高速鐵路高低塔斜拉橋減隔震裝置研究

劉信斌

中鐵上海設計院集團有限公司， 上海 200070

斜拉橋是我國大跨橋梁結構常見橋型之一，在高速鐵路橋梁被廣泛應用。由于斜拉橋具有自重大、阻尼小等特點，使得結構對地震作用較為敏感。為防止地震作用帶來的不利影響，確保結構安全，通常采用減隔震體系進行設計。國內外學者進行了較為充分的研究。石巖等［1］介紹了橋梁減隔震的發展趨勢并展望了未來的發展方向；賈毅等［2］以某主跨360 m結合梁斜拉橋為例，闡述了傳統抗震體系、延性抗震體系及減隔震抗震體系的優劣；劉保文等［3］研究了阻尼器對大跨度斜拉橋橋塔結構受力的影響，發現阻尼器對縱向抗震性能影響較大，橫向抗震性能幾乎不受影響；Martínez等［4］對比分析了黏滯阻尼器、金屬阻尼器等阻尼減隔震裝置，得出黏滯阻尼器更能有效地減震耗能的結論；Miyamoto等［5-6］提出了黏滯阻尼器的三種極限狀態，并基于OPenSees平臺建立了考慮極限狀態的阻尼器模型；李立峰等［7］依托一座主跨350 m大跨徑斜拉橋，提出了3種橫向約束體系布置方案，指出鋼阻尼器可以有效提高結構橫向抗震性能；夏修身等［8］探討了高速鐵路橋梁中摩擦擺減隔震支座設計原則，分析了摩擦擺支座隔震效果。

關于公路大跨度橋梁以及鐵路普通橋梁的減隔震研究已經非常豐富，然而關于大跨度高速鐵路高低塔斜拉橋減隔震體系研究較少，用于參考的設計資料還不完善。本文以阜淮高鐵跨潁河230 m主跨高低塔斜拉橋為例，對結構在不同減隔震裝置情況下的縱橋向地震響應進行對比分析。

1 工程概況

阜淮高鐵潁河高低塔雙索面混合梁斜拉橋跨徑布置為（31 + 73 + 230 + 114 + 40）m。主橋采用高低塔非對稱邊跨布置形式，小里程側為低塔，邊跨長104 m，距邊墩31 m處設置一處輔助墩；大里程側邊跨長154 m，距邊墩40 m處設置一處輔助墩。主梁由鋼混結合梁、混凝土梁及鋼混結合段三部分組成，主梁高3.8 m，主梁全寬18.6 m（含風嘴），橋面寬16.3 m（含風嘴）。主塔采用花瓶形混凝土橋塔，設置兩道橫梁。低塔全高83.4 m，高塔全高115.1 m。斜拉索采用環氧涂層平行鋼絲拉索，布置形式為橫向雙索面扇形布置，低塔每側設置9對斜拉索，高塔每側設置12對斜拉索，塔上索間距為1.8 ～ 4.5 m，梁上索間距為10.5、8.0 m。

斜拉橋結構形式為半漂浮體系［9］，橋塔處設置球型鋼支座，并在橋塔位置設置橫向抗風支座，與球型鋼支座結合，視作固定支座及縱向活動支座。由于本文主要探討減隔震裝置對縱向抗震性能的影響，因此忽略橫向抗風支座間隙對結構的影響。為便于計算，將橫向抗風支座與球型鋼支座進行簡化。斜拉橋總體布置及支座布置如圖1所示。

圖1 斜拉橋總體布置及支座布置

2 結構有限元分析

2.1 有限元模型

采用MIDAS/Civil建立主跨230 m高低塔斜拉橋有限元模型，模型以順橋向為x軸，橫橋向為y軸，豎向為z軸。采用空間梁單元模擬橋塔、主梁、輔助墩、邊墩等結構。采用空間桁架單元模擬斜拉索，采用彈性連接模擬主梁、主塔與斜拉索間的連接。球型鋼支座及橫向抗風支座采用一般彈性連接單元模擬；黏滯阻尼器采用Maxwell模型模擬；鉛芯橡膠支座及摩擦擺式減隔震支座采用雙線性模型模擬；用一般彈性支撐模擬群樁基礎［10］。其中，群樁基礎直接采用六向彈性約束模型樁土效應，其余邊界條件根據實際情況進行模擬。

2.2 地震動時程曲線

根據地震安全性評估報告，本地區場地類別為Ⅲ類，特征周期為0.5 s，地震動峰值加速度為0.1g，抗震設防烈度為7度。根據地震安評報告選取3條地震波進行地震響應分析，最不利罕遇地震波時程曲線如圖2所示。

圖2 最不利罕遇地震波時程曲線

3 參數選取

根據目的和用途的不同將減隔震裝置分為五類：以鉛芯橡膠支座為代表的柔性橡膠支座；以摩擦擺式減隔震支座為代表的滑動摩擦支座；以阻尼器為代表的耗能減震裝置；以耗能擋塊為代表的連接、限位裝置以及各類組合式減隔震支座［1］。本文主要分析鉛芯橡膠支座、摩擦擺式減隔震支座以及黏滯阻尼器的減震效果，并確定合理的設計參數。

為統一變量，各減隔震裝置均設置在橋塔位置，其余位置不安裝。其中，鉛芯橡膠支座與摩擦擺式減隔震支座直接采用支座形式，取消橫向抗風支座，支座布置形式見圖3（a）；黏滯阻尼器和球型鋼支座及橫向抗風支座共同發揮作用，支座布置形式見圖3（b）。

圖3 支座布置形式

3.1 鉛芯橡膠支座

鉛芯橡膠支座隔震裝置主要由鉛芯和疊層橡膠兩種材料構件組成，其主要隔震原理是利用鉛屈服后的低剛度，將結構的固有振動頻率和地面的振動頻率相隔離，并利用滯后效應來消散振動能量，從而保護主體結構［11］。恢復力模型一般采用雙線性模型，如圖4所示。

圖4 鉛芯橡膠支座的恢復力模型

等效剛度（Keff）為

等效阻尼（ξeff）為

式中：Fd為支座達到設計位移時產生的水平力；Dd為支座水平設計位移；Δy為支座屈服位移；Qd為支座特征強度；Kd為支座的屈后剛度；Fy為支座屈服強度。

根據鉛芯橡膠支座的恢復力模型可以看出，影響結構抗震性能的主要因素是Kd和Fy。因此，將Kd及Fy作為控制變量，分析不同設計參數對高速鐵路高低塔混合梁斜拉橋的抗震效果。

鉛芯橡膠支座為雙向減隔震裝置，本文主要針對縱向減隔震作用進行研究。Kd取2 000、3 000、4 000、5 000、6 000 kN/m，Fy取800、900、1000、1 100、1 200 kN，計算得到橋塔塔底彎矩、梁端水平位移分別見圖5、圖6。

圖5 鉛芯橡膠支座橋塔塔底彎矩

圖6 鉛芯橡膠支座梁端水平位移

由圖5可知：在相同屈服力下，塔底彎矩隨屈后剛度的增加而減小；在相同屈后剛度下，塔底彎矩隨屈服力的增加而減小。屈后剛度較小時，屈服力對塔底彎矩影響較小，隨著屈后剛度增加，屈服力產生的影響增大，塔底彎矩隨屈服力的增加而減小。

由圖6可知：在相同屈服力下，梁端水平位移隨屈后剛度的增加而減小；在相同屈后剛度下，除屈后剛度2 000 kN/m外，梁端水平位移隨屈服力的增加而減小，屈后剛度為2 000 kN/m時，梁端水平位移隨著屈服力增加先減小后增加。屈后剛度較小時，屈服力對梁端水平位移影響較小，隨著屈后剛度增加，屈服力產生的影響增大，梁端水平位移隨屈服力的增加而減小。

綜上，對于高速鐵路高低塔混合梁斜拉橋而言，鉛芯橡膠支座屈后剛度、屈服力越大，則地震作用下塔底彎矩和梁端水平位移越小，減隔震效果越好。

3.2 摩擦擺式減隔震支座

摩擦擺式減隔震支座主要由上座板、平面滑板、球面滑板、減震球擺、隔震擋塊、剪力銷、減震滑板、減震底座等構件組成［12］。在不發生地震的情況下，其功能與普通球型支座一致，可滿足橋梁的正常運行。承受地震激勵時，支座限位裝置被剪斷，摩擦擺支座主要通過滑移摩擦來耗散地震能。同時通過支座的擺動來延長隔離結構固有周期的特性，從而達到隔絕地震能，保護主體結構的目的［13］。恢復力模型一般采用雙線性模型，如圖7所示。

圖7 摩擦擺式減隔震支座的恢復力模型

屈后剛度為

等效剛度為

等效阻尼為

式中：W為恒載作用下支座反力；R為支座滑動曲面的曲率半徑；μd為支座滑動摩擦因數。

根據摩擦擺式減隔震支座的工作原理及恢復力模型，影響結構抗震性能的主要因素是R及μd。因此，將R及μd作為控制變量，確定不同設計參數對高速鐵路高低塔混合梁斜拉橋的抗震效果。

摩擦擺式減隔震支座為雙向減隔震裝置，本文主要針對其縱向減隔震作用進行研究，R取2、4、6、8、10 m，μd取0.01、0.03、0.05、0.07、0.09，計算得到橋塔塔底彎矩、梁端水平位移分別見圖8、圖9。

圖8 摩擦擺橋塔塔底彎矩

圖9 摩擦擺梁端水平位移

由圖8可知：在相同曲率半徑下，塔底彎矩隨動摩擦因數的增加而減小；在相同動摩擦因數下，塔底彎矩隨曲率半徑的增加先增加后趨于不變。動摩擦因數較小時，曲率半徑取值對塔底彎矩影響較大，隨著動摩擦因數的增加，曲率半徑產生的影響隨之減小，塔底彎矩幾乎不隨曲率半徑的增加而改變。

由圖9可知：在相同曲率半徑下，梁端水平位移隨動摩擦因數的增加而減小；在相同動摩擦因數下，梁端水平位移隨曲率半徑的增加先增加后趨于不變。動摩擦因數較小時，曲率半徑取值對梁端水平位移影響較大，隨著動摩擦因數的增加，曲率半徑產生影響減小，梁端水平位移幾乎不隨曲率半徑增加而改變。

綜上，對于高速鐵路高低塔混合梁斜拉橋而言，摩擦擺式減隔震支座曲率半徑對結構減隔震效果影響較小，摩擦因數越大塔底彎矩及梁端水平位移越小，減隔震效果越好。

3.3 黏滯阻尼器

黏滯阻尼器主要由活塞、缸體、端蓋、阻尼介質和連接體組成［14］。缸內充滿黏滯流體，活塞將缸體一分為二，并在缸體內往復運動，利用活塞前后運動過程中產生的劇烈摩擦，這些作用的合力稱為阻尼力。流動中產生的阻尼力將地震動能通過活塞在阻尼介質中的往復運動轉化為熱量耗散掉，使活塞運動度逐漸降低，達到阻尼耗能的目的。

黏滯阻尼器一般采用Maxwell模型模擬［15-16］，黏滯阻尼器阻尼力的計算式為

式中：Fd為阻尼器提供的阻尼力；C為阻尼系數；V為速度；α為阻尼指數。

根據阻尼器的工作原理，影響結構抗震性能的主要因素是C和α。因此，將C和α作為控制變量，確定不同設計參數對高速鐵路高低塔混合梁斜拉橋的抗震效果。

黏滯阻尼器僅設置縱向阻尼裝置。C取2 000、3 000、4 000、5 000、6 000 kN/（m·s-1）α，α取0.2、0.3、0.4、0.5、0.6，計算得到塔底彎矩、梁端水平位移，分別見圖10、圖11。

圖10 阻尼器橋塔塔底彎矩

圖11 阻尼器梁端水平位移

由圖10可知：在相同阻尼指數下，除阻尼指數為0.2、0.3外，塔底彎矩隨阻尼系數的增加而減小，在阻尼指數為0.2、0.3時，塔底彎矩隨阻尼系數的增加先減小后增加；在相同阻尼系數下，除阻尼系數為2 000、3 000 kN/（m·s-1）α外，塔底彎矩隨阻尼指數的增加先減小后增加，在阻尼系數為2 000、 3 000 kN（/m·s-1）α時，塔底彎矩隨阻尼指數的增加而增加。

由圖11可知：在相同阻尼指數下，梁端水平位移隨阻尼系數的增加而減小；在相同阻尼系數下，梁端水平位移隨阻尼指數的增加而增加。

綜上，對于高速鐵路高低塔混合梁斜拉橋而言，黏滯阻尼器存在最合理的阻尼指數和阻尼系數，使得塔底彎矩與梁端水平位移均趨于較小值。結合工程案例，該斜拉橋阻尼指數取0.3，阻尼系數取4 000 kN（/m·s-1）0.3時，塔底彎矩較小，梁端水平位移較小，斜拉橋減隔震效果好。

4 減隔震措施對比分析

設計4種工況分析減隔震裝置對結構的影響。具體工況見表1。4種工況均在高塔處設置固定支座，低塔處設置活動支座

表1 支座設置工況

由于高塔處設置固定支座，低塔處設置活動支座，在不設置減隔震裝置的工況下，高塔塔底由于固定支座存在傳遞較大支座水平剪力，從而產生較大彎矩；低塔由于設置活動支座，無支座處水平剪力傳遞，彎矩較小。各工況下結構地震響應見表2。

表2 各工況下結構地震響應

由表2可知：①不設置減隔震裝置時，高低塔塔底彎矩相差較大；設置減隔震裝置后，高低塔塔底彎矩比較接近。②與不設置減隔震裝置相比，鉛芯橡膠支座低塔塔底彎矩略有增加，增加12.2%，高塔塔底彎矩大幅度降低，降低49.9%；摩擦擺式減隔震支座低塔彎矩降低2.0%，高塔彎矩降低54.3%；黏滯阻尼器低塔彎矩降低25.7%，高塔彎矩降低62.0%。③與不設置減隔震裝置相比，3種減隔震裝置均導致結構梁端水平位移增加。

5 結論

1）鉛芯橡膠支座屈后剛度越大，屈服力越大，減隔震效果越好，同時，可以較好地減弱由于固定支座引起的彎矩不平衡。然而由于材料及尺寸要求，無法進行過大的取值，結構存在極限參數。

2）摩擦擺式減隔震支座曲率半徑對結構減隔震效果影響較小，動摩擦因數越大，減隔震效果越好，但隨著動摩擦因數增大，減隔震效果增效較小。本文算例中減隔震支座參數對低塔的減隔震效果不明顯，減隔震效果劣于黏滯阻尼器。

3）對于大跨度橋梁結構來說，黏滯阻尼器可以起到較好的減隔震作用。對于本橋而言，α取0.3，C取4 000 kN/（m·s-1）0.3時，結構減隔震效果與性價比最好。

4）對于高速鐵路高低塔混合梁斜拉橋這一類大跨度橋梁結構而言，采用黏滯阻尼器較為合理。然而具體采用何種減隔震措施，仍需要根據結構本身特性及地震動確定，確保結構安全。