摩擦摆支座隔震铁路连续梁桥振动台试验研究

2021-07-22邵长江肖正豪漆启明何俊明

振动与冲击 2021年14期

邵长江，肖正豪，漆启明，韦旺，何俊明

(1.西南交通大学土木工程学院桥梁系,成都 610031; 2.陆地交通地质灾害防治技术国家工程实验室,成都 610031)

近年来，我国在高速铁路建设领域取得了蓬勃发展。为保证行车平顺性、稳定性和节约土地等目的，中小跨度连续梁桥成为建成或在建线路中不可或缺的一部分[1]。然而，我国幅员辽阔，部分铁路线路不可避免地需要穿越或毗邻地震高烈度区，桥梁的抗震安全性成为亟待解决的关键问题[2]。

为尽可能减小强震下桥梁损伤，减隔震支座成为最经济、实用、便捷的手段[3]。由于摩擦摆支座具有承载力高、位移大、耐久性强及自复位等优点[4]，使其在工程推广应用方面拥有较大潜力也具有重要的研究意义。李冰等[5]建立了摩擦摆隔震桥梁系统的简化模型，通过数值模拟验证了该等效模型的合理性，并探讨了地震波特性和摩擦因数对简支梁桥隔震性能的影响规律。占玉林等[6]探讨了FPB(friction pendulum bearing)的参数和抗剪销栓等对大跨连续梁桥隔震性能的影响，并建议摩擦摆支座销栓抗力不宜过高。杨华平等[7]以大跨铁路钢桁架连续梁桥为例对比了FPB、阻尼器、速度锁定器等的减隔震效果，认为摩擦摆支座附加阻尼器的混合方案是同时减小桥墩内力响应和梁体位移的有益尝试。刘正楠等[8]进一步研究了阻尼器和摩擦摆支座在大跨长联减隔震体系梁桥中的联合作用机理，指出阻尼器的参数选择和布置是取得满意减隔震效果的关键。张常勇等[9]采用有限元方法对三跨混凝土连续梁桥FPS(friction pendulum system)隔震前后结构的纵向地震能量反应进行了分析和对比，认为FPS隔震后支座耗散地震大部分能量从而降低了结构的耗能需求。

除理论和数值分析外，还有部分学者基于振动台试验研究和验证摩擦摆支座的隔震性能。吴迪等[10]对典型32.5 m高铁简支梁桥进行振动台试验，结果表明摩擦摆支座可以有效耗能，减小桥梁地震响应。魏标等[11]研究了双曲面摩擦摆支座在铁路简支梁桥中的地震响应，并验证数值计算结果的准确性。Wen等[12]分别对单摩擦摆和三摩擦摆支座简支梁桥进行了振动台双向加载试验，指出忽略双向加载效应会低估主梁的位移响应。Ponzo等[13]对双曲面摩擦摆支座不同摩擦条件下的回复能力进行了振动台测试，指出在强震下支座初始位移对支座最大位移没有影响。

以上数值和试验研究均表明摩擦摆支座具有良好的隔震效果，是铁路桥梁减隔震设计的强有力手段，但已有研究大多借助数值方法，且着重于FPB耗能能力、桥墩的内力和位移响应，而已有的振动台试验对象主要为摩擦摆支座简支梁桥，鉴于简支梁桥和连续梁桥结构体系不同，简支梁桥振动台试验成果不一定适用于连续梁的抗震设计。目前，关于摩擦摆支座隔震连续梁桥的动力响应和支座动力行为的研究相对较少。故此，以某(24+32+24)m箱型等截面铁路连续梁桥为原型，按1/10比例设计制作连续梁桥模型，进行不同近场地震波激励下的振动台试验，研究摩擦摆支座隔震连续梁桥地震响应，以期为地震高烈度区铁路连续梁桥减隔震设计提供一定参考。

1 试验概况

1.1 桥梁原型

图1给出了原型桥梁的跨中、支承处主梁截面及桥墩截面尺寸示意图。上部结构为高度3.1 m的箱型截面梁，梁顶部宽度为9.6 m，主梁总质量为2 013 t，二期恒载取180 kN/m。桥墩是实心截面单墩，边墩尺寸为3.2 m×8.8 m，中墩尺寸为2.6 m×7.1 m，墩高均为20 m。原桥摩擦摆支座竖向设计承载力为10 000 kN，曲率半径取4 m，边跨采用球钢支座，竖向设计承载力为2 500 kN。主梁采用C50混凝土，桥墩采用C40混凝土，纵筋和箍筋均采用HRB400型钢筋。

图1 原型桥主梁及桥墩截面(cm)

1.2 试验模型

限于振动台台面尺寸(10 m×8 m)等设备条件，桥梁模型按1/10比例进行缩尺设计，即长度相似常数Sl为1/10。模型材料与原桥相同，故弹性模量相似常数SE和应变相似常数Sε均为1。为避免重力失真，需对缩尺后的模型进行配重，考虑到配重方案的可实施性，本次试验加速度相似常数Sa取2，即配重后的等效密度为原材料密度的5倍。根据相似理论[14]，其余相似比常数如表1所示。

表1 模型相似常数

试验模型主梁、桥墩尺寸及配筋示意图，如图2所示。论文着重研究连续梁桥在纵竖向地震下的减隔震响应，因此对模型主梁进行适当简化。箱形空心截面等效为π型截面，支承简化为实心矩形截面(0.33 m×0.96 m)。原型桥梁上部结构质量为3 309 t，根据质量相似比常数，缩尺后模型上部结构总质量(自质量+配重)为16.5 t。下部结构主要包括盖梁、桥墩和承台，根据长度相似比，边墩(P1墩和P4墩，下同)和中墩(P2墩和P3墩，下同)尺寸分别为0.32 m×0.88 m和0.26 m×0.71 m，墩高为2 m，鉴于墩柱质量相对较小且为减隔震试验，此处并未对墩身进行配重。综合考虑模型、支座安装、配重和动力特性等效，盖梁设计为0.3 m×0.7 m×1.8 m的长方体，并在盖梁两侧分别放置100 kg的配重块。承台尺寸为1.5 m×1.5 m×0.8 m，并预留若干孔道用于试验模型与振动台面的锚固。根据GB 50111—2006(2009)《铁路工程抗震设计规范》[15]对墩柱进行配筋，具体配筋参数如表2所示。桥梁模型设计、施工、养护后安装于振动台面，如图3所示。

图2 桥梁模型设计(mm)

表2 模型设计参数

图3 振动台全桥模型试验

1.3 支座设计及性能参数

参考相关设计规范[16-18]，并根据周期相似常数[19]进行支座设计。原型支座的周期可用式(1)表示

(1)

而周期相似常数ST可由Sl和Sa确定

(2)

由此模型支座的周期可由式(3)表示，进而得到模型支座的曲率半径式(4)。

(3)

(4)

原型支座曲率半径为4 m，根据上式计算得到模型支座曲率半径为0.2 m，具体支座参数设计如表3所示。摩擦因数与原支座相同，支座设计地震位移为4.5 cm，支座水平刚度和水平承载力完全遵循相似理论，满足减隔震试验要求。固定支座限位块的剪断力为20 kN，由4个铸铁销栓提供。连续梁桥模型支座布置、球钢支座构造及摩擦摆支座构造，如图4所示。

图4 支座布置方案及支座模型

表3 支座设计参数

1.4 地震动输入及测试方案

试验在西南交通大学陆地交通地质灾害防治技术国家工程实验室进行，试验设备为MTS三向六自由度大型模拟振动台，台面尺寸8 m×10 m，最大负荷160 t，额定水平位移±0.8 m，额定竖向位移±0.4 m，工作频率0.1～50 Hz，满足本次试验要求。

本次试验选取3组近场地震动进行纵竖向联合输入，分别为El-Centro、LOMAP_STG和PARK2004_SCN。鉴于摩擦摆支座限位装置未剪断前效果与普通支座相同，本文仅分析支座限位失效后的铁路连续梁桥模型减隔震性能。首先3组地震波纵向均按PGA=0.3g水准考虑，原型桥对应VII度设计地震(PGA=0.15g)，竖向同比例调幅，以分析不同地震波对减隔震性能的影响。随后，以PARK2004_SCN地震波为例分析桥梁在PGA=0.5g下的地震响应。根据周期相似系数进行调整的VII度设计地震下地震波加速度时程曲线及对应反应谱,如图5所示。

图5 试验输入地震波及反应谱(PGA=0.3g)

试验测试所需传感器主要包括位移、加速度、纵筋应变和混凝土应变。支座的水平位移和竖向位移是本文关注的重点，布置如图6所示。纵筋应变计主要布置在加载方向，以承台顶面为基准面，布置高度分别为-5 cm，5 cm，19 cm，33 cm，47 cm，89 cm，131 cm和173 cm，混凝土应变计布置在靠近墩底处。

注： Acc为加速度计； Dis为位移计； B为支座； C为盖梁； G为主梁。

2 试验结果分析

2.1 试验现象

在摩擦摆支座销栓剪断形成隔震体系后(见图7)，依次对桥梁模型施加PGA=0.3g的El-Centro、LOMAP和PARK2004三组实测纵竖向地震波，随后施加PGA=0.5g的PARK2004地震波。加载过程中观测到主梁与盖梁发生明显相对位移，梁体轻微抬升。震后发现墩身仅出现数条发丝状裂缝且裂纹基本处于闭合状态(见图8)，桥墩整体仍处于弹性状态，同时观测到主梁整体回复至原位，说明摩擦摆支座既有效降低上部结构传至桥墩的惯性力，又减小了震后残余位移。

图7 摩擦摆支座销栓剪断前后

图8 墩身裂纹分布

2.2 结构位移响应

通过激光位移计分别测试主梁和盖梁纵向位移，测试结果如图9所示。从图9中主梁纵向位移响应可以看出，VII设计地震下的El-Centro波、LOMAP_STG波和PARK2004_SCN波分别作用下的梁体相对位移分别为9.5 mm，3.6 mm和6.8 mm，说明结构对El-Centro地震波激励最为敏感，对LOMAP地震波最不敏感，同图5中对应纵向地震动反应谱变化趋势一致。而对相同PGA不同地震波作用下各墩盖梁纵向位移响应进行比较，发现中墩较边墩盖梁纵向位移响应大。当PGA=0.5g的PARK2004地震波作用下，中墩和边墩盖梁纵向最大位移分别达到6.5 mm和7.2 mm，与PGA=0.3g的相同地震波作用下盖梁纵向位移进行比较，可以发现边墩最大增幅为113.7%，而中墩最大增幅仅为43.5%，说明随着PGA增大，边墩纵向位移响应增加较为明显，中墩增速较为缓慢。

图9 主梁和盖梁纵向位移响应

2.3 支座位移响应

图10给出了各支座纵向和竖向的位移时程曲线。由图10分析可知，在VII设计地震下的3组地震激励下，El-Centro地震波的支座纵向位移响应最大，LOMAP地震波的支座纵向位移变化幅值最小，说明该结构对El-Centro地震波最为敏感，与图5中纵向地震动反应谱变化趋势对应。在设计地震作用下，中墩摩擦摆支座纵向位移幅值整体小于边墩球钢支座，随着地震波PGA的增大，各支座纵向位移响应均有所增加，其中边墩球钢支座纵向位移平均增幅为45.0%，中墩摩擦摆支座为28.8%，其原因为边墩支座所受轴力较中墩支座小，使得在相同摩擦因数下边墩支座产生的摩擦力小于中墩支座，并且边墩球钢支座屈后刚度几乎为零，而中墩摩擦摆支座在摩擦力和凹型弧面产生的水平分力共同作用下可以削弱支座位移响应。同时，从PGA=0.5g的PARK2004地震波激励下支座竖向位移时程可以看出，中墩及边墩支座最大竖向位移均达到1.1 mm，且边墩竖向位移时程曲线与图5中相应地震波形状相近。由此说明，由于弧形摩擦面的存在，滑块在弧形摩擦面上滑动进行隔震耗能时，梁体轻微抬升，并在竖向地震动作用下可能加剧梁体抬升程度，从而导致边跨球钢支座可能出现脱空的情况，进而使得梁体大部分质量由跨中支座和桥墩承受，加大跨中支座和桥墩的响应。

图10 支座纵向和竖向位移响应

2.4 结构加速度响应

图11中分别给出了El-Centro和PARK2004地震波激励下桥墩及主梁的加速度响应。摩擦力和回复力的存在使得跨中盖梁加速度响应明显小于边跨盖梁；边跨支座承受轴力较小，且加速度时程曲线同图5中的台面激励时程曲线相近，说明边墩接近于自由振动。主梁与盖梁的相对PGA大小可以大致反映支座的隔震效果，可以采用隔震率R对其进行量化

图11 结构加速度响应

(5)

由计算可知，摩擦摆支座在0.3g的El-Centro和PARK2004地震作用下的R为13.3%和20.1%，在0.5gPARK2004地震下的R为44.0%，说明随着地震波PGA的增大，隔震体系的隔震率也随之提高，隔震效果越明显。

2.5 墩身纵筋应变响应

对墩身纵筋应变分析，可以进一步确定桥墩的受力情况。图12给出了加载方向纵筋沿墩身的应变峰值包络曲线，鉴于LOMAP地震波作用下结构响应较小，因此，仅讨论中墩在El-Centro和PARK2004地震波激励下的纵筋应变。中墩纵筋应变最大值主要在沿墩高33 cm范围内，说明该区域为桥墩潜在塑性铰区域；在PGA=0.5g的PARK2004地震波激励下，中墩纵筋最大应变为786 με，该值远小于钢筋屈服应变。根据GB 50111—2006(2009)《铁路工程抗震设计规范》对钢筋混凝土桥墩屈服的定义，中墩截面最外侧钢筋并未屈服，桥墩整体未屈服，说明试验减隔震系统能有效减小地震力的传递，降低桥墩内力响应。