李守文,黄天立

(1.中建二局第一建筑工程有限公司华中分公司,湖南 长沙 410399; 2.中南大学土木工程学院,湖南 长沙 410075)

0 引言

桥梁支座作为桥梁上部梁体与下部墩台间的重要连接部件,不仅要将恒荷载和荷活载引起的上部结构反力、变形(位移、转角)等可靠传递给墩台,而且在地震中,支座还需承受桥梁上、下部结构之间传递的巨大地震力,其破坏将直接影响梁体及墩台的安全性,导致梁体碰撞、落梁、桥梁垮塌等震害现象。减隔震技术是提高桥梁抗震性能的有效手段[1]。摩擦摆式减隔震支座(friction pendulum bearing,FPB)以其承载力强、具有自复位功能等特点,在桥梁抗震设计中得到了广泛应用[2]。

国内外许多专家学者对摩擦摆式减隔震支座进行了研究。Jangid等[3-4]对近断层下FPB支座的性能进行了分析,并对其参数进行了优化,结果表明:对于低摩擦系数,在近断层地震作用下,FPB支座存在明显的滑动位移;针对不同的结构参数给出了FPB支座的最佳摩擦系数取值。占玉林等[5-6]研究了考虑栓钉作用情况下FPB支座隔震桥梁的地震响应,结果表明:在纵向地震动作用下,随着摩擦系数的增大,墩底最大弯矩和墩顶最大位移不断增大;随着曲率半径增大,主墩墩底弯矩逐渐减小;随着栓钉抗力的增加,制动墩墩底最大纵向弯矩、墩顶最大纵向位移先保持不变后增长明显。王传坤等[7]进行了基于FPB支座的高速铁路连续梁桥减隔震研究,结果表明:轨道系统的约束作用会改变桥梁结构的动力特性与地震响应,放大墩底剪力横向分配的不均匀性;适当增大挡块-垫石设计间距可确保FPB支座充分发挥隔震性能;结构横向地震响应对FPB支座摩擦系数的变化较其球面半径变化敏感,且摩擦系数取值为0.03～0.04较合理。陈克坚等[8]对采用FPB支座的双线铁路简支梁桥适用墩高范围进行了研究,结果表明:当要求纵、横向墩顶位移减隔震率大于55%,同时要求纵、横向墩底弯矩减隔震率大于25%时,常用双线铁路简支梁桥的适用墩高范围取值为0～52m。

尽管FPB支座有很多优点,但不能有效地限制墩、梁间相对位移,难以防止梁体碰撞和落梁等震害现象。针对这些问题,袁万城等[9-10]提出一种在盆式橡胶支座基础上增加拉索构造的拉索减震支座,该支座具有原理简单、技术成熟、性能稳定和性价比高等优点,已在公路和市政桥梁中得到了广泛应用。借鉴拉索减震支座的特点,通过在摩擦摆式减隔震支座上增加拉索构造,提出了一种新型拉索-摩擦摆式减隔震支座(cable friction pendulum bearing,CFPB),以某高速铁路(60+100+60)m预应力混凝土连续箱梁桥为工程背景,研究新型拉索-摩擦摆式支座用于高速铁路连续梁桥减隔震的适用性。

1 新型拉索-摩擦摆式减隔震支座

1.1 设计理念

连续梁桥是高速铁路桥梁工程中的主要形式之一,梁体的平衡位置在地震作用下会不断发生变化,梁体与墩台之间的相对位移难以控制,可能导致主梁发生落梁。虽然可以在固定墩上设置抗震销或在纵向设置抗震挡块来加强固定支座,强行保证其安全,但这样做会使固定墩承受较大的地震力,产生较大的塑性变形,甚至导致固定墩发生地震破坏,给震后修复工作带来巨大困难[11]。

鉴于以上原因,借鉴拉索减震支座的特点,通过在摩擦摆式减隔震支座上增加拉索构造,提出了一种新型拉索-摩擦摆式减隔震支座,固定型拉索-摩擦摆式减隔震支座的构造如图1所示。从图1可以看出,固定型拉索-摩擦摆式减隔震支座主要由球型支座、摩擦摆式底座、拉索和抗剪螺栓等组成。在小震和中震作用下,CFPB支座可保持固定支座的正常使用功能;在罕遇地震作用下,CFPB支座的抗剪螺栓被剪断,其功能转变为常规摩擦摆式减隔震支座;当CFPB支座的位移过大时,通过拉索予以限制[12]。通过合理设计CFPB支座参数,使支座不仅能满足静力作用下的使用性能,而且在强震作用下能有效减小固定墩的受力,有效限制墩、梁间相对位移,防止落梁。

图1 拉索-摩擦摆式减隔震支座的构造示意Fig.1 Sketch of the cable friction pendulum bearing

1.2 性能目标

1) 正常使用时,拉索不起作用,拉索-摩擦摆式减隔震支座与普通球型支座相同。

2) 在遭遇小震和中震作用时,支座的抗剪螺栓原则上不允许剪断,避免震后更换支座。

3) 在遭遇罕遇地震作用时,支座的抗剪螺栓被剪断,支座转变为拉索-摩擦摆式减隔震支座,利用球面四氟滑板和减震球摆之间的滑动隔离上下部结构,减少地震力的传递,并利用摩擦和结构动能与势能之间的转化耗散能量;同时由拉索限制支座产生的过大水平位移,并通过结构自重与拉索共同提供恢复力。

2 CFPB支座的设计参数

2.1 滑道曲率半径

根据相关资料,CFPB支座滑道曲率半径的取值范围为0.5～9.0m。支座自振周期可根据式(1)计算:

(1)

式中:T为支座的自振周期(s);R为支座滑道曲率半径(m);g为重力加速度,取值为9.8m/s2。

2.2 摩擦系数

摩擦系数μ取值一般为0.01～0.06,可根据产品的试验曲线确定。

2.3 拉索长度

根据几何关系[12],可得到拉索长度L的计算公式如下:

(2)

(3)

式中:Lxy为拉索在水平面的投影长度;L为拉索的实际长度;H为支座的总高度;A,B分别为顶板的长和宽;C,D分别为底板的长和宽;δx,δy分别为支座纵向和横向设计水平位移。

2.4 拉索刚度

根据材料力学知识,拉索刚度K2可按式(4)计算:

(4)

式中:E为拉索的弹性模量;A为拉索的截面面积;L为拉索的长度。

2.5 抗剪螺栓的剪切强度

根据GB/T 17955—2009《桥梁球型支座》第4.1.2条规定:固定支座和单向活动支座非滑移方向的水平承载力均不应小于竖向设计承载力的10%,即要求抗剪螺栓的剪切强度应大于竖向设计承载力的10%,同时为了保证地震作用下抗剪螺栓能被顺利剪断,要求其剪切强度不能太大。因此,抗剪螺栓的剪切强度宜取10%～20%的竖向承载力,这样既可保证在正常使用和中、小地震作用时支座保持固定,又能在桥梁遭遇罕遇地震时,抗剪螺栓能被顺利剪断,支座转变为摩擦摆式减隔震支座,减小下部结构所受的地震作用。

2.6 自由行程

CFPB支座的自由行程是指拉索开始作用时支座的水平位移,反映拉索的松弛程度。一般情况下,自由行程的取值原则为[13]: ①要大于温度产生的伸缩量,保证正常使用时支座的自由变形; ②要小于地震作用下支座抗剪螺栓全部剪断后产生的墩梁相对变形; ③同一联桥梁各支座的自由行程应相同。

2.7 恢复力模型

图2a～2c分别为抗剪螺栓、摩擦摆式减隔震支座和拉索的恢复力模型。其中K0为抗剪螺栓刚度,K1为摩擦摆式减隔震支座的弹性刚度,K2为拉索刚度。图2d为带抗剪螺栓的拉索-摩擦摆式减隔震支座恢复力模型[14],其中u0为抗剪螺栓失效时的位移,u1为带抗剪螺栓的拉索-摩擦摆式减隔震支座的自由行程。带抗剪螺栓的拉索-摩擦摆式减隔震支座恢复力模型由抗剪螺栓、摩擦摆式减隔震支座和拉索的恢复力模型叠加而成。当支座上下座板间的相对位移u≤u0时,抗剪螺栓未被剪断,支座功能与普通固定支座相同;当u0u1时,拉索开始发挥限位作用。

图2 恢复力模型Fig.2 Restoring force model

3 工程应用

3.1 工程概况

以某高速铁路(60+100+60)m预应力混凝土连续箱梁桥为工程背景,该桥主梁为双线单箱单室、变高度、变截面箱梁,采用C60混凝土。箱梁顶宽12.0m,底宽6.7m,中支点处梁高7.85m。邻跨结构为32m的简支箱梁,梁高3.05m。桥墩为圆端形实体墩,边墩高22.5m,中墩高30.5m,采用C40混凝土,HRB400钢筋,纵筋直径为25mm,箍筋直径为10mm。基础采用钻孔灌注桩,边墩采用10根直径1.25m、长16m的桩基,中墩采用10根直径2m、长25m的桩基。该桥的立面和支座布置如图3所示。

图3 某预应力混凝土连续箱梁桥及其支座布置(单位:m)Fig.3 Layout of a pre-stressed concrete continuous box girder bridge and its bearings(unit:m)

3.2 有限元模型建立

采用MIDAS Civil有限元软件建立全桥三维有限元模型,如图4所示,其中主梁、桥墩采用梁单元模拟,桥墩潜在塑性铰区采用弹塑性纤维单元模拟;桩土相互作用模拟采用“m”法,用土弹簧模拟土体作用,用梁单元模拟桩;普通盆式支座采用MIDAS Civil中的一般弹性支撑进行模拟;带抗剪螺栓的拉索-摩擦摆式减隔震支座采用MIDAS Civil程序自带的摩擦摆式隔震装置和“钩”两者并联组合模拟,其中摩擦摆式隔震装置模拟摩擦摆式球型隔震支座,“钩”模拟拉索,关于抗剪螺栓,目前在MIDAS中还无法实现具体模拟,因此,先假定抗剪螺栓不发生破坏,若计算所得支座剪力超过其设计抗剪承载力,则按抗剪螺栓失效的方式进行考虑。

图4 全桥有限元模型Fig.4 Finite element model of the bridge

3.3 地震动输入

本工程抗震设防烈度为8度,地震动峰值加速度值Ag=0.20g,场地类别为II类,特征周期分区为一区,地震动反应谱特征周期Tg=0.35s。为研究罕遇地震作用下拉索-摩擦摆式减隔震支座的工作性能,本文将工程抗震设防烈度取为9度,地震动峰值加速取为Ag=0.40g,其他参数不变。

地震动加速度时程采用MIDAS Civil自带的3条实测地震动记录,分别为1979年的James RD Centro地震动记录、1940年的El Centro地震动记录和1971年的San Fernando地震动记录,经幅值调整后得到的输入地震动时程曲线如图5所示。

图5 地震动加速度时程曲线Fig.5 Acceleration time history of seismic wave

4 CFPB支座的减震性能分析

为验证拉索-摩擦摆式减隔震支座的减震效果,建立了4种模型。

1)模型1 22号固定墩采用固定盆式支座,其余墩均采用活动盆式支座,地震作用下固定盆式支座的抗剪螺栓不被剪断。

2)模型2 22号固定墩采用固定盆式支座,其余墩均采用活动盆式支座,地震作用下固定盆式支座的抗剪螺栓被剪断。

3)模型3 22号固定墩采用固定型FPB支座,其余各墩均采用活动型FPB支座,地震作用下固定型FPB支座的抗剪螺栓被剪断。

4)模型4 22号固定墩采用固定型CFPB支座,其余墩均采用活动型CFPB支座,地震作用下固定型CFPB支座的抗剪螺栓被剪断。

在模型4中,拉索刚度的取值为K2=3×105kN/m,支座的自由行程取值为0.1m,支座滑动静、动摩擦系数分别取0.04和0.03,边墩和中墩支座曲率半径分别取3m和6m。

4.1 不同地震动时程影响分析

为分析地震动频谱特性对支座地震响应效果的影响,图6所示为3条不同地震波输入下,模型4结构的墩、梁间相对位移、固定墩墩底弯矩和剪力。从图6可以看出,经过调幅后,虽然输入的3条地震动时程曲线的加速度峰值相同,但在其作用下,各桥墩的墩、梁间相对位移、墩底弯矩和墩底剪力均存在差别。由此表明:地震动的频谱特性对结构的地震响应有很大影响。因此,对结构进行地震响应分析时,应选取多组地震动时程进行结果对比。本文此后章节描述地震动响应分析时,均取3组地震动时程计算结果的最大值进行分析。

图6 不同地震动时程影响分析Fig.6 The seismic responses of bridge under different earthquake actions

4.2 CFPB支座减震效果分析

为研究CFPB支座的减震效果,表1给出了3条不同地震波输入下,4种模型计算结果的最大值。

表1 CFPB支座减震效果分析Table 1 The seismic isolation effect of the bridge by using the cable friction pendulum bearings

1)模型1 采用固定盆式支座,由于地震作用下其抗剪螺栓未被剪断,固定墩墩底将承受较大的剪力和弯矩。对于模型4,采用CFPB支座,固定型CFPB支座在抗剪螺栓剪断后变成滑动支座,固定墩墩底剪力和弯矩下降,比模型1分别下降71.96%和18.90%。由此表明:CFPB支座可取得较好的隔震效果,墩、梁间相对位移也可得到较好控制。

2)对于模型2,采用固定型盆式支座,由于其抗剪螺栓被剪断,各桥墩的墩、梁间相对位移很大,最大值1.508m,将发生落梁震害。对于模型4,采用CFPB支座,各桥墩的墩、梁间相对位移均较小,没有发生落梁的危险。此外,模型4中固定墩墩底内力也有一定程度降低。由此表明:拉索-摩擦摆式减隔震支座可显著降低固定墩所承受的地震力,同时具有良好的限位能力,可有效防止落梁。

3)对于模型3和4,采用CFPB支座后,各桥墩的墩、梁间相对位移分别减小了20%,57.45%,56.69%和31.25%。采用CFPB支座后,固定墩墩底剪力降低,墩底弯矩二者相差不大。由此表明:CFPB支座的减隔震性能优于FPB支座。

综上可知,CFPB支座的减隔震效果优于FPB支座,同时该支座具有较好的限位能力,可有效防止落梁。

5 参数分析

5.1 拉索刚度

选取支座自由行程为0.1m,其他参数不变,将CFPB支座的拉索刚度K2设为从0～6×105kN/m变化,沿桥梁结构纵向输入经调整后的3条地震动时程,计算得到20号边墩的墩、梁间相对位移、22号固定墩的墩底弯矩和剪力与拉索刚度的变化曲线,如图7所示。

图7 墩、梁间相对位移、墩底弯矩和剪力与拉索刚度的关系曲线Fig.7 The relational curves between the relative displacement at the pier and the girder, the pier moment and shear force at the bottom and the cable stiffness

从图7可以看出,拉索刚度K2在0～6×105kN/m范围内变化时,20号边墩的墩、梁间相对位移随拉索刚度的增大而减小;22号固定墩的墩底弯矩随拉索刚度的增大而增大,墩底剪力随拉索刚度的增大先迅速减小,而后趋于稳定。考虑到控制固定墩所承受的地震力和控制墩、梁间的相对位移两方面的要求,建议在类似高速铁路三跨连续梁桥中采用CFPB支座时,其拉索刚度的合理取值为3×105～5×105kN/m。

5.2 支座自由行程

选取拉索刚度为4×105kN/m,其他设计参数不变,将CFPB支座的自由行程设为从0.04～0.14m变化,沿桥梁结构纵向输入调整后的3条地震动时程,计算得到20号边墩的墩、梁间相对位移、22号固定墩墩底弯矩和剪力与支座自由行程的变化曲线,如图8所示。

图8 墩、梁间相对位移、墩底弯矩和剪力与支座自由行程的关系曲线Fig.8 The relational curves between the relative displacement at the pier and the girder, the pier moment and shear force at the bottom and the free stroke of CFPB

从图8可以看出,支座自由行程的变化对20号边墩的墩、梁间相对位移、22号固定墩的墩底弯矩和剪力的影响较小。根据支座和桥梁的实际情况,在类似高速铁路三跨连续梁桥中采用CFPB支座时,支座纵向自由行程取0.10～0.12m较合适。

5.3 支座布置方式

为分析是否有必要全桥均设置拉索-摩擦摆式减隔震支座,建立2种对比模型:①模型5 22号固定墩处设置固定型CFPB支座,其余各墩处设置活动型CFPB支座;②模型6 22号固定墩处设置固定型CFPB支座,其余各墩处设置普通活动型盆式支座。在模型5和模型6中,CFPB支座的拉索刚度均取K2=4×105kN/m,自由行程均设为0.10m,其余参数相同。沿桥梁结构纵向输入调整后的3条地震动时程,计算得到各桥墩的墩、梁间相对位移、墩底弯矩和剪力,如图9所示。模型5中各桥墩的墩、梁间相对位移均小于模型6中各桥墩的墩、梁间相对位移,相差45～65mm;模型5中各桥墩的墩底弯矩均小于模型6中各桥墩的墩底弯矩,相差16 000～50 000kN·m;模型5中各桥墩的墩底剪力均小于模型6中各桥墩的墩底剪力,最小相差2 351kN,最大相差19 512.2kN。此外,模型5中各桥墩的剪力分布较模型6中各桥墩的剪力分布更均匀。

图9 CFPB支座布置方式与桥梁地震响应的关系Fig.9 Relationship between the arrangements of CFPB and the seismic responses of bridges

由此表明:对于具有高低墩的高速铁路大跨度连续梁桥,为使各桥墩的墩、梁间相对位移、墩底弯矩和剪力值更佳,获得更好的减隔震效果,此类连续梁桥可采用固定墩处设置固定型CFPB支座,其余墩处设置活动型CFPB支座的支座布置方式。

5.4 抗剪螺栓

鉴于MIDAS软件不能模拟支座抗剪螺栓作用,为研究CFPB支座的抗剪螺栓对桥梁地震响应的影响,建立2种分析对标模型:①模型7 22号固定墩处设置固定型CFPB支座,假设抗剪螺栓刚度无限大,地震作用下不被剪断,其余各墩处设置活动型CFPB支座;②模型8 22号固定墩处设置固定型CFPB支座,假设抗剪螺栓刚度为0,地震作用下被剪断,其余各墩处设置活动型CFPB支座。在模型7和模型8中,CFPB支座的拉索刚度取值均为K2=4×105kN/m,自由行程取值均为0.10m,其余参数相同。

沿桥梁结构纵向输入调整后的3条地震动时程,计算得到各桥墩处墩、梁间相对位移、墩底弯矩和剪力如图10所示。可以看出,考虑抗剪螺栓后,各桥墩的墩、梁间相对位移减小,各桥墩的墩底弯矩和剪力增大,抗剪螺栓对固定墩的地震响应影响大于其他桥墩。

图10 CFPB支座抗剪螺栓设置与桥梁地震响应的关系Fig.10 Relationship between the settings of the shear bolts CFPB and the seismic responses of bridges

6 结语

提出了一种新型拉索-摩擦摆式支座,研究其应用于高速铁路连续梁桥减隔震的效果,分析了支座拉索刚度、自由行程、布置方式和抗剪螺栓设置等设计参数对桥梁地震响应的影响规律,结论如下。

1)CFPB支座的减隔震效果优于FPB支座,同时具有较好的限位能力,可有效防止梁体碰撞和落梁等震害。

2)随着CFPB支座拉索刚度的增大,墩、梁间相对位移减小,墩底弯矩增大,墩底剪力先迅速减小,后趋于稳定,拉索刚度的合理取值范围为3×105～5×105kN/m;支座自由行程的变化对墩、梁间相对位移、固定墩墩底弯矩、固定墩墩底剪力的影响均很小,自由行程的合理取值范围为0.10～0.12m。

3)在高速铁路连续梁桥中可采用“一个固定墩处设置固定型CFPB支座,其余墩处设置活动型CFPB支座”的支座布置方式。

4)考虑抗剪螺栓后,各桥墩的墩、梁间相对位移减小,各桥墩的墩底弯矩、墩底剪力增大,抗剪螺栓对固定墩的地震响应影响大于其他桥墩。