回复到正常位置［6-7］，该支座已应用于高速铁路减隔震设计［8-9］。剪力榫采用支座功能分离的设计理念，活动支座抵抗竖向力，剪力榫抵抗地震作用下的水平力，强震作用下通过剪力榫杆塑性变形耗散能量［10-11］。剪力榫结构简单，受力明确，已在高速铁路桥梁中得到广泛应用［12］。

本文根据九度地震区近断层高速铁路抗震性能要求，提出双曲面球型减隔震支座+剪力榫组合的减隔震支座系统，将九度地震区近断层人工合成地震波作为地震动输入，对比分析不同减隔震措施下高速铁路简支梁桥的抗震性能，验证减隔震支座系统的有效性。

1 九度地震区近断层地震动分析

近断层地震动的传播受断层以及断层引起的地面永久位移的影响，使其与远场地震动存在明显差别。本次选取《新建重庆至昆明高速铁路云南段重点工程场地地震安全性评价报告》［13］中50年超越概率分别为63%，10%，2%的地震波各8 条作为地震动输入。这3 种超越概率分别对应多遇地震、设计地震和罕遇地震。将之与人工地震波平均反应谱和GB 50111—2006 中的反应谱进行对比（图1）。其中，规范反应谱按Ⅲ类场地选取，特征周期为0.45 s［2］。

图1 地震反应谱

由图1（a）可知，当结构自振周期小于3.5 s 时，近断层人工地震波平均反应谱值大于规范反应谱值，而对于一般的简支梁结构，其第1 阶模态自振周期远小于3.5 s。若根据规范进行结构设计，虽然满足桥墩在多遇地震下处于弹性阶段的设计原则，但在近断层地震动作用下，桥墩可能已经进入塑性状态。由图1（b）和图1（c）可知，与规范反应谱值相比，近断层人工地震波平均反应谱值向长周期移动，特征周期远远大于0.45 s；其反应谱峰值加速度明显大于规范反应谱峰值加速度。这说明远场地震动罕遇地震下不会发生整体倒塌的桥梁结构，在近断层罕遇地震下可能已整体坍塌。

2 减隔震支座系统

为保证高速铁路桥梁具备良好的抗震性能，渝昆高速铁路九度地震区近断层简支梁采用双曲面球型减隔震支座+剪力榫组合的减隔震支座系统（图2）。简支梁桥下坡端设置2 个固定双曲面球型减隔震支座，另一端设置2个纵向活动双曲面球型减隔震支座。另外设置2根剪力榫控制墩梁相对位移。

图2 减隔震支座系统

当水平地震力较小时，由于抗剪销钉的限位作用，双曲面球型减隔震支座相当于普通支座，剪力榫处于弹性工作状态。当水平地震力大于抗剪销钉承载力时，抗剪销钉被剪断，纵横向限位约束解除，大半径球面摩擦副可自由滑动，同时剪力榫由弹性阶段进入塑性阶段。假定双曲面球型减隔震支座刚度为k1，剪力榫刚度k2，则减隔震支座系统刚度ks为

对于简支梁结构，将其简化为一个单自由度系统，结构原始刚度为k0，通过减隔震支座系统将梁体与桥墩连接后，结构整体刚度k为

若上部结构荷载为W，原结构自振周期为T0，采用减隔震支座系统后结构自振周期T为

式中，g为重力加速度，取9.8 m/s2。

结合图1和式（3）可知，减隔震支座系统使结构自振周期延长，结构加速度显著变小，从而减小了地震动对结构产生的惯性力。同时，减隔震支座系统通过滑动面摩擦和剪力榫塑性变形共同耗散地震能量。

双曲面球型减隔震固定支座（图3）由下座板、中座板、双球面聚乙烯滑板、双曲面不锈钢滑板、限位板、上座板等部分组成。

图3 双曲面球型减隔震支座

双曲面球型减隔震支座水平滞回曲线见图4。可知，双曲面球型减隔震支座水平滞回曲线比较规则且曲线较宽，表明支座具有良好的耗能能力。

图4 双曲面球型减隔震支座水平滞回曲线

剪力榫结构如图5 所示。其中，AB段为墩台锚固段，BC段为剪力榫变形段。其滞回曲线见图6。可知，剪力榫滞回曲线呈梭形，形状饱满，反映出剪力榫具有很强的塑性变形能力和良好的塑性耗能能力。

图5 剪力榫结构（单位：mm）

图6 剪力榫滞回曲线

3 计算分析

渝昆高速铁路全线简支梁桥实体墩墩高大部分在10 m 左右，空心墩墩高大部分在20 m 左右，因此对10 m 高实心墩和20 m 高空心墩分别建立5 跨32 m 简支梁模型（图7）进行非线性时程分析。简支箱梁为C50混凝土，桥墩为C40混凝土。

图7 简支梁桥有限元模型

3.1 支座模拟

设置3种减隔震方案：①普通支座，采用弹性连接模拟，竖向刚度为2.75×106kN/m，横向刚度为8.25×105kN/m，固定（活动）支座纵向刚度取8.25×10（52.5×103）kN/m，3 个方向的转动刚度取2.56×103kN·m/rad。②双曲面球型减隔震支座，竖向承载力为3.75×103kN，摩擦因数为0.07，滑动球面曲率半径为2.6 m，初始刚度为1.05×105kN/m。③双曲面球型减隔震支座+剪力榫组成的减隔震系统，剪力榫使用多段线塑性连接单元模拟。剪力榫荷载—位移曲线见图8。

图8 剪力榫荷载—位移曲线

3.2 推覆分析

九度地震区近断层罕遇地震下，桥墩进入塑性变形阶段，因此采用塑性铰单元模拟桥墩弹塑性。墩底采用塑性铰单元，其他部位采用弹性单元。对桥墩进行推覆（PUSHOVER）分析，确定10 m高实心墩和20 m高空心墩的塑性铰位于墩底。桥墩墩顶屈服位移见表1。

表1 桥墩墩顶屈服位移 mm

3.3 各减隔震方案结果对比

以九度地震区近断层人工地震波作为地震动输入，对结构进行非线性时程分析，分别计算设计地震和罕遇地震下简支梁动力响应。10 m高实心墩和20 m高空心墩墩底内力计算结果分别见表2和表3。

表2 10 m高实心墩墩底内力

表3 20 m高空心墩墩底内力

以方案1为参照，计算方案2和方案3墩底弯矩减震率，即

式中：γ为墩底弯矩减震率；Mp为方案1 桥墩墩底弯矩；Mj为方案2或方案3中墩底弯矩。

10 m 高实心墩和20 m 高空心墩墩底弯矩减震率分别见表4和表5。

表4 10 m高实心墩墩底弯矩减震率 %

表5 20 m高空心墩墩底弯矩减震率 %

由表 4 和表 5 可知，与方案 1 对比，方案 3 墩底纵向和横向弯矩减震效果最好。与设计地震相比，罕遇地震下减震率普遍降低。其原因是方案1在罕遇地震下桥墩早已进入塑性屈服状态，墩底弯矩不再增加。

罕遇地震下桥墩非线性位移延性比μu计算式为

式中：∆max为桥墩非线性响应最大位移；∆y为屈服位移。

结合表1，计算10 m 高实心墩和20 m 高空心墩非线性位移延性比，结果分别见表6和表7。

表6 10 m高实心墩墩顶位移和非线性位移延性比

表7 20 m高空心墩墩顶位移和非线性位移延性比

由表6和表7可知：①对于10 m高实心墩，与方案1对比，方案2 墩顶纵向和横向位移减震率分别为67%和89%，方案3 墩顶纵向和横向位移减震率分别为84%和91%，方案3 位移减隔震效果优于方案2，且方案2桥墩非线性位移延性比大于4.8，不满足规范设计要求［2］。②对于20 m 高空心墩，与方案1对比，方案2墩顶纵向和横向位移减震率分别为68%和42%；方案3墩顶纵向和横向位移减震率分别为80%和59%，方案3位移减隔震效果优于方案2，且方案2不满足空心墩罕遇地震下非线性位移延性比小于3的设计原则［14］。

罕遇地震下，防落梁装置与梁体间隙设计值为200 mm，当采用双曲球型减隔震支座时，支座位移达到220 mm，防落梁承载力无法满足要求；当采用双曲面球型减隔震支座+剪力榫组合的减隔震支座系统时，支座位移为204 mm，防落梁装置受力小，可保证桥梁结构在罕遇地震下不出现整体倒塌。

4 结论

1）近断层地震动反应谱峰值加速度明显大于远场地震动反应谱峰值加速度，并且峰值加速度向长周期移动，加速度敏感区更宽。

2）与普通支座对比，九度地震区近断层仅采用双曲面球型减隔震支座无法满足简支梁体水平位移和桥墩非线性位移延性比的要求，采用双曲面球型减隔震支座+剪力榫组合的减隔震系统才能保证桥墩抗震设计满足要求。

3）采用减隔震支座系统，在设计地震和罕遇地震下10 m 高实心墩墩底弯矩减震率分别约为70%，40%，表明其具有良好的减隔震效果。