鐵路常用跨度簡支箱梁橋新型支撐體系減震性能研究

曹志峰，臧曉秋，石秋君，孫明德

(1.中國鐵道科學研究院集團有限公司 鐵道建筑研究所,北京 100081；2.高速鐵路軌道技術國家重點實驗室，北京 100081)

常用跨度簡支箱梁橋是鐵路橋梁結構中最簡單、應用最多的結構形式，尤其是在大規模的高速鐵路和城際鐵路建設中。因此，結構中一些細微的改進就有可能帶來很大的經濟效益[1-2]。

常用跨度簡支箱梁橋主要由梁體和墩臺及其支撐體系構成，支撐體系是梁體和墩臺之間關聯部件的總稱，具有承受并傳遞豎向荷載和水平荷載、適應梁端位移和轉角的作用。傳統支撐體系由橋梁支座和防落梁擋塊組成，由于橋梁支座和防落梁裝置不具有耗能功能，因此在地震作用下只能通過橋墩延性抗震。對于重力式橋墩來說，由于橋墩本身剛度很大，難以出現塑性鉸，因此無法采用延性設計方法，一旦發生超出設計地震烈度的強烈地震，結構幾乎不可避免地會遭到嚴重損傷甚至破壞。支撐體系是影響橋梁結構受力狀態的主要因素，因此本文進行了鐵路常用跨度簡支梁橋新型支撐體系的研究。該支撐體系除具有傳統支撐體系的全部功能外，還具有耗能減震作用。其主要特點是將簡支箱梁橋梁體和墩臺兩端的“固定-活動”約束轉變為彈塑性約束，可顯著改善墩臺受力，有效提高結構抗震能力[2-4]。

本文采用動力仿真方法，選擇跨度40 m高速鐵路預應力混凝土簡支箱梁橋為研究對象，對簡支箱梁橋新型支撐體系的減震性能進行研究。

1 新型支撐體系的組成及受力特征

1.1 新型支撐體系的組成

新型支撐體系在組成上與傳統支撐體系的不同之處在于該體系是由橋梁支座和阻尼裝置組成，其中橋梁支座均為多向活動支座。該體系組成如圖1所示。

圖1 新型支撐體系組成示意

1.2 新型支撐體系的受力特征

新型支撐體系與傳統支撐體系相比，特點在于其實現了支座水平力的傳遞與豎向支承功能的完全分離，梁體傳來的豎向荷載仍由支座承擔，而梁體的水平荷載則由阻尼裝置承擔。其最顯著的受力特征是梁體水平向約束狀態的改變，由傳統支撐體系的“固定-活動”約束(見圖2(a))轉變為新型支撐體系的彈塑性約束(見圖2(b))。

圖2 2種支撐體系約束狀態示意

2 新型支撐體系設計原則

根據新型支撐體系的組成和受力特征可以看出阻尼裝置并不只是在結構受到地震作用時提供額外剛度和阻尼的附加裝置，同時也是承擔梁體運營期間水平荷載的重要構件，在整個支撐系統中起著至關重要的作用。因此，新型支撐體系設計的關鍵是阻尼裝置的設計?，F有的阻尼材料有速度相關型和位移相關型2種，根據新型支撐體系對于阻尼裝置的性能要求，本文選用位移相關型阻尼材料——軟鋼。軟鋼拉伸時的應力-應變曲線(見圖3)可分為4個階段：彈性階段(OA)、屈服階段(AB)、強化階段(BC)和破壞階段(CD)。設計時依據剛度配置合理和阻尼約束有效的原則。

圖3 軟鋼拉伸應力-應變曲線

2.1 剛度配置合理

由于新型支撐體系中阻尼裝置是承擔結構水平荷載的重要構件，因此通過精細化設計與制造，使阻尼裝置在正常運營荷載下以及多遇地震作用下處于彈性工作區間。由軟鋼的拉伸應力-應變曲線(參見圖3)可知，日常運營荷載以及多遇地震作用下阻尼裝置的應力段應位于OA區間。

2.2 阻尼約束有效

為保證阻尼約束的有效性，首先要選擇塑性階段長、耗能能力強的鋼材，其次設計時應該合理選擇工作應變范圍，在保證安全的前提下充分利用材料。顯然，進入塑性階段后阻尼裝置的主要工作應變范圍為應力平臺段(圖3中AB段)，因此所選軟鋼材料的應力平臺越長越好。

3 算例

3.1 工程概況

我國鐵路簡支箱梁橋常用跨度為24，32，40 m，隨著橋梁跨度的增加，地震作用下落梁和支座破壞問題會更加突出。因此，本文選擇跨度40 m高速鐵路預應力混凝土簡支箱梁橋為研究對象。梁體為雙線整孔簡支箱梁，橋墩為雙線圓端形實心橋墩，墩高取10 m。橋址處抗震設防烈度為8度，場地特征周期為0.45 s，設計地震動峰值加速度為0.3g,多遇地震動峰值加速度為0.1g,罕遇地震動峰值加速度為0.57g。

3.2 新型支撐體系設計

本文選用具有等強度特性的短剛臂鋼棒阻尼器作為阻尼裝置[5-6](見圖4)。短剛臂鋼棒阻尼器結構設計主要分為2個部分：AB段和BC段。其中AB段為直線，BC段為等強度拋物線，且AB,BC相切于B點。AB段的長度為L1，總長為L。B點所在平面圓的直徑為d0，BC段x點所在平面圓的直徑為d(x)。短剛臂鋼棒阻尼器的設計參數見表1。

圖4 短剛臂鋼棒阻尼器主體結構形式

設計水平力/kN設計位移/mm極限位移/mm阻尼比屈后剛度比150160 200 0.450.07

基本設計思路是：

第1步。計算運營荷載和多遇地震作用下阻尼裝置的剛度需求量，從而確定新型支撐體系的最低剛度，據此確定所需短剛臂鋼棒阻尼器的數量。

第2步。設計地震作用下的結構抗震性能，目的是確定設計地震作用下新型支撐體系抗震性能是否滿足要求，如滿足要求則進入第3步，如不滿足要求則從第1步重新開始。

第3步。在罕遇地震作用下對結構進行安全性能評估，目的是判斷罕遇地震作用下新型支撐體系是否會發生落梁。評估的標準是阻尼裝置位移是否超過極限位移，如滿足要求則設計完成，如不滿足要求則從第1步重新開始。

從上述設計思路中可以看出，短剛臂鋼棒阻尼器設計的首要問題是剛度設計。短剛臂鋼棒阻尼器和橋墩為串聯剛度體系，其合成剛度k為

式中：k1為阻尼裝置剛度；k2為橋墩剛度。

合成剛度應滿足以下要求：

1)運營荷載作用

為滿足運營荷載作用下橋上無縫線路的穩定性、安全性及梁體橫向變形要求，縱橫向剛度應符合以下規定[7]。①縱向剛度，根據TB 10002—2017《鐵路橋涵設計規范》，對于跨度40 m混凝土簡支梁，當不做梁-軌共同作用分析時，墩臺頂縱向水平線剛度不宜小于550 kN/cm。②橫向剛度，由TB 10002—2017中無砟軌道橋梁相鄰梁端兩側的鋼軌支點橫向相對位移不應大于1 mm以及墩頂橫向力的相關規定來確定。

2)多遇地震作用

多遇地震剛度需求主要是為了滿足小震不壞的抗震設計原則，要求多遇地震作用下短剛臂鋼棒阻尼器為彈性狀態?？筛鶕蛑诽幎嘤龅卣鹣路逯导铀俣取⒘后w和二期恒載重量采用靜力法進行計算。

3.3 分析計算

3.3.1 分析模型

模型假定：①橋梁上部結構和橋墩在地震作用下保持線彈性；②不考慮基礎和地基的影響，墩底按固結處理；③不考慮橋面系對橋墩的縱向約束作用；④不考慮活動支座摩擦力；⑤阻尼裝置的力學性能是單個阻尼器力學性能的線性疊加。

建立有限元模型時，橋墩和箱梁均采用線性梁單元模擬，活動支座、阻尼裝置對應的約束條件采用主從關系處理。有限元分析模型如圖5所示。阻尼裝置采用雙線性恢復力模型，如圖6所示，其中，Fy為最大彈性力，即設計水平力；Fu為最大屈服力，即水平極限承載力；d1為最大彈性位移；d2為最大屈服位移，即設計位移；Ku為彈性剛度，Ku=Fy/d1；Kd為屈服后的剛度；Kd/Ku為屈后剛度比。本文算例一孔梁選取16根短剛臂鋼棒阻尼器構成4組阻尼裝置。

圖5 有限元分析模型

圖6 阻尼裝置雙線性恢復力模型

3.3.2 地震動輸入

結構動力反應不但與結構特性有關，還與輸入的地震波密切相關。本文根據GB 50111—2006《鐵路工程抗震規范》給出的動力放大系數曲線，采用三角級數法作為擬合方法，編制了人工地震波模擬程序[8-11]，隨機模擬的人工地震波時程及動力放大計算系數與規范給定的動力放大目標系數對比見圖7。

圖7 人工地震波時程及計算系數與目標系數對比

3.4 計算結果

3.4.1 設計地震

分析時考慮2種工況：工況1為傳統支撐體系，梁體與橋墩之間采用球型支座連接；工況2為新型支撐體系，梁體與橋墩之間通過阻尼裝置與多向活動支座共同連接。隨機模擬3條符合規范要求的設計地震波(0.3g)作為地震動輸入。表2—表5分別為2種工況下3條設計地震波激勵下1#墩、2#墩墩底受力情況及其平均減震率。減震率=(工況1墩底剪力平均值-工況2墩底剪力平均值)/工況1墩底剪力平均值。

3.4.2 罕遇地震

以3.4.1節工況2的新型支撐體系為評估對象，隨機模擬3條符合規范要求的罕遇地震波(0.57g)作為地震動輸入。

圖8—圖10分別為3種罕遇地震波激勵下梁端典型1組(4根)阻尼裝置的滯回曲線。可知，3種地震波激勵下阻尼裝置均充分進入塑性變形階段，滯回曲線飽滿，且阻尼裝置的最大位移依然處于設計位移內，遠小于極限位移。

表2 地震作用下各工況墩底縱向剪力

表3 地震作用各工況墩底橫向剪力

表4 地震作用下各工況墩底縱向彎矩

表5 地震作用下各工況墩底橫向彎矩

圖8 罕遇地震波1作用下阻尼裝置滯回曲線

圖9 罕遇地震波2作用下阻尼裝置滯回曲線

圖10 罕遇地震波3作用下阻尼裝置滯回曲線

4 結論

本文選擇跨度40 m高速鐵路預應力混凝土簡支箱梁橋為研究對象，并建立有限元模型進行計算分析，得到如下結論：

1)設計地震作用下，新型支撐體系可顯著改善橋墩受力，本文算例中墩底彎矩和墩底剪力的減震率均在77%以上。

2)罕遇地震作用下，新型支撐體系可起到防落梁作用，本文算例中阻尼裝置在罕遇地震作用下最大位移小于其極限位移，可充分保證地震時梁體的安全。

3)在選擇合適的阻尼材料，并經過合理的剛度設計后，新型支撐體系在地震發生時可提供較大的塑性變形以發揮耗能減震作用，從而有效地提高了簡支箱梁橋結構的抗震能力。