高速铁路多跨长联矮塔斜拉桥减隔震设计研究

余 鹏 杨喜文

(1.中铁工程设计咨询集团有限公司,北京 100055; 2.高速铁路建造技术国家工程研究中心轨道结构建造技术分研究中心,北京 100055)

引言

在高速铁路桥梁结构中,连续结构因其受力合理、施工方便和行车平顺等优点被广泛采用,并有向长联大跨发展的趋势[1]。矮塔斜拉桥与大跨连续梁桥相比具有刚度大、梁高小、后期徐变变形小、造型美观等优点,成为高速铁路大跨桥梁中重要的一种桥型[2-5]。

高速铁路桥梁作为重要基础设施工程,一旦损坏,将导致严重的后果,因此桥梁的抗震性能得到了广泛的关注。多跨长联矮塔斜拉桥的显著特点是梁体自重大、支座吨位大、桥墩刚度大,为满足梁体伸缩要求,通常每联设置一个纵向固定支座,高烈度地区地震力作用下固定墩底部的剪力和弯矩值非常大,满足强度要求的桥墩和基础设计异常困难,即便采用延性抗震设计,地震发生后仍面临结构损伤修复困难,修复代价高的问题[6-9]。因此,需要针对多跨长联结构进行专项抗震设计研究,采用减隔震设计的方法,通过改变结构周期及消耗地震能量的方法,降低作用在结构上的地震力、提高结构的耗能能力,从而提高结构的抗震能力[10-11]。

针对提高烈度震区的多跨长联连续结构的抗震能力,业内一直致力于减隔震方向的研究。周颖等介绍地震可恢复功能结构的设防目标、结构体系、设计方法、性能指标及规范标准[12];赵人达等对比分析一座跨度为(55+4×90+55) m的多跨长联连续梁桥减隔震措施下的地震响应,结果证明采用双曲面摩擦摆支座较优[13];全伟等基于一座跨径为(94.2+220+94.2) m高速铁路矮塔斜拉桥对比研究减隔震装置的减震机理和减震效果,推荐优先使用黏滞阻尼器[14];李艳等针对一座跨度为(110+228+110) m大跨连续梁拱结构的抗震方案进行比选分析,表明采用双曲面减隔震支座优势明显,可有效降低纵桥向固定墩和横桥向各墩的地震响应[15];万乐乐等研究黏滞阻尼器和摩擦摆隔震支座对矮塔斜拉桥的减隔震效果,表明摩擦摆隔震支座的减隔震效果更好[16-18];刘龙等以新建包头—银川铁路乌海黄河特大桥工程为背景合理确定了背景桥梁主梁梁高、节段长度、箱梁板厚等技术参数[19-20]。

随着铁路矮塔斜拉桥的跨度和跨数逐渐增大,故有必要对多跨长联矮塔斜拉桥的减隔震效果进行深入研究。以某(65.65+8×110+65.65) m单索面预应力混凝土矮塔斜拉桥为例,分别采用单固定墩体系、刚构连续梁体系、摩擦摆隔震支座体系减隔震方案进行分析比选,通过分析比选摩擦摆隔震支座参数,获得较好的支座变形量、墩顶剪力,减隔震效果明显,总结减隔震体系的设计参数确定过程,提出一种适用于长联大跨铁路桥梁的减隔震设计方法,以期解决高烈度震区长联大跨铁路桥梁的抗震设计问题,为此类桥梁抗震设计提供参考。

2 工程背景及地震动输入

2.1 工程背景

依托京张高铁官厅水库特大桥长联矮塔斜拉桥方案开展研究。京张高铁官厅水库特大桥位于河北省张家口市怀来县境内,是京张高铁控制性工程,桥址跨越官厅水库水源保护区,平均水深约10 m,地层主要有第四系全新统湖积层,第四系上更新统冲洪积层及湖积层,以淤泥、细砂和粉质黏土为主。该方案采用(65.65+8×110+65.65) m单索面预应力混凝土矮塔斜拉桥,主桥两侧均与32 m简支梁相接,如图1所示。主梁上部共设9个桥塔,桥塔高度20.5 m,桥塔与主梁固结。

图1 (65.65+8×110+65.65) m矮塔斜拉桥总体布置(单位：m)Fig.1 Elevation drawing of (65.65+8×110+65.65) m extradosed bridge

为配合单索面拉索布置,改善主梁截面受力,主梁采用预应力混凝土W形腹板截面,主梁顶板宽13.8 m,底板宽6.4 m,中墩支点处箱梁高4.8 m,边墩支点处梁高4.2 m,如图2所示。桥墩采用圆端形桥墩,墩底尺寸均为4 m×8 m,墩高18～19 m。基础采用钻孔灌注桩基础,边墩基础采用14根φ1.8 m桩,桩长58 m和48 m,中墩基础14根φ2.5 m桩,桩长49～107 m。

图2 主梁横截面(单位：m)Fig.2 Girder section drawing

2.2 地震动输入

桥址处抗震设防烈度为8度,设计基本地震加速度值为0.2g,场地类别为Ⅲ类。采用工程场地安评报告提供的加速度反应谱和与反应谱相匹配的人工地震波,每个设防水准有3条地震波。加速度反应谱的放大系数谱β(T)的表达式(阻尼比5%)如式(1)所示,参数见表1,典型人工地震波时程曲线如图3。根据GB 50111—2006《铁路工程抗震设计规范》,按B类桥梁进行抗震设防,多遇地震下结构重要性系数取1.5。

表1 场地反应谱参数

图3 典型人工加速度时程Fig.3 An artificial ground motion

式中,T为反应谱周期;βm为放大系数最大值,Tg为反应谱特征周期。

3 抗震体系及仿真分析

3.1 抗震体系方案

该桥为典型的多跨长联结构,其抗震设计难点和重点如下：①上部质量大,如采用常规连续梁制动墩和非制动墩设置方案,制动墩及其基础设计将非常困难;②位于Ⅷ度震区,地震烈度高;③基础为高桩承台,表层淤泥较厚,基础侧向刚度小,为满足刚度要求,桥墩横向尺寸较大,特别是横桥向桥墩高宽比小于2.5,利用延性按能力保护进行抗震设计时墩-梁连接装置、墩柱抗剪和基础设计困难。因此,需要针对多跨长联结构3种抗震体系进行专门的抗震设计研究。

(1)单固定墩体系

纵桥向中间桥墩设置固定支座,活动墩-梁间沿顺桥向设置黏滞阻尼器,每个墩上设置2个阻尼器,阻尼系数C=5 000 kN/(m/s)0.3,速度指数为0.3;横桥向采用墩-梁固定约束。多遇地震下,强度抗震;罕遇地震下,固定墩底部在纵桥向产生塑性区域,并通过黏滞阻尼器减小地震位移,横桥向允许支座限位装置剪断,并设置阻尼装置控制梁体位移。

(2)刚构-连续梁体系

中间3个桥墩为刚构墩,墩-梁固结;其余桥墩纵桥向为活动墩,横桥向墩-梁固定约束。多遇地震下,采用强度抗震;罕遇地震下,刚构墩顶、墩底产生塑性区域,利用其延性抗震,活动墩横桥向允许支座限位装置剪断,并设置阻尼装置控制梁体位移。

(3)隔震体系

墩-梁间设置摩擦摆隔震支座。正常运营状态下按照常规连续梁设置支座的固定方向。正常运营和多遇地震下,支座的固定方向设置限位装置,约束墩梁相对位移,满足小震不坏的性能要求;超过多遇地震(结构重要性系数取1.5)情况下,支座固定方向的限位装置剪断,支座发挥隔震作用,并采用罕遇地震计算支座的设计位移。

3.2 有限元模型

为了研究相邻桥跨对主桥地震反应的影响,两边各取2跨32 m简支梁作为边界条件,建立结构动力特性和地震反应分析的三维有限元模型,如图4所示。总体坐标系以顺桥向为x轴,横桥向为y轴,竖向为z轴。利用空间梁单元模拟主梁和墩柱,群桩采用6×6耦合弹簧模拟,弹簧刚度根据“m法”计算,并根据GB 50111—2006《铁路工程抗震设计规范》对于液化土进行折减,模型中除根据构件的截面和材料计算结构的质量外,对上部结构的二期恒载以20.0 t/m的线质量形式施加在梁体单元上。

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

根据不同设防水准下的抗震性能目标,摩擦摆隔震支座的剪力销或剪断或不剪断,不剪断时墩梁间的相应自由度为主从约束,剪断后遵从摩擦摆支座的荷载-位移滞回模型,摩擦摆隔震支座体系墩梁间的连接方式见表2。

表2 墩梁连接方式

3.3 减隔震装置力学模型

摩擦摆隔震支座通过结构自重提供所需的自复位能力,帮助上部结构回到原来的位置,利用钟摆机理延长结构的自振周期,通过面滑动摩擦耗能。对于固定支座,采用双向摩擦摆隔震支座时,在支座上设剪力销,当支座所承受的水平地震力超过剪力销的抗剪承载能力时,双向摩擦摆隔震支座开始滑动以减小桥墩和桩基础的地震力。其最大的优点是双向减震,即同时减小纵桥向和横桥向地震反应。摩擦摆隔震支座的滞回模型如图5所示,支座的侧向力F等于摩擦力与回复力之和计算见式(2)。

图5 顺桥向罕遇地震作用下支座变形量Fig.5 Bearing deformation under longitudinal direction rare earthquake

图5 摩擦摆隔震支座滞回模型Fig.5 The hysteresis model of the friction pendulum bearing (FPB)

4 减震效果及减隔震装置参数分析

4.1 减震效果分析

在设计地震(超越概率为50年10%)荷载作用下,对3种抗震体系的墩底地震内力进行对比,纵桥向和横桥向内力结果见表3、表4。

表3 纵桥向墩底地震内力对比

表4 横桥向墩底地震内力对比

上述分析表明：

(1)纵桥向,不同抗震体系地震反应的差异体现在固定墩上,单固定墩体系固定墩的地震反应最大,刚

构体系次之,隔震体系最小。隔震体系原固定墩底部弯矩较单固定墩体系减小约80%;

(2)横桥向,单固定墩体系和刚构体系在横桥向的约束方式一致,因此二者的反应一致,隔震体系下墩底弯矩较前两者普遍减小70%以上。

3种方案的抗震性能对比分析见表5。

表5 3种抗震体系的性能对比分析

4.2 摩擦摆隔震支座参数分析

摩擦摆隔震支座的力学性能与隔震半径H和摩擦系数μ相关。因此,在进行抗震设计之前应首先对支座的参数进行优化分析,以确定更为合适的支座参数。

本节参数分析中取隔震半径H取5,6,7,8,9 m,相对应的摩擦系数μ取0.025和0.055。通过罕遇地震下支座的变形量和墩顶剪力来确定支座的参数。

顺桥向罕遇地震作用下,支座的变形量和墩顶剪力如图5、图6。

图6 顺桥向罕遇地震作用下墩顶剪力Fig.6 Pier top shear force under longitudinal direction rare earthquake

横桥向罕遇地震作用下,支座的变形量和墩顶剪力见图7、图8。

图7 横桥向罕遇地震作用下支座变形量Fig.7 Bearing deformation under cross direction rare earthquake

图8 横桥向罕遇地震作用下墩顶剪力Fig.8 Pier top shear force under cross direction rare earthquake

由上述支座参数分析可知,两种摩擦系数下支座的变形量相差较大,摩擦系数越小,支座的变形量越大,而不同的隔震半径对支座的变形量影响较小;对于墩顶剪力,摩擦系数越小剪力越小,而且相同的摩擦系数下,隔震半径越大墩顶剪力越小;另外隔震半径越小,支座的高度越大,用钢量和造价会增加。因此,综合考虑支座的变形量、墩顶剪力和隔震半径,推荐支座参数为隔震半径H=7 m,摩擦系数μ=0.055,设计位移0.306 m,考虑0.5倍的温度变形,梁缝设计位移为450 mm。

5 结论

针对多跨长联索面预应力混凝土矮塔斜拉桥中墩地震力大、延性部位震后不易恢复等问题,通过采用单固定墩体系、刚构连续梁体系、摩擦摆隔震支座体系3种不同的减隔震方案进行计算分析比选。研究结果表明,采用摩擦摆隔震支座体系方案优势明显,在设计地震作用下较单固定墩体系桥墩纵横向墩底内力均有普遍减小,顺桥向减震率约80%,横桥向减震率约70%。单固定墩体系和刚构连续梁体系的主要问题在于横桥向,因横向桥墩尺寸大,延性能力差,并且支座是易损构件,支座剪断后实际上就形成了隔震体系,但因缺少自复位能力,地震位移不易控制。

摩擦摆隔震支座体系在纵、横向均能起到较好的抗震效果,支座固定方向的抗剪能力要求低,且具备较好的自复位功能;缺点是设计位移较大,对伸缩缝和轨道设计提出的要求较高。通过对摩擦摆隔震支座参数分析,选取合适的参数使位移控制在合适的范围内,依托项目推荐支座参数为隔震半径H=7 m,摩擦系数μ=0.055,设计位移0.306 m。

综上,推荐优先采用隔震体系对高速铁路多跨长联矮塔斜拉桥进行抗震设计。对于桥墩纵、横向的延性能力较好的桥梁方案,采取延性方法对多跨长联结构进行抗震设计也是合理的选择,但地震发生后结构损伤修复代价大,此时抗震设计重点应关注塑性铰区域的变形能力、墩-梁连接的抗剪和墩柱的抗剪设计。