九度地震區近斷層高速鐵路簡支梁橋減隔震支座系統研究

陳長征 戶東陽 李聰林 呂雷 李沖杰

（中鐵二院昆明勘察設計研究院有限責任公司，昆明 650200）

我國西南地區地處印度板塊和歐亞板塊碰撞縫合帶，構造活動強烈，斷裂帶發育。渝昆高速鐵路5次跨越小江活動斷裂帶，該區段處于九度地震區近斷層地帶。近斷層地震動區別于遠場地震動，具有速度大脈沖、永久位移等典型特征［1］。在短持時高能量脈沖地面運動下橋梁結構會發生比遠場地震動更嚴重的破壞。GB 50011—2006《鐵路工程抗震設計規范》［2］對于近斷層地震動下橋梁設計推薦采用小跨度低墩高的簡支梁橋，尚未規定具體設計方法。渝昆高速鐵路橋梁的抗震設計尤為重要。

橋梁減隔震設計的原理是通過延長結構自振周期，避開地震能量集中的頻率范圍，降低地震能量輸入。高阻尼橡膠支座可有效地降低結構剛度，提高自振周期，且具有良好的耗能能力［3］。但橡膠類支座水平剛度較低，難以滿足高速鐵路橋梁水平位移控制要求。因此，橡膠類支座在高速鐵路橋梁減隔震中的應用尚需進一步研究［4］。雙曲面球型減隔震支座是基于摩擦擺支座的工作原理［5］，采用大半徑球面摩擦副并設置限制裝置的減隔震支座。其通過摩擦消耗地震輸入能量，且具備震后自動復位功能，可以保證橋梁上部結構回復到正常位置［6-7］，該支座已應用于高速鐵路減隔震設計［8-9］。剪力榫采用支座功能分離的設計理念，活動支座抵抗豎向力，剪力榫抵抗地震作用下的水平力，強震作用下通過剪力榫桿塑性變形耗散能量［10-11］。剪力榫結構簡單，受力明確，已在高速鐵路橋梁中得到廣泛應用［12］。

本文根據九度地震區近斷層高速鐵路抗震性能要求，提出雙曲面球型減隔震支座+剪力榫組合的減隔震支座系統，將九度地震區近斷層人工合成地震波作為地震動輸入，對比分析不同減隔震措施下高速鐵路簡支梁橋的抗震性能，驗證減隔震支座系統的有效性。

1 九度地震區近斷層地震動分析

近斷層地震動的傳播受斷層以及斷層引起的地面永久位移的影響，使其與遠場地震動存在明顯差別。本次選取《新建重慶至昆明高速鐵路云南段重點工程場地地震安全性評價報告》［13］中50年超越概率分別為63%，10%，2%的地震波各8 條作為地震動輸入。這3 種超越概率分別對應多遇地震、設計地震和罕遇地震。將之與人工地震波平均反應譜和GB 50111—2006 中的反應譜進行對比（圖1）。其中，規范反應譜按Ⅲ類場地選取，特征周期為0.45 s［2］。

圖1 地震反應譜

由圖1（a）可知，當結構自振周期小于3.5 s 時，近斷層人工地震波平均反應譜值大于規范反應譜值，而對于一般的簡支梁結構，其第1 階模態自振周期遠小于3.5 s。若根據規范進行結構設計，雖然滿足橋墩在多遇地震下處于彈性階段的設計原則，但在近斷層地震動作用下，橋墩可能已經進入塑性狀態。由圖1（b）和圖1（c）可知，與規范反應譜值相比，近斷層人工地震波平均反應譜值向長周期移動，特征周期遠遠大于0.45 s；其反應譜峰值加速度明顯大于規范反應譜峰值加速度。這說明遠場地震動罕遇地震下不會發生整體倒塌的橋梁結構，在近斷層罕遇地震下可能已整體坍塌。

2 減隔震支座系統

為保證高速鐵路橋梁具備良好的抗震性能，渝昆高速鐵路九度地震區近斷層簡支梁采用雙曲面球型減隔震支座+剪力榫組合的減隔震支座系統（圖2）。簡支梁橋下坡端設置2 個固定雙曲面球型減隔震支座，另一端設置2個縱向活動雙曲面球型減隔震支座。另外設置2根剪力榫控制墩梁相對位移。

圖2 減隔震支座系統

當水平地震力較小時，由于抗剪銷釘的限位作用，雙曲面球型減隔震支座相當于普通支座，剪力榫處于彈性工作狀態。當水平地震力大于抗剪銷釘承載力時，抗剪銷釘被剪斷，縱橫向限位約束解除，大半徑球面摩擦副可自由滑動，同時剪力榫由彈性階段進入塑性階段。假定雙曲面球型減隔震支座剛度為k1，剪力榫剛度k2，則減隔震支座系統剛度ks為

對于簡支梁結構，將其簡化為一個單自由度系統，結構原始剛度為k0，通過減隔震支座系統將梁體與橋墩連接后，結構整體剛度k為

若上部結構荷載為W，原結構自振周期為T0，采用減隔震支座系統后結構自振周期T為

式中，g為重力加速度，取9.8 m/s2。

結合圖1和式（3）可知，減隔震支座系統使結構自振周期延長，結構加速度顯著變小，從而減小了地震動對結構產生的慣性力。同時，減隔震支座系統通過滑動面摩擦和剪力榫塑性變形共同耗散地震能量。

雙曲面球型減隔震固定支座（圖3）由下座板、中座板、雙球面聚乙烯滑板、雙曲面不銹鋼滑板、限位板、上座板等部分組成。

圖3 雙曲面球型減隔震支座

雙曲面球型減隔震支座水平滯回曲線見圖4。可知，雙曲面球型減隔震支座水平滯回曲線比較規則且曲線較寬，表明支座具有良好的耗能能力。

圖4 雙曲面球型減隔震支座水平滯回曲線

剪力榫結構如圖5 所示。其中，AB段為墩臺錨固段，BC段為剪力榫變形段。其滯回曲線見圖6。可知，剪力榫滯回曲線呈梭形，形狀飽滿，反映出剪力榫具有很強的塑性變形能力和良好的塑性耗能能力。

圖5 剪力榫結構（單位：mm）

圖6 剪力榫滯回曲線

3 計算分析

渝昆高速鐵路全線簡支梁橋實體墩墩高大部分在10 m 左右，空心墩墩高大部分在20 m 左右，因此對10 m 高實心墩和20 m 高空心墩分別建立5 跨32 m 簡支梁模型（圖7）進行非線性時程分析。簡支箱梁為C50混凝土，橋墩為C40混凝土。

圖7 簡支梁橋有限元模型

3.1 支座模擬

設置3種減隔震方案：①普通支座，采用彈性連接模擬，豎向剛度為2.75×106kN/m，橫向剛度為8.25×105kN/m，固定（活動）支座縱向剛度取8.25×10（52.5×103）kN/m，3 個方向的轉動剛度取2.56×103kN·m/rad。②雙曲面球型減隔震支座，豎向承載力為3.75×103kN，摩擦因數為0.07，滑動球面曲率半徑為2.6 m，初始剛度為1.05×105kN/m。③雙曲面球型減隔震支座+剪力榫組成的減隔震系統，剪力榫使用多段線塑性連接單元模擬。剪力榫荷載—位移曲線見圖8。

圖8 剪力榫荷載—位移曲線

3.2 推覆分析

九度地震區近斷層罕遇地震下，橋墩進入塑性變形階段，因此采用塑性鉸單元模擬橋墩彈塑性。墩底采用塑性鉸單元，其他部位采用彈性單元。對橋墩進行推覆（PUSHOVER）分析，確定10 m高實心墩和20 m高空心墩的塑性鉸位于墩底。橋墩墩頂屈服位移見表1。

表1 橋墩墩頂屈服位移 mm

3.3 各減隔震方案結果對比

以九度地震區近斷層人工地震波作為地震動輸入，對結構進行非線性時程分析，分別計算設計地震和罕遇地震下簡支梁動力響應。10 m高實心墩和20 m高空心墩墩底內力計算結果分別見表2和表3。

表2 10 m高實心墩墩底內力

表3 20 m高空心墩墩底內力

以方案1為參照，計算方案2和方案3墩底彎矩減震率，即

式中：γ為墩底彎矩減震率；Mp為方案1 橋墩墩底彎矩；Mj為方案2或方案3中墩底彎矩。

10 m 高實心墩和20 m 高空心墩墩底彎矩減震率分別見表4和表5。

表4 10 m高實心墩墩底彎矩減震率 %

表5 20 m高空心墩墩底彎矩減震率 %

由表 4 和表 5 可知，與方案 1 對比，方案 3 墩底縱向和橫向彎矩減震效果最好。與設計地震相比，罕遇地震下減震率普遍降低。其原因是方案1在罕遇地震下橋墩早已進入塑性屈服狀態，墩底彎矩不再增加。

罕遇地震下橋墩非線性位移延性比μu計算式為

式中：?max為橋墩非線性響應最大位移；?y為屈服位移。

結合表1，計算10 m 高實心墩和20 m 高空心墩非線性位移延性比，結果分別見表6和表7。

表6 10 m高實心墩墩頂位移和非線性位移延性比

表7 20 m高空心墩墩頂位移和非線性位移延性比

由表6和表7可知：①對于10 m高實心墩，與方案1對比，方案2 墩頂縱向和橫向位移減震率分別為67%和89%，方案3 墩頂縱向和橫向位移減震率分別為84%和91%，方案3 位移減隔震效果優于方案2，且方案2橋墩非線性位移延性比大于4.8，不滿足規范設計要求［2］。②對于20 m 高空心墩，與方案1對比，方案2墩頂縱向和橫向位移減震率分別為68%和42%；方案3墩頂縱向和橫向位移減震率分別為80%和59%，方案3位移減隔震效果優于方案2，且方案2不滿足空心墩罕遇地震下非線性位移延性比小于3的設計原則［14］。

罕遇地震下，防落梁裝置與梁體間隙設計值為200 mm，當采用雙曲球型減隔震支座時，支座位移達到220 mm，防落梁承載力無法滿足要求；當采用雙曲面球型減隔震支座+剪力榫組合的減隔震支座系統時，支座位移為204 mm，防落梁裝置受力小，可保證橋梁結構在罕遇地震下不出現整體倒塌。

4 結論

1）近斷層地震動反應譜峰值加速度明顯大于遠場地震動反應譜峰值加速度，并且峰值加速度向長周期移動，加速度敏感區更寬。

2）與普通支座對比，九度地震區近斷層僅采用雙曲面球型減隔震支座無法滿足簡支梁體水平位移和橋墩非線性位移延性比的要求，采用雙曲面球型減隔震支座+剪力榫組合的減隔震系統才能保證橋墩抗震設計滿足要求。

3）采用減隔震支座系統，在設計地震和罕遇地震下10 m 高實心墩墩底彎矩減震率分別約為70%，40%，表明其具有良好的減隔震效果。