高烈度地震作用下鐵路多跨簡支梁橋抗震性能研究

陳銘迪

(中鐵第四勘察設計院集團有限公司 武漢 430063)

1 研究背景

為加快西藏地區經濟發展和現代化建設步伐，十分有必要建設通往西藏地區的鐵路和公路。由于鐵路運送人員和物資能力強，因此鐵路建設是西藏地區的首要基建任務。西藏地處高烈度地震區，然而高烈度地震區的相關研究主要集中在房屋建筑減隔震方面[1]，對鐵路橋梁減隔震設計研究相對滯后，同時由于多跨簡支梁在鐵路橋梁中的占比最大，因此十分有必要研究高烈度地震作用下鐵路多跨簡支梁橋采用減隔震措施后的抗震性能。

以西藏地區某鐵路多跨簡支梁橋為研究背景，空心橋墩構造圖見圖1。

圖1 空心橋墩構造圖(單位：cm)

該橋采用42×32 m鋼-混結合簡支梁的橋跨布置形式，由于該橋位于高烈度地區，而鋼-混結合梁[2]的結構自重相對較小，抗震性能較好，故主梁采用工字型鋼-混結合梁斷面。主梁混凝土采用C50，工字型鋼采用Q345，橋墩、承臺和樁基混凝土采用C35，橋墩采用圓端形空心墩，墩身主筋采用直徑32 mm的HRB400鋼筋，箍筋采用直徑16 mm的HRB400鋼筋。

樁基直徑1.25 m，樁基布置圖見圖2。

圖2 樁基布置圖(單位：cm)

根據第五代地震動參數區劃圖，該橋位于場地地震動峰值加速度0.30g區，但與0.40g區的分界線非常近。初步判斷本橋的設計基本烈度為IX度，因此為高烈度地區。50年10%超越概率水平下的地震峰值加速度為370 cm/s2，特征周期為0.75 s。本橋位于近斷層，采用摩擦擺支座[3-4]進行減隔震，摩擦擺支座結構圖見圖3。同時由于近場地震運動的影響，現擬采用摩擦擺支座+阻尼器[5-6]減隔震措施進行抗震性能分析。

1-下座板；2-中座板；3-雙球面四氟滑板；4-雙球面不銹鋼滑板；5-限位裝置；6-上座板；7-平面不銹鋼滑板；8-平面四氟滑板；9-頂座板。

2 設計荷載及有限元模型

2.1 設計荷載

根據TB 10002-2017 《鐵路橋涵設計規范》和GB 50111-2006 《鐵路工程抗震設計規范》(2009年版)規定，本橋抗震設計應考慮如下作用：①自重；②二期恒載212 kN/m；③列車活載(將其考慮為均布荷載)：88 kN/m。

2.2 地震作用

采用非線性時程分析法計算該橋地震響應，輸入的地震波采用中國科學院地質與地球物理研究所提供的時程函數。多遇、設計和罕遇時程函數均有3條，共9條地震波，限于篇幅，此處僅給出設計地震和罕遇地震加速度時程曲線各1條，分別見圖4和圖5。計算時取3條地震波計算結果最大值。

圖4 地震加速度時程曲線

計算時，采用2種荷載組合：①恒載+順橋向水平地震荷載+豎向地震荷載；②恒載+橫橋向水平地震荷載+豎向地震荷載。

2.3 有限元模型

采用midas Civil 2019建立全橋空間有限元模型，見圖5，橋墩編號從左至右依次為1～4號。

圖5 全橋空間有限元模型

采用一般連接單元模擬摩擦擺支座和阻尼器，參數分別見表1、表2，阻尼器最大行程為250 mm。

表1 摩擦擺支座參數

表2 阻尼器參數

3 非線性時程分析計算

由于橋梁位于IX度高烈度地區，近場地震作用下，多遇地震作用的計算結果不具有代表性，參考價值不明顯，且常規支座無法適用，必須采取減隔震措施。因此，本橋的非線性時程分析計算采用設計地震和罕遇地震2個階段進行分析對比，本橋的減隔震措施采用摩擦擺支座+阻尼器。

3.1 支座滯回曲線

本橋的支座滯回曲線選取采用具有代表性的中間跨支座，即2號墩頂的摩擦擺支座。通過計算可得這種減隔震措施在設計地震和罕遇地震作用下的支座滯回曲線，見圖6。

圖6 摩擦擺支座順橋向滯回曲線

分析圖6可知，摩擦擺支座在罕遇地震作用下表現出較為明顯的非線性特征，但在設計地震作用下，線性特征更為明顯，減隔震效果較好。這主要是因為高烈度地區近場地震需要考慮豎向地震作用，罕遇地震作用下豎向地震力對支座反力的影響過大，使摩擦擺支座進入不規則的非線性受力階段，導致減隔震效果不如設計地震作用下的明顯。

3.2 支座反力

通過計算，設計地震和罕遇地震作用下摩擦擺支座的支座反力時程曲線見圖7，最大支座反力見表3。

圖7 摩擦擺支座反力時程曲線

表3 最大支座反力 kN

分析圖8和表3可知，摩擦擺支座在設計地震作用下，未出現支座脫空，支座反力滿足設計要求。而在罕遇地震作用下出現了次數較多的脫空現象。

3.3 支座相對位移

本橋減隔震支座順橋向和橫橋向最大相對位移見表4。

表4 減隔震支座最大相對位移 mm

分析表4可知，橫橋向相對位移大于順橋向相對位移，說明該橋在設計和罕遇地震作用下的橫向剛度比縱向剛度小。此外，罕遇地震下的相對位移約為設計地震下相對位移的3倍，但罕遇地震作用下的相對位移最大為203.7 mm，未超過阻尼器最大行程(250 mm)，減隔震效果顯著。

3.4 墩底彎矩

統計2號和3號墩底在設計和罕遇地震作用下順橋向和橫橋向最大彎矩值見表5。

表5 墩底最大彎矩 kN·m

由表5可知，地震作用下，墩底橫橋向彎矩大于順橋向彎矩；3號墩墩底彎矩稍大于2號墩墩底彎矩。

4 橋墩抗震性能驗算

橋墩主筋采用直徑32 mm的HRB400鋼筋，箍筋采用直徑16 mm的HRB400鋼筋。鋼筋布置為主筋采用10 cm間距，隔1根為2根1束布置。箍筋采用間距為15 cm布置。分別統計設計地震和罕遇地震作用下墩底截面抗震性能驗算結果，見表6、表7。

表6 設計地震作用下橋墩抗震性能驗算

表7 罕遇地震作用下橋墩抗震性能驗算

分析表6和表7可知，橋墩抗震性能滿足設計要求。

為便于后續研究，需計算出多遇地震放大多少倍的情況下，剪力銷破壞，減隔震支座開始起作用。現按照上述配筋模型對在多遇地震的情況下，橋墩外側鋼筋達到屈服，采用倒推法，經試算可知，當墩底內力達到表8所示時，鋼筋產生屈服。

通過調整miads Civil 2019中的地面加速度系數，使得墩底內力基本和表8吻合，最后得出最終放大系數為1.55。由于剪力銷的剪斷力存有10%的富余量。因此對其折減后可知最終使得減隔震開始作用的地震波放大系數為1.4。

5 結論

1) 摩擦擺支座在罕遇地震作用下表現出較為明顯的非線性特征，但在設計地震作用下，其線性特征更明顯，減隔震效果較好。

2) 摩擦擺支座在設計地震作用下，未出現支座脫空，支座反力滿足設計要求。而在罕遇地震作用下出現了多次脫空現象。

3) 經計算，2號和3號墩在設計地震作用下安全系數分別為1.33和1.28，在罕遇地震作用下安全系數分別為1.18和1.14。橋墩抗震性能滿足設計要求。