高速铁路多跨简支梁桥摩擦摆支座隔震效果分析

高速铁路多跨简支梁桥摩擦摆支座隔震效果分析

在高速铁路（包括客运线路）的使用下，桥梁被广泛应用于道路上。桥梁的比例达到线路总高度的70%以上，其中大部分为32m和24m的简形箱梁。为了满足高速列车运行的安全性和舒适度指标,高速铁路桥梁的上部梁体、下部桥墩及基础的刚度都很大。刚度大、基频高、低矮的桥墩较多是高速铁路桥梁的显著特征。现有高速铁路桥墩绝大多数只配有少量的护面钢筋,其截面配筋率通常在0.1%~0.3%之间,属于重力式桥墩。重力式桥墩的周期短、自重大、其地震力亦大,在强震中易破坏。低矮墩的剪跨比较小,呈现剪切破坏。中等高度的高速铁路桥墩在支座处承受较大地震作用易先于桥墩发生破坏;另一方面,配筋率在0.1%~0.3%之间的重力式桥墩是否具有延性、能否出现明显塑性铰区目前也尚不明确,因为现有的延性抗震研究成果都基于公路桥梁及建筑结构的高配筋率(﹥0.5%)小截面尺寸墩柱。高速铁路桥梁的自振周期均较小,理论上更适合采用隔震技术。但高速平稳行车的安全性、舒适性、巨大的列车活载对高速铁路桥梁支座的耐久性、初始刚度有严格的要求,一般的减、隔震装置难以满足要求,故国内尚没见到有关高速铁路桥梁应用减、隔震支座的文献报导。铅芯橡胶减震支座已在数百座桥梁上得到了应用,但其存在竖向承载能力有限,耐久性差、稳定性差等问题,不适用于高速铁路桥梁。减震榫及E型钢阻尼支座能克服常用减、隔震装置用于高速铁路桥梁时在承载能力、耐久性及稳定性等方面存在的难题,可用于高速铁路桥梁的减、隔震,但它们震后不能自复位。摩擦摆支座具有承载能力高、稳定性良好、复位功能和抗平扭能力强等特点,已在国外桥梁的抗震设计及抗震加固中得到了广泛的应用,但缺少有关高速铁路桥梁在摩擦摆支座减、隔震方面的研究。本文探讨了高速铁路桥梁基于摩擦支座的减、隔震设计原则与方法,重点分析了高速铁路桥梁基于摩擦支座的减、隔震效果。1单摆式斜拉索减减法图1为在球形支座基础上研发的一种摩擦摆支座,主要由滑动曲面、滑动块、抗滑螺栓与抗滑块(剪力键)等组成。剪力键失效前,剪力键与静摩擦力共同抵抗水平力,支座在下曲面处不发生滑动,此时使用球形支座的功能。剪力键失效后,由单摆的工作原理(见图2)可知,结构按固定的周期沿滑动曲面滑动,进而减小梁部传到下部结构中的地震作用。该摩擦摆支座采用正常使用功能与减、隔震功能分离,同时具备普通球形支座与摩擦摆支座的两种功能,能满足高速列车正常使用条件下各项要求,可用于高速铁路桥梁减、隔震设计。摩擦摆支座利用滑动来延长结构的振动周期,摆动周期T按式(1)计算。通过滑动摩擦来耗散地震能量。此外,曲面滑动面具不仅有一定的震后自复位功能,还可以在一定程度上限制支座发生较大位移。式中,T为摩擦摆支座的隔震周期;R为滑动曲面的曲率半径。2初始刚度和摆动刚度对于直线桥梁,摩擦摆支座的恢复力模型近似为双线性[12~13],见图3。图中,Ki为数值计算时需要输入的初始刚度,可按式(2)近似计算;Kfps为摆动刚度,按式(3)计算。式中,μ为滑动摩擦系数;Dy为屈服位移;W为竖向荷载。3设置弯力键以减轻桥梁振动理想的减、隔震装置应同时具备以下3个基本功能:(1)周期延长功能:隔震体系的基本周期应延长到足够大,从而避开地震能量集中的频率范围;(2)阻尼或能量耗散功能:可以利用阻尼或能量耗散功能在一定程度上减小由隔震引起的相对位移;(3)正常使用功能:减、隔震装置应具有足够的水平刚度可以保障桥梁正常工作。普通(未设剪力键)的摩擦摆支座,靠摩擦力来维持稳定,滑动前有足够的刚度来保障桥梁正常工作。当摩擦力不能抵抗高速铁路列车制动力时,需要在支座中增设剪力键以满足正常使用。此外,摩擦摆支座中增设剪力键,并在预期地震中牺性支座中的剪力键也是高速铁路桥梁实现基于性能减震设计的重要手段之一。鉴于高速铁路桥梁对抗震性能的要求较高,为尽可能地减少频发的小地震对高速度铁路桥的影响,提高强震下高速铁路桥梁的抗震性能,本文建议高速铁路桥梁减、隔震设计时应尽量遵循如下原则:(1)多遇地震下,支座不发生摆动,利用支座及下部结构的强度抗震,结构处于弹性状态;(2)设计地震下,利用支座的摆动隔震及摩擦耗能减震,结构处于弹性状态;(3)罕遇地震下,利用支座的摆动隔震及摩擦耗能减震,结构处于基本弹性状态。针对以上设计原则,给出的高速铁路桥梁基于摩擦摆支座的隔震设计方法如下:(1)擦摆枝条不发生摆动多遇地震作用下,验算结构强度。通过设置抗滑螺栓及限滑块(见图1)实现摩擦摆支座不发生摆动。抗滑螺栓的剪断力不低于制动力与多遇地震下支座水平力的较大值,为安全起见建议再考虑一个介于1.2~1.5之间的安全系数。此阶段地震反应分析时,摩擦摆支座与普通球形支座相似,可采用主从约束模拟。(2)摆合成摆动模型设计地震作用下,抗滑螺栓剪断、摩擦摆支座发生摆动。摩擦摆支座采用双线性模型(见图3)。隔震前后桥墩控制截面的地震弯矩小于其初始屈服弯矩,m法验算时桩基础处于弹性状态。(3)m法验算的弯矩罕遇地震作用下,摩擦摆支座的功能与设计地震下相近相同,但验算时要求隔震前后桥墩控制截面的地震弯矩小于其等效屈服弯矩,m法验算时桩基础处于弹性状态。4抗弯压法的高速铁路桥梁衰减4.1iii类场地fpb参数某高速铁路的4×32m简支梁桥如图4所示,墩高H=13m,直坡圆端形截面。桥址位于8度地震区,罕遇地震下地震峰值加速度为0.38g,II类场地,场地特征周期Tg=0.35s。以3#桥墩顺桥向为摩擦摆支座的隔震研究对象,按上述原则确定FPB参数见表1,支座的布置如图5所示。沿顺桥向输入水平地震动,为了考查地震动的离散性,选择了II类场地规范反应谱人工合成地震动两条(人工波-1,人工波-2)和El-centro强震记录,作为输入地震动,并将它们的幅值调整一致。4.2摆合成事结构主梁为C50混凝土、桥墩及承台为C30混凝土。采用MIDAS软件建立空间有限元模型,用弹性时程分析方法进行普通支座的弹性地震反应分析,用非线性时程分析方法进行摩擦摆支座的减、隔震反应分析。主梁、桥墩及承台均采用弹性梁单元模拟。在承台底采用平动、转动及耦联弹簧模拟桩基础对桥梁的约束作用,弹簧刚度按m法计算。普通支座的约束自由度采用墩、梁主从约束模拟,摩擦摆支座采用前述的恢复力模型。分析时未考虑抗滑螺栓剪断的能量耗能作用。4.3不同墩高的震响效果目前高速铁路重力式桥墩的高度多在7m~15m之间。为考查墩高变化对减、隔震效果的影响,除1#~5#的墩高由13m调整为7m,其余参数保持不变。13m墩高隔震前后,3#墩的地震反应见表2和图6。7m墩高隔震前后,3#墩的地震反应见表3和图7。减震率=(普通支座-FPB)/普通支座×100%。4.4震前震反应分析为考查地震强度对隔震效果的影响,仅将3条地震动加速度峰值均统一调整到0.57g,进行隔震前后的地震反应分析,分析结果见表4及图8所示。4.5场地类型对减、隔震效果的影响针对铁路规范III类场地(Tg=0.45s)反应谱人工合成了2条地震动(人工波-3、人工波-4),与天津记录一起作为III类场地输入地震动,并将它们的幅值统一调整到0.38g,研究场地类型对减、隔震效果的影响,结果见表5。II类场地El-centro波及III类场地天津波的支座位移时程曲线见图9。4.6地震反应在墩底弯矩的影响及评价由表2、图10~图12可知,一组(3条)输入地震下桥墩的地震反应有一定的离散性,这与以前的桥梁减、隔震研究结论一致。从表2、表3、图10~图12可以看出,墩高对地震反应及隔震效影响较大,墩高7m的32m简支梁墩底弯矩的减震率在67%~89%之间,明显高于墩高13m的减震率。由表2、表3及图7可知,摩擦摆支座的最大水平滑动位移随墩高的增加而增加。由表2、表4及图10~图12可知,地震强度对墩底弯矩大小的影响较大,但对减震率影响较小。第1条人工波的地面地震动峰值加速度(PGA)为0.38g时的隔震效果好于PGA为0.57g时的隔震效果,对于第2条人工波及强震记录,PGA为0.38g时的减、隔震效果略大于PGA为0.57g的减、隔震效果。总体而言,地震强度对墩底弯矩的减、隔震效果的影响可以忽略。但由表2、表4及图8可知,摩擦摆支座的最大水平滑动位移随地震强度的增大而增加。由表2、表5及图10~图12可知,场地类别对非隔震桥的影响较大,对于墩高13m的桥梁而言,场地越差,地震反应越大。对本桥而言III类场地的墩底弯矩隔震效果明显好于II类场地。这是由于隔震前III类场地震动(人工波-3、人工波-4与天津波)引起的墩底弯矩明显大于II类场地输入地震动(人工波-1、人工波-2与El-centro强震记录)的墩底弯矩,而隔震后两者的墩底弯矩比较接近,所以III类场地的墩底弯矩隔震效果明显好于II类场地。3条波中有2条引起的摩擦摆支座最大水平滑动位移大于II类场地,总体上来说,隔震支座在III类场地上的最大水平滑动位移需求大于II类场地。5弯矩和隔震效果的影响(1)摩擦摆支座对位于II类、III类场地、墩高7m及13m的高速铁路桥梁的减、隔震效果显著,摩擦摆支座在高速铁路桥梁中有较好的应用前景。(2)墩高对摩擦摆支座的墩底弯矩减、隔震效果有较大的影响,7m墩高的墩底弯矩减震率明显好于13m墩高的墩底弯矩减震率。(3)墩高对