摩擦擺支座隔震鐵路連續(xù)梁橋振動臺試驗研究

邵長江， 肖正豪， 漆啟明， 韋 旺， 何俊明

(1.西南交通大學(xué) 土木工程學(xué)院橋梁系,成都 610031; 2.陸地交通地質(zhì)災(zāi)害防治技術(shù)國家工程實驗室,成都 610031)

近年來，我國在高速鐵路建設(shè)領(lǐng)域取得了蓬勃發(fā)展。為保證行車平順性、穩(wěn)定性和節(jié)約土地等目的，中小跨度連續(xù)梁橋成為建成或在建線路中不可或缺的一部分[1]。然而，我國幅員遼闊，部分鐵路線路不可避免地需要穿越或毗鄰地震高烈度區(qū)，橋梁的抗震安全性成為亟待解決的關(guān)鍵問題[2]。

為盡可能減小強震下橋梁損傷，減隔震支座成為最經(jīng)濟(jì)、實用、便捷的手段[3]。由于摩擦擺支座具有承載力高、位移大、耐久性強及自復(fù)位等優(yōu)點[4]，使其在工程推廣應(yīng)用方面擁有較大潛力也具有重要的研究意義。李冰等[5]建立了摩擦擺隔震橋梁系統(tǒng)的簡化模型，通過數(shù)值模擬驗證了該等效模型的合理性，并探討了地震波特性和摩擦因數(shù)對簡支梁橋隔震性能的影響規(guī)律。占玉林等[6]探討了FPB(friction pendulum bearing)的參數(shù)和抗剪銷栓等對大跨連續(xù)梁橋隔震性能的影響，并建議摩擦擺支座銷栓抗力不宜過高。楊華平等[7]以大跨鐵路鋼桁架連續(xù)梁橋為例對比了FPB、阻尼器、速度鎖定器等的減隔震效果，認(rèn)為摩擦擺支座附加阻尼器的混合方案是同時減小橋墩內(nèi)力響應(yīng)和梁體位移的有益嘗試。劉正楠等[8]進(jìn)一步研究了阻尼器和摩擦擺支座在大跨長聯(lián)減隔震體系梁橋中的聯(lián)合作用機(jī)理，指出阻尼器的參數(shù)選擇和布置是取得滿意減隔震效果的關(guān)鍵。張常勇等[9]采用有限元方法對三跨混凝土連續(xù)梁橋FPS(friction pendulum system)隔震前后結(jié)構(gòu)的縱向地震能量反應(yīng)進(jìn)行了分析和對比，認(rèn)為FPS隔震后支座耗散地震大部分能量從而降低了結(jié)構(gòu)的耗能需求。

除理論和數(shù)值分析外，還有部分學(xué)者基于振動臺試驗研究和驗證摩擦擺支座的隔震性能。吳迪等[10]對典型32.5 m高鐵簡支梁橋進(jìn)行振動臺試驗，結(jié)果表明摩擦擺支座可以有效耗能，減小橋梁地震響應(yīng)。魏標(biāo)等[11]研究了雙曲面摩擦擺支座在鐵路簡支梁橋中的地震響應(yīng)，并驗證數(shù)值計算結(jié)果的準(zhǔn)確性。Wen等[12]分別對單摩擦擺和三摩擦擺支座簡支梁橋進(jìn)行了振動臺雙向加載試驗，指出忽略雙向加載效應(yīng)會低估主梁的位移響應(yīng)。Ponzo等[13]對雙曲面摩擦擺支座不同摩擦條件下的回復(fù)能力進(jìn)行了振動臺測試，指出在強震下支座初始位移對支座最大位移沒有影響。

以上數(shù)值和試驗研究均表明摩擦擺支座具有良好的隔震效果，是鐵路橋梁減隔震設(shè)計的強有力手段，但已有研究大多借助數(shù)值方法，且著重于FPB耗能能力、橋墩的內(nèi)力和位移響應(yīng)，而已有的振動臺試驗對象主要為摩擦擺支座簡支梁橋，鑒于簡支梁橋和連續(xù)梁橋結(jié)構(gòu)體系不同，簡支梁橋振動臺試驗成果不一定適用于連續(xù)梁的抗震設(shè)計。目前，關(guān)于摩擦擺支座隔震連續(xù)梁橋的動力響應(yīng)和支座動力行為的研究相對較少。故此，以某(24+32+24)m箱型等截面鐵路連續(xù)梁橋為原型，按1/10比例設(shè)計制作連續(xù)梁橋模型，進(jìn)行不同近場地震波激勵下的振動臺試驗，研究摩擦擺支座隔震連續(xù)梁橋地震響應(yīng)，以期為地震高烈度區(qū)鐵路連續(xù)梁橋減隔震設(shè)計提供一定參考。

1 試驗概況

1.1 橋梁原型

圖1給出了原型橋梁的跨中、支承處主梁截面及橋墩截面尺寸示意圖。上部結(jié)構(gòu)為高度3.1 m的箱型截面梁，梁頂部寬度為9.6 m，主梁總質(zhì)量為2 013 t，二期恒載取180 kN/m。橋墩是實心截面單墩，邊墩尺寸為3.2 m×8.8 m，中墩尺寸為2.6 m×7.1 m，墩高均為20 m。原橋摩擦擺支座豎向設(shè)計承載力為10 000 kN，曲率半徑取4 m，邊跨采用球鋼支座，豎向設(shè)計承載力為2 500 kN。主梁采用C50混凝土，橋墩采用C40混凝土，縱筋和箍筋均采用HRB400型鋼筋。

圖1 原型橋主梁及橋墩截面(cm)

1.2 試驗?zāi)Ｐ?/h3>

限于振動臺臺面尺寸(10 m×8 m)等設(shè)備條件，橋梁模型按1/10比例進(jìn)行縮尺設(shè)計，即長度相似常數(shù)Sl為1/10。模型材料與原橋相同，故彈性模量相似常數(shù)SE和應(yīng)變相似常數(shù)Sε均為1。為避免重力失真，需對縮尺后的模型進(jìn)行配重，考慮到配重方案的可實施性，本次試驗加速度相似常數(shù)Sa取2，即配重后的等效密度為原材料密度的5倍。根據(jù)相似理論[14]，其余相似比常數(shù)如表1所示。

表1 模型相似常數(shù)

試驗?zāi)Ｐ椭髁骸蚨粘叽缂芭浣钍疽鈭D，如圖2所示。論文著重研究連續(xù)梁橋在縱豎向地震下的減隔震響應(yīng)，因此對模型主梁進(jìn)行適當(dāng)簡化。箱形空心截面等效為π型截面，支承簡化為實心矩形截面(0.33 m×0.96 m)。原型橋梁上部結(jié)構(gòu)質(zhì)量為3 309 t，根據(jù)質(zhì)量相似比常數(shù)，縮尺后模型上部結(jié)構(gòu)總質(zhì)量(自質(zhì)量+配重)為16.5 t。下部結(jié)構(gòu)主要包括蓋梁、橋墩和承臺，根據(jù)長度相似比，邊墩(P1墩和P4墩，下同)和中墩(P2墩和P3墩，下同)尺寸分別為0.32 m×0.88 m和0.26 m×0.71 m，墩高為2 m，鑒于墩柱質(zhì)量相對較小且為減隔震試驗，此處并未對墩身進(jìn)行配重。綜合考慮模型、支座安裝、配重和動力特性等效，蓋梁設(shè)計為0.3 m×0.7 m×1.8 m的長方體，并在蓋梁兩側(cè)分別放置100 kg的配重塊。承臺尺寸為1.5 m×1.5 m×0.8 m，并預(yù)留若干孔道用于試驗?zāi)Ｐ团c振動臺面的錨固。根據(jù)GB 50111—2006(2009)《鐵路工程抗震設(shè)計規(guī)范》[15]對墩柱進(jìn)行配筋，具體配筋參數(shù)如表2所示。橋梁模型設(shè)計、施工、養(yǎng)護(hù)后安裝于振動臺面，如圖3所示。

圖2 橋梁模型設(shè)計(mm)

表2 模型設(shè)計參數(shù)

圖3 振動臺全橋模型試驗

1.3 支座設(shè)計及性能參數(shù)

參考相關(guān)設(shè)計規(guī)范[16-18]，并根據(jù)周期相似常數(shù)[19]進(jìn)行支座設(shè)計。原型支座的周期可用式(1)表示

(1)

而周期相似常數(shù)ST可由Sl和Sa確定

(2)

由此模型支座的周期可由式(3)表示，進(jìn)而得到模型支座的曲率半徑式(4)。

(3)

(4)

原型支座曲率半徑為4 m，根據(jù)上式計算得到模型支座曲率半徑為0.2 m，具體支座參數(shù)設(shè)計如表3所示。摩擦因數(shù)與原支座相同，支座設(shè)計地震位移為4.5 cm，支座水平剛度和水平承載力完全遵循相似理論，滿足減隔震試驗要求。固定支座限位塊的剪斷力為20 kN，由4個鑄鐵銷栓提供。連續(xù)梁橋模型支座布置、球鋼支座構(gòu)造及摩擦擺支座構(gòu)造，如圖4所示。

圖4 支座布置方案及支座模型

表3 支座設(shè)計參數(shù)

1.4 地震動輸入及測試方案

試驗在西南交通大學(xué)陸地交通地質(zhì)災(zāi)害防治技術(shù)國家工程實驗室進(jìn)行，試驗設(shè)備為MTS三向六自由度大型模擬振動臺，臺面尺寸8 m×10 m，最大負(fù)荷160 t，額定水平位移±0.8 m，額定豎向位移±0.4 m，工作頻率0.1～50 Hz，滿足本次試驗要求。

本次試驗選取3組近場地震動進(jìn)行縱豎向聯(lián)合輸入，分別為El-Centro、LOMAP_STG和PARK2004_SCN。鑒于摩擦擺支座限位裝置未剪斷前效果與普通支座相同，本文僅分析支座限位失效后的鐵路連續(xù)梁橋模型減隔震性能。首先3組地震波縱向均按PGA=0.3g水準(zhǔn)考慮，原型橋?qū)?yīng)VII度設(shè)計地震(PGA=0.15g)，豎向同比例調(diào)幅，以分析不同地震波對減隔震性能的影響。隨后，以PARK2004_SCN地震波為例分析橋梁在PGA=0.5g下的地震響應(yīng)。根據(jù)周期相似系數(shù)進(jìn)行調(diào)整的VII度設(shè)計地震下地震波加速度時程曲線及對應(yīng)反應(yīng)譜,如圖5所示。

圖5 試驗輸入地震波及反應(yīng)譜(PGA=0.3g)

試驗測試所需傳感器主要包括位移、加速度、縱筋應(yīng)變和混凝土應(yīng)變。支座的水平位移和豎向位移是本文關(guān)注的重點，布置如圖6所示。縱筋應(yīng)變計主要布置在加載方向，以承臺頂面為基準(zhǔn)面，布置高度分別為-5 cm，5 cm，19 cm，33 cm，47 cm，89 cm，131 cm和173 cm，混凝土應(yīng)變計布置在靠近墩底處。

注： Acc為加速度計； Dis為位移計； B為支座； C為蓋梁； G為主梁。

2 試驗結(jié)果分析

2.1 試驗現(xiàn)象

在摩擦擺支座銷栓剪斷形成隔震體系后(見圖7)，依次對橋梁模型施加PGA=0.3g的El-Centro、LOMAP和PARK2004三組實測縱豎向地震波，隨后施加PGA=0.5g的PARK2004地震波。加載過程中觀測到主梁與蓋梁發(fā)生明顯相對位移，梁體輕微抬升。震后發(fā)現(xiàn)墩身僅出現(xiàn)數(shù)條發(fā)絲狀裂縫且裂紋基本處于閉合狀態(tài)(見圖8)，橋墩整體仍處于彈性狀態(tài)，同時觀測到主梁整體回復(fù)至原位，說明摩擦擺支座既有效降低上部結(jié)構(gòu)傳至橋墩的慣性力，又減小了震后殘余位移。

圖7 摩擦擺支座銷栓剪斷前后

圖8 墩身裂紋分布

2.2 結(jié)構(gòu)位移響應(yīng)

通過激光位移計分別測試主梁和蓋梁縱向位移，測試結(jié)果如圖9所示。從圖9中主梁縱向位移響應(yīng)可以看出，VII設(shè)計地震下的El-Centro波、LOMAP_STG波和PARK2004_SCN波分別作用下的梁體相對位移分別為9.5 mm，3.6 mm和6.8 mm，說明結(jié)構(gòu)對El-Centro地震波激勵最為敏感，對LOMAP地震波最不敏感，同圖5中對應(yīng)縱向地震動反應(yīng)譜變化趨勢一致。而對相同PGA不同地震波作用下各墩蓋梁縱向位移響應(yīng)進(jìn)行比較，發(fā)現(xiàn)中墩較邊墩蓋梁縱向位移響應(yīng)大。當(dāng)PGA=0.5g的PARK2004地震波作用下，中墩和邊墩蓋梁縱向最大位移分別達(dá)到6.5 mm和7.2 mm，與PGA=0.3g的相同地震波作用下蓋梁縱向位移進(jìn)行比較，可以發(fā)現(xiàn)邊墩最大增幅為113.7%，而中墩最大增幅僅為43.5%，說明隨著PGA增大，邊墩縱向位移響應(yīng)增加較為明顯，中墩增速較為緩慢。

圖9 主梁和蓋梁縱向位移響應(yīng)

2.3 支座位移響應(yīng)

圖10給出了各支座縱向和豎向的位移時程曲線。由圖10分析可知，在VII設(shè)計地震下的3組地震激勵下，El-Centro地震波的支座縱向位移響應(yīng)最大，LOMAP地震波的支座縱向位移變化幅值最小，說明該結(jié)構(gòu)對El-Centro地震波最為敏感，與圖5中縱向地震動反應(yīng)譜變化趨勢對應(yīng)。在設(shè)計地震作用下，中墩摩擦擺支座縱向位移幅值整體小于邊墩球鋼支座，隨著地震波PGA的增大，各支座縱向位移響應(yīng)均有所增加，其中邊墩球鋼支座縱向位移平均增幅為45.0%，中墩摩擦擺支座為28.8%，其原因為邊墩支座所受軸力較中墩支座小，使得在相同摩擦因數(shù)下邊墩支座產(chǎn)生的摩擦力小于中墩支座，并且邊墩球鋼支座屈后剛度幾乎為零，而中墩摩擦擺支座在摩擦力和凹型弧面產(chǎn)生的水平分力共同作用下可以削弱支座位移響應(yīng)。同時，從PGA=0.5g的PARK2004地震波激勵下支座豎向位移時程可以看出，中墩及邊墩支座最大豎向位移均達(dá)到1.1 mm，且邊墩豎向位移時程曲線與圖5中相應(yīng)地震波形狀相近。由此說明，由于弧形摩擦面的存在，滑塊在弧形摩擦面上滑動進(jìn)行隔震耗能時，梁體輕微抬升，并在豎向地震動作用下可能加劇梁體抬升程度，從而導(dǎo)致邊跨球鋼支座可能出現(xiàn)脫空的情況，進(jìn)而使得梁體大部分質(zhì)量由跨中支座和橋墩承受，加大跨中支座和橋墩的響應(yīng)。

圖10 支座縱向和豎向位移響應(yīng)

2.4 結(jié)構(gòu)加速度響應(yīng)

圖11中分別給出了El-Centro和PARK2004地震波激勵下橋墩及主梁的加速度響應(yīng)。摩擦力和回復(fù)力的存在使得跨中蓋梁加速度響應(yīng)明顯小于邊跨蓋梁；邊跨支座承受軸力較小，且加速度時程曲線同圖5中的臺面激勵時程曲線相近，說明邊墩接近于自由振動。主梁與蓋梁的相對PGA大小可以大致反映支座的隔震效果，可以采用隔震率R對其進(jìn)行量化

圖11 結(jié)構(gòu)加速度響應(yīng)

(5)

由計算可知，摩擦擺支座在0.3g的El-Centro和PARK2004地震作用下的R為13.3%和20.1%，在0.5gPARK2004地震下的R為44.0%，說明隨著地震波PGA的增大，隔震體系的隔震率也隨之提高，隔震效果越明顯。

2.5 墩身縱筋應(yīng)變響應(yīng)

對墩身縱筋應(yīng)變分析，可以進(jìn)一步確定橋墩的受力情況。圖12給出了加載方向縱筋沿墩身的應(yīng)變峰值包絡(luò)曲線，鑒于LOMAP地震波作用下結(jié)構(gòu)響應(yīng)較小，因此，僅討論中墩在El-Centro和PARK2004地震波激勵下的縱筋應(yīng)變。中墩縱筋應(yīng)變最大值主要在沿墩高33 cm范圍內(nèi)，說明該區(qū)域為橋墩潛在塑性鉸區(qū)域；在PGA=0.5g的PARK2004地震波激勵下，中墩縱筋最大應(yīng)變?yōu)?86 με，該值遠(yuǎn)小于鋼筋屈服應(yīng)變。根據(jù)GB 50111—2006(2009)《鐵路工程抗震設(shè)計規(guī)范》對鋼筋混凝土橋墩屈服的定義，中墩截面最外側(cè)鋼筋并未屈服，橋墩整體未屈服，說明試驗減隔震系統(tǒng)能有效減小地震力的傳遞，降低橋墩內(nèi)力響應(yīng)。

圖12 縱筋應(yīng)變包絡(luò)圖

3 結(jié) 論

通過摩擦擺支座隔震鐵路連續(xù)梁橋模型振動臺試驗，分析了不同近斷層地震下橋梁的地震響應(yīng)，得到主要結(jié)論如下：

(1)不同近場地震作用下，連續(xù)梁橋支座縱向位移響應(yīng)有較大差異，地震波特性對摩擦擺隔震橋梁的隔震性能有重要影響。

(2)中墩摩擦擺支座所受摩擦力較邊墩球鋼支座大，并且摩擦擺支座在摩擦耗能和凹型弧面產(chǎn)生的水平分力共同作用下可以削弱支座縱向位移響應(yīng)，使得PGA增大時，摩擦擺支座縱向位移增幅小于球鋼支座。

(3)VII度設(shè)計地震不同地震波作用下，連續(xù)梁橋隔震體系產(chǎn)生的隔震效果不同，隨著PGA的增加，隔震率隨之提高，隔震效果也越明顯。

(4)PGA=0.5g地震工況作用下，中墩縱筋最大應(yīng)變遠(yuǎn)低于其屈服應(yīng)變，橋墩未進(jìn)入屈服狀態(tài)，且震后墩身僅觀測到少量細(xì)微裂縫，說明FPB能夠有效減小橋墩內(nèi)力響應(yīng)。

(5)論文研究了鐵路連續(xù)梁橋縱豎橋向地震下的減隔震性能，但未進(jìn)行不同支座和單向地震波輸入的對比試驗組，這些都將是今后進(jìn)一步研究的內(nèi)容。