公轨合建大跨长联桥梁减隔震设计关键技术研究*

苗润池 魏 标 何友娣

(1.高速铁路建造技术国家工程研究中心 长沙 410075; 2.中国中铁股份有限公司 北京 100039)

近年来随着城市交通建设规划的日益成熟,在城市交通规划中越来越重视多功能桥梁的建设要求,特别是在重要的跨江跨河通道规划中,公路与铁路合建、公路与城市轨道交通合建桥梁的优势也愈发显著[1]。公铁合建或公轨合建桥梁因其多功能性能要求,其桥梁设计中需要考虑的因素也会更多。特别对于高地震烈度区的公轨合建大跨长联桥梁,由于公轨合建桥梁上部结构重量远超过普通单一功能桥梁结构,桥梁结构具有恒载重、地震响应大、功能要求高等特点,需要采用减隔震特殊设计[2]。本文以某在建公轨合建大跨长联桥梁为例,对其减隔震设计关键技术开展相关研究。

1 有限元模型

某在建公轨合建大跨长联桥梁跨度布置为72 m+122 m+4×240 m+122 m+72 m,全长1 348 m,主梁为悬链形上加劲连续钢桁梁结构,双层桥面布置,上层为六车道一级公路,下层为双线轻轨,总体桥式立面布置见图1。

图1 总体桥式布置图(单位:m)

主桥采用midas Civil建立桥梁结构空间动力计算模型,模型示意见图2。

图2 有限元计算模型

计算模型中的主梁、墩柱和承台均采用空间梁单元模拟,桥面板采用板单元模拟,单元质量采用集中质量。一期恒载通过赋予截面面积和密度施加,二期恒载以面荷载施加到桥面板,转化为质量形式附加于板单元。

2 减隔震方案研究

大跨长联桥梁结构纵桥向通常设置一个制动墩抵抗水平力,本工程公轨合建桥梁上部结构恒载重达740 kN,最大跨度为240 m,总联长1 348 m,桥址区域场地地震烈度为七度,50年超越概率10%对应的地震动峰值加速度为0.11g,在设计地震和罕遇地震作用下,制动墩很难抵抗由地震产生的水平力,抗震设计中需要对主桥结构减隔震方案开展研究[3]。

减隔震设计是通过设置阻尼装置或支座减隔震装置增加结构阻尼或者延长结构的基本周期,以降低结构的地震作用。减震是通过增加阻尼来降低结构中的地震反应,而隔震则是通过延长结构周期来减小地震反应。减震与隔震降低地震反应的机理有所不同[4]。通常,柔性结构利用阻尼减震能取得较好的结果,阻尼装置多用于结构相对较柔、阻尼相对较小的斜拉桥和悬索桥中,隔震技术适用于结构刚度大、周期短的梁式桥梁结构[5]。针对大跨长联桥梁结构,常用的减隔震方案主要为以下2种。

方案一:位移型减隔震支座隔震。

方案二:速度型阻尼器消能减震。

采用midas Civil进行非线性时程分析,位移型减隔震支座和速度型阻尼器通过非线性边界条件模拟,选用工程场地地震安评报告中提供的50年超越概率2%人工地震时程波见图3,仅列出制动墩ZQ5相关计算结果,制动墩ZQ5减隔震方案分析见表1。

表1 制动墩ZQ5减隔震方案分析

图3 人工地震时程波

由表1可见,纵桥向采用方案一和方案二对于桥梁结构减隔震效果均较显著,这是由于位移型减隔震支座和速度型阻尼器不仅自身提供减隔震效果,还起到了连接桥梁活动墩的作用,使多个活动墩与制动墩共同抵抗水平地震作用。横桥向由于位移型减隔震支座具有双向隔震性能,速度型阻尼器只适用单向减震,若要纵横向同时减隔震,设置位移型减隔震支座性价比最优。因此,方案一减隔震效果优于方案二,对于大跨长联桥梁结构优先推荐采用具有双向隔震功能的位移型减隔震支座方案。

3 减隔震支座参数设计

位移型减隔震支座将结构上部和下部隔离开,不仅延长结构自振周期,而且通过支座自身耗能机制增加结构等效阻尼比,达到降低结构地震响应的减隔震效果,常用的位移型减隔震支座有铅芯隔震橡胶支座、高阻尼隔震橡胶支座、摩擦摆减隔震支座等。

本公轨合建桥梁上部结构恒载重达74 t/m,运营荷载包括六车道公路活载和双线轻轨活载,支座吨位最大为115 000 kN。对于铅芯隔震橡胶支座和高阻尼隔震橡胶支座受限于材料和尺寸规格,其最大竖向承载力一般不超过20 000 kN,只有摩擦摆减隔震支座属于钢材支座,其具有很强的竖向承载力设计[6],因此对于公轨合建大跨长联桥梁减隔震支座推荐采用具有高承载力的双曲面球型摩擦摆减隔震支座。

双曲面球型摩擦摆减隔震支座工作原理简单[7],主要是通过单摆式原理改变结构自振周期,并通过摩擦耗能将地震能量转化为热能,构造图见图4所示,摩擦摆支座的恢复力模型见图5。

图4 摩擦摆支座构造图

图5 摩擦摆支座恢复力模型

摩擦摆支座的初始刚度K1(kN/m)、屈后刚度K2(kN/m)和等效刚度Keff(kN/m)可按下式确定。

式中:W为支座恒载作用下竖向反力,kN;R为支座滑动曲面的曲率半径,m;μd为支座滑动摩擦系数,一般取值0.03～0.06;Dy为支座初始位移,一般取0.002 5 m;Dd为支座设计位移,m。

对于双曲面球型摩擦摆减隔震支座,主要参数为曲率半径R和滑动摩擦系数μd,很多学者对摩擦摆减隔震支座参数进行了大量的研究,得出随着滑动摩擦系数的增大,结构地震内力响应增加,地震位移响应减小,而随着曲率半径的增大,结构地震内力响应减小,地震位移响应增加。

本公轨合建大跨长联桥梁支座吨位最大为115 000 kN,对于这种高承载力的双曲面双曲面球型摩擦摆减隔震支座的设计,需要特别重视隔震支座的隔震性能[8]。引入隔震支座调整系数λ,并分为上限λmax和下限λmin,对应的减隔震状态称为上限隔震状态和下限隔震状态。

隔震支座调整系数λ的影响因素比较多,主要有温度、材料、活载、速度、时间等,在本工程中参考减隔震支座相关规范的规定,上限λmax取值为1.5,下限λmin取值为0.85,具体的摩擦摆减隔震支座参数设计见表2。

表2 摩擦摆减隔震支座调整参数

采用midas Civil中的非线性时程进行分析,地震动输入取安评报告提供的50年超越概率2%人工地震波,减隔震支座考虑调整系数对结构关键部位地震响应影响见图6、图7。

图6 考虑隔震支座调整系数对墩底纵向弯矩的影响

图7 考虑隔震支座调整系数对支座纵向位移的影响

采用高承载力的双曲面球型摩擦摆减隔震支座在地震作用下的减隔震性能,需要根据上限和下限不同隔震状态来确定控制区域范围(图6和图7中的阴影区域),按照上限隔震状态计算地震内力进行配筋和抗震验算,按照下限隔震状态计算地震位移进行支座位移和梁端伸缩缝设计,保证桥梁结构在采用高承载力的双曲面摩擦摆减隔震支座后满足抗震性能要求。

4 车-桥耦合振动分析

公轨合建大跨长联桥梁采用双曲面球型摩擦摆减隔震支座,除了要保证隔震支座在地震作用下起到减隔震效果,还需满足轨道交通正常运营要求[9]。双曲面球型摩擦摆减隔震支座由于支座构造特殊性,滑动面为曲面,在温度作用下会产生支座顶升竖向位移,特别是大跨长联结构效应更加显著,因此开展车-桥耦合振动分析,评价公轨合建大跨长联桥梁行车安全性和舒适性。

以下采用自主研发程序列车-桥梁耦合振动计算分析软件TBCA V1.0,对本项目开展车-桥耦合动力仿真分析,得到车桥动力响应,评价桥梁的动力性能和列车的行车安全性及舒适性。为了考虑采用双曲面球型摩擦摆减隔震支座产生的附加变形影响,将附加变形与轨道不平顺时域样本叠加,样本叠加后桥面竖向变形见图8。

图8 附加变形与轨道不平顺时域样本叠加

如图8所示,该桥双曲面球型摩擦摆减隔震支座设置在ZQ3～ZQ7墩,运营状态下Z05墩处于固定,相当于温度不动点,考虑整体升降温工况,ZQ3、ZQ7墩支座最大顶升位移量为2.2 mm,ZQ4、ZQ6墩支座最大顶升位移量为1.1 mm,以单线CRH2列车在120 km/h车速下进行考虑附加变形的车-桥耦合振动分析,得到列车的动力响应指标结果见表3。

表3 列车(动车)动力响应指标评价

由列车动力响应指标评价可知,该桥采用双曲面球型摩擦摆减隔震支座考虑支座附加变形影响后,列车行车安全性和舒适性均满足要求,但是从计算结果可以看出,减隔震支座附加变形对车辆竖向加速度指标影响较大,应进行车-桥耦合振动分析重点关注。

5 结论

1) 位移型减隔震支座和速度型阻尼器不仅自身提供减隔震效果,还起到了连接桥梁活动墩的作用,使多个活动墩与制动墩共同抵抗水平地震作用,大跨长联桥梁结构优先推荐采用具有双向隔震功能的位移型减隔震支座方案。

2) 公轨合建大跨长联桥梁减隔震支座推荐采用具有高承载力的双曲面球型摩擦摆减隔震支座。

3) 采用双曲面球型摩擦摆减隔震支座进行减隔震设计,根据上限隔震状态和下限隔震状态确定控制区域范围,按上限隔震状态计算的地震内力进行配筋和抗震验算,按下限隔震状态计算的地震位移进行支座位移和梁端伸缩缝设计。

4) 公轨合建大跨长联桥梁采用双曲面球型摩擦摆减隔震支座,需要考虑支座附加变形影响,开展车-桥耦合振动分析,减隔震支座附加变形对车辆竖向加速度指标影响较大,应重点关注。