近斷層地震動下大跨度鐵路連續梁拱橋的自復位性能

石巖，張展宏，韓建平，陳寶魁

(1.蘭州理工大學 土木工程學院，甘肅 蘭州 730050； 2.南昌大學 建筑工程學院，江西 南昌 330000)

連續梁拱橋是一種特殊的橋梁結構，因其兼有梁橋和拱橋的受力特點，在我國鐵路橋梁中被廣泛應用[1-4]。目前，隨著中東部發達地區的基礎設施逐漸完善，鐵路等交通基礎設施建設逐步往西部地區推移。但是西部地區的地震活動活躍，區域地震危險性較高，交通線上橋梁臨近或跨越活動斷層的可能性較高，抗震設計中適當考慮近斷層地震動問題具有突出的意義[5-6]。

減隔震技術是提高結構抗震能力的有效手段，在橋梁和建筑結構中被廣泛使用[7]。冰島的Thjorsa River橋[8]、Oseyrar橋[9]在近斷層地震動作用下有較好的表現，證明了合理采用減隔震技術也可抵抗強烈的近斷層地震動。由于鐵路橋梁和公路橋梁在結構形式、(動)荷載、剛度要求等方面的差異性，傳統公路橋梁采用的減隔震技術未必完全適用于鐵路橋梁[7,10]，如鉛芯橡膠支座、高阻尼橡膠支座等；摩擦擺支座雖具有較好的減隔震效果和自復位能力，但其水平變形時伴隨的豎向位移仍不可忽略[11]，尤其是鐵路橋梁對軌道線形和平整度的要求較高。為此，借鑒日本及我國臺灣省高鐵橋梁中采用的“功能分離”抗震設計理念也是一種解決思路[12-13]，這種理念已初步被我國鐵路橋梁的研究人員所接受，如孟兮等[14]、李愛麗等[15]基于功能分離設計理念提出采用“活動盆式支座+減震榫”的高速鐵路橋梁減震系統，數值分析和試驗研究表明這種系統可以取得較好的減震效果。對于鐵路橋梁，一方面需要控制關鍵構件的地震損傷程度，另一個重要的方面是確保震后能盡快恢復通車，這對橋墩和減震系統的損傷程度和可恢復功能提出了更高要求[7]。目前，關于橋梁自復位性能的研究主要針對于橋墩[16-18]，而鐵路橋梁多采用重力式橋墩，其剛度和強度都較高，地震中往往需要保持彈性。因此，這樣減隔震鐵路橋梁的減震設計和自復位特性主要集中在支座處。為此，本文基于“功能分離”設計理念提出了“支座+支撐”的減震控制系統，通過滑動支座給橋梁提供豎向支承，采用屈曲約束支撐(buckling restrained braces, BRB)和自恢復耗能支撐(self-centering energy dissipation brace, SCEDB)進行水平耗能控制和復位。并以一座大跨度鐵路連續梁拱橋為研究對象，分析了設置SCEDB和BRB對橋梁地震反應的影響，并提出了SCEDB和BRB組合時的最佳組合方案。

1 連續梁拱橋及減震控制系統

本文以一座3跨(62+132+62) m鐵路連續梁拱橋為研究對象進行減震設計，如圖1所示。連續梁拱橋的梁體為單箱單室的變高度箱梁，跨中截面高3.5 m，支點截面高7 m，拱肋為啞鈴型鋼管混凝土截面，其拱肋設計矢高為22 m，矢跨比為1/6。橋墩為雙流線型圓端實體墩。該橋設計地震加速度峰值為0.2g，罕遇地震加速度峰值為0.38g。

圖1 橋梁結構的外型及支撐布置Fig.1 Layout and brace arrangement of bridge structure

1.1 組合減震控制系統

本文基于“功能分離”的減震設計，提出的“支座+支撐”減震控制體系。支座采用滑動支座，用于承受梁體傳來的豎向荷載、梁體的轉動位移；支撐指SCEDB和BRB，設置在主梁和橋墩(臺)處，用于抵抗地震作用下的墩梁水平相對位移，從而實現減震控制系統的功能分離。采用SCEDB可控制殘余位移，實現橋梁震后的功能可恢復性，以滿足鐵橋梁震后通車的要求。另外，考慮到主梁在溫度、收縮、徐變作用下的自由伸縮特性，而在車輛、風、地震等活荷載作用下限制墩(臺)梁相對位移，在耗能支撐端部串聯加速度相關型鎖定裝置，該裝置在地震動等加速度作用下會被瞬間激活，其力學特性由柔性變為剛性，從而保證主梁和橋墩(臺)間的變形和耗能全由支撐來承擔[19-20]。本文主要關注連續梁拱橋在地震作用下的自復位性能，采用主從約束來模擬加速度相關型鎖定裝置[20]。

1.2 支撐及支座的力學特性

SCEDB自恢復耗能支撐的滯回模型呈旗幟型，其特點是在加載、卸載恢復至初始狀態時，對應的殘余位移為零，具有很好的自恢復性能，其恢復力曲線如圖2(a)所示。在本構關系中，αs表示屈服后剛度和初始剛度的比值，k0s為支撐的初始剛度，β表示加卸載力的比值，反應了支撐耗能能力的大小，βFys定義為支撐的自恢復力，文中β取文獻[21-22]中建議的0.95。BRB本構采用經典的雙線型滯回模型，如圖2(b)所示?；瑒又ё捎美硐霃椝苄阅Ｐ湍M，其初始剛度按k0hb=μR/Dyhb計算，μ為滑動摩擦系數，R為支座所承擔的上部結構重力，Dyhb為支座的屈服位移，如圖2(c)所示。

圖2 恢復力曲線Fig.2 Restoring force curves

本文采用SCEDB和BRB 2種耗能支撐，為了比較二者的減震效果和自復位性能，故采用等強度設計原則，即兩支撐的“屈服力”相等。文中用到的SCEDB和BRB支撐選自上海材料研究所的定型產品，支撐及支座參數見表1所示。

表1 支撐、支座力學特性參數Table 1 Parameter values mechanical characteristics of braces and bearings

1.3 動力分析模型及地震動選擇

基于OpenSees地震分析平臺建立連續梁拱橋的動力分析模型：主梁、拱肋及吊桿采用彈性梁柱單元模擬；橋墩采用纖維截面的非線性梁柱單元模擬，纖維截面中的混凝土采用Concrete01來模擬，其單軸應力-應變表達式采用Kent-Scott-Park的混凝土模型；滑動支座用FlatSliderBearing單元模擬；SCEDB和BRB均采用TwoNodeLink單元來模擬；其本構關系采用SelfCentering和Steel01。不考慮樁-土-結構的相互作用。

為研究近斷層地震動對連續梁拱橋減震控制系統地震反應的影響，本文選取了臺灣集集(Chi-Chi)地震和美國洛杉磯北嶺(Northridge)地震中，20條分別具有向前方向性效應和滑沖效應的脈沖型近斷層地震動記錄，以及10條無速度脈沖效應的近斷層地震動記錄用于時程分析。地震動記錄的具體信息可參考文獻[5-6]。

2 減震控制系統設計及工況設置

2.1 設計準則

依據《鐵路工程抗震設計規范》及“小震不壞、中震可修、大震不倒”的設計準則，本文提出了功能分離式減震控制系統的設計準則。

1)在正常使用階段，減震控制系統中的加速度相關型鎖定裝置處于自由伸縮狀態，支撐不發揮作用，主要由支座承受梁體傳來的豎向荷載及梁體的轉動位移，以滿足鐵路橋梁行車安全與舒適度指標的要求。

2)在地震動等加速度下,加速度相關型鎖定裝置瞬間被激活，支撐開始發揮作用。多遇地震作用下，橋梁抗震規范要求按彈性理論進行設計，故支撐處于彈性階段，其最大應變控制在0.12%以內，對應的屈服位移為2.35 mm，其屈服強度為2 350 kN。

3)在設防地震作用下，允許耗能支撐發生一定的塑性變形，其最大應變控制在1.5%以內，對應支撐的設計位移為30 mm。

4)在罕遇地震作用下，允許耗能支撐發生較大的塑形變形，其最大應變控制在3%以內，得到支撐的極限位移為60 mm。

鐵路橋梁的抗震設計中，通常要求減震裝置的屈服強度低于橋梁主體構件(橋墩)的屈服強度，從而使減震裝置先于橋梁自身部件損傷或者被破壞并消耗一部分能量，以保護整個橋梁體系。因鐵路橋梁的橋墩大多采用重力式鋼筋混凝土實體橋墩，其截面尺寸一般較大，故一般能夠滿足耗能支撐先于橋墩屈服的設計要求[5]。

2.2 設計方法

橋梁減震設計是通過設置減震裝置以延長結構周期和耗散地震能量從而降低橋梁結構的地震反應，這就要求減震裝置有足夠的恢復力，以避免產生較大的墩梁相對位移及殘余位移。因此，減震裝置的設計需要通過非線性動力時程分析及試算法確定，初步試算借鑒美國AASHTO橋梁隔震設計指南中有關減震裝置恢復力的要求，即水平減震裝置的變形從0.5倍的設計位移到1.0倍的設計位移時，其恢復力的增量不宜低于上部結構自重的0.025倍，從而通過試算分析最終確定該橋共設置14根支撐對連續梁拱橋進行減震控制。考慮到連續梁拱橋中跨跨經較大及拱肋的存在，在2個橋臺處各安裝3根支撐，2個中墩處各安裝4根支撐，以滿足減震設計要求。

2.3 工況設置

動力時程分析時沿縱橋向輸入加速度峰值分別為0.07g、0.2g及0.38g代表多遇地震、設防地震及罕遇地震，并取各類地震動反應峰值的平均值作為分析依據。設置工況有4種：工況1，設置固定支座的非隔震橋梁，即在1#墩安裝固定支座，2#墩和橋臺處均采用滑動支座；工況2，采用SCEDB的減震橋梁，即將1#墩固定支座改為滑動支座，在中墩和橋臺處設置SCEDB；工況3，采用BRB的減震橋梁，即將1#墩固定支座改為滑動支座，在中墩和橋臺處設置BRB；工況4，采用SCEDB和BRB組合設計的減震橋梁，橋臺和橋墩處的支座均選用滑動支座。

3 減震橋梁的地震反應及自復位特性

3.1 僅設SCEDB或BRB時的地震反應

為研究不同類型支撐對連續梁拱橋減震控制效果的差異性，分別在全橋布置14根SCEDB或BRB(工況2和工況3),并進行非線性時程分析。表2給出了不同工況下1#橋墩的墩頂位移，圖3和圖4給出了在不同地震動強度下2種支撐的最大位移及殘余位移，可以得出以下結論。

表2 不同工況下1#橋墩的墩頂位移Table 2 Pier displacement under different analysis cases mm

圖3 不同峰值加速度下SCEDB的位移和殘余位移Fig.3 Displacement and residual displacement of SCEDB brace at different peak accelerations

1)當不采用減震裝置時，全橋呈單墩受力狀態，墩頂位移主要集中于固定墩，3類近斷層地震動作用下皆可導致橋墩屈服(屈服位移為23 mm)；采用功能分離式的減震控制系統后，所有橋墩和橋臺共同承擔水平地震力，橋墩皆處于彈性狀態。若依據表2中墩頂位移來計算減震率[6]，可以發現，采用不同類型支撐的減震控制系統都可達到較好的減震效果，設防地震和罕遇地震下都可達到90%以上的減震率。

2)采用基于功能分離式的減震控制系統時，在設防地震(0.2g)下，2類支撐的位移都在設計位移30 mm內，均滿足抗震設計要求；在罕遇地震(0.38g)下，BRB支撐在2種脈沖型近斷層地震動作用下的橋梁地震反應基本相當，且都比無速度脈沖效應近斷層地震動作用的反應強烈，其最大位移為52.5 mm(滑沖效應)；而SCEDB支撐的最大位移為59.2 mm略大于BRB支撐，且兩者均小于極限位移60 mm，其抗震安全性可以得到保證。圖5為TCU087-NS地震動(滑沖效應)下0#橋臺處SCEDB和BRB的滯回曲線與位移時程曲線。在等強度設計原則下，二者的最大位移有所差異，主要是由于BRB的耗能能力要強于SCEDB，圖5(a)的滯回曲線面積即可說明。

3)罕遇地震(0.38g)下，采用BRB減震控制系統震后在脈沖型地震動作用下具有較大的殘余位移，且滑沖效應的最為明顯，其最大殘余位移為8 mm；而采用SCEDB減震控制系統不論在哪種脈沖型地震動作用下殘余位移都可控制在很小范圍內，其最大殘余位移為0.06 mm。可見，BRB減震控制系統震后存在較大的殘余位移,且其大小與脈沖類型有關，而采用SCEDB減震控制系統其殘余位移接近于零，具有較好的自恢復特性，這從圖5(b)的位移時程曲線亦可看出。

圖5 支撐的滯回曲線和位移時程曲線(TCU087-NS)Fig.5 Hysteretic curve and displacement time history curves of brace(TCU087-NS)

通過對比2種支撐的抗震性能，可以看出：SCEDB和BRB支撐都能夠很好地控制橋梁結構在地震作用下的墩梁相對位移，相比SCEDB，BRB的位移控制較明顯，但SCEDB具有很好的自恢復性能，震后墩梁相對殘余位移接近于零。本文所研究的鐵路橋梁，下部結構采用重力式實體墩，這類橋墩的變形能力較小但強度較高，故在減隔震設計中就要求其處于彈性狀態，水平變形主要集中在支撐處，即橋梁結構的震后功能可恢復性主要通過減震控制系統的性能狀態來體現。

3.2 SCEDB和BRB組合使用時的地震反應

由工況2和工況3可以看出：設置SCEDB或BRB支撐都能耗散地震輸入結構的能量，都能較好地控制結構在地震作用下的位移；但兩者在控制最大位移和殘余位移上各有所長。故本文提出了SCEDB和BRB組合減震控制系統(工況4)?；诒疚牡葎偠仍O計原則，在保持支撐總數不變的情況下，通過改變SCEDB和BRB的數量，提出了6種SCEDB和BRB組合減震系統方案，如表3所示。

為確定2種支撐最優組合設計方案，定義自恢復力比ζ=ΔF/W，ΔF為SCEDB支撐數n與自恢復力的乘積，即ζ=ΔF/W=nβFys/W，W為橋梁上部結構的重量，6種組合減震設計方案及對應的ζ值如表3所示。ζ為無量綱參數，其值具有普遍性。在PGA為0.38g的近斷層地震動作用下，分析設置6種SCEDB和BRB支撐組合減震系統的橋梁結構非線性地震反應，支撐的最大位移、殘余位移及減震率與自恢復力比關系，如圖6所示。

表3 SCEDB和BRB組合設計方案Table 3 Combined design scheme of SCEDB and BRB

分析圖6可以得出如下結論：

圖6 支撐位移、殘余位移、減震率與自恢復力比關系Fig.6 The relationship between self-centering force ratio and displacement，residual displacement of brace，seismic mitigation ratio

1)相同自恢復力比情況下，具有滑沖效應近斷層地震動作用下支撐的位移和殘余位移最大，向前方向性效應次之，無速度脈沖效應最小。

2)采用不同SCEDB和BRB組合設計方案都可以使橋梁達到較好的減震效果，且減震率隨著自恢復力ζ的增大而減小，但變化趨勢不是很明顯。在向前方向性效應、滑沖效應及無速度脈沖效應近斷層地震動作用下減震率達到94%以上。此時，橋墩仍處于彈性狀態。

3)在不同類型的地震動作用下，支撐的變形(即墩梁相對位移)隨著自恢復力比ζ的增大而增大，而殘余位移隨著自恢復力比ζ的增大而減?。辉俅悟炞C了BRB位移控制效果較SCEDB明顯，而SCEDB使橋梁結構震后的自恢復性較好；當全采用SCEDB支撐時，結構震后的殘余位移接近于零(即工況2)。

4)相同的自恢復力情況下，殘余位移受速度脈沖效應影響較大。在向前方向性效應和滑沖效應作用下，當ζ=0.1時，殘余位移趨近于零，從功能可恢復性的角度衡量，即為最佳組合設計方案，此時對應的減震率為97%。在無速度脈沖效應地震動作用下，ζ=0.05即可實現最佳組合。此時，充分發揮了BRB的耗能和SCEDB的自復位特性。

綜合以上4種分析工況發現：當不采用減震控制裝置時，全橋呈單墩受力，在罕遇地震下橋墩的墩頂位移為106.7 mm，已屈服。采用SCEDB或BRB功能分離減震控制體系后，橋墩和橋臺共同承擔地震力，在罕遇地震下橋墩處于彈性狀態。采用合理的SCEDB和BRB組合減震設計方案，既可很好控制結構最大位移，又可實現震后的功能可恢復性。

4 結論

1)在墩梁之間設置滑動支座和耗能支撐(SCEDB、BRB)實現功能分離的抗震設計，可以明顯降低固定墩的位移需求，使所有橋墩處于彈性狀態；相比之下，BRB控制最大位移效果更明顯，而SCEDB支撐能夠減小甚至消除墩梁間的殘余位移，提升了橋梁的功能可恢復性，有利于震后恢復通車和抗震救災。

2)將SCEDB和BRB的組合使用，充分發揮BRB的耗能和SCEDB支撐的自復位特性可以實現最佳的減震效果；當自恢復力比ζ分別為0.1和0.05時，脈沖型和無脈沖近斷層地震動下的組合減震控制系統可以達到最佳效果。