高烈度地震区铁路连续梁桥摩擦摆支座和黏滞阻尼器减隔震方案研究

易 磊 王 冰 易 成 梁 旭

(武汉海润工程设备有限公司1) 武汉 430084) (武汉船用机械有限责任公司2) 武汉 430084)(中铁第一勘察设计院集团有限公司3) 西安 710043)

0 引 言

我国铁路线覆盖地域范围广泛，新建铁路不可避免的要经过高烈度地震区，并通过不同结构形式的连续梁桥跨越山谷、河流、既有道路等.连续梁桥因自重较大，尤其是一联一固定墩的抗震体系在地震中易遭受破坏，其减隔震设防是高烈度地震区铁路桥梁抗震设计的关键.根据工程实际要求，选择合适的减隔震方案，可以优化结构受力状况，提高桥梁抵御地震破坏能力.

近年来，对高烈度地震区连续梁桥减隔震理论的研究逐渐深入，由单纯从力学角度分析转变为典型工程案例中减隔震设备对桥梁地震响应的研究[1-2]，以及从数值模拟和能量耗散等角度分析减隔震方案作用机理[3-5]，进而提出组合减震方案.廖平等[6]提出摩擦摆支座的摩擦系数、屈服位移对桥墩的地震响应有较大影响，并给出摩擦摆支座设计建议.黎璟等[7]对斜拉桥进行非线性动力时程分析，对比多级设防烈度下摩擦摆支座、黏滞阻尼器、弹性索3种减隔震装置在不同参数组合下的减隔震效率.随着减隔震设备的多样化，在高烈度地震区连续梁桥中使用摩擦摆支座和黏滞阻尼器的减隔震方案逐渐得到广泛研究和应用[8]，通过摩擦摆支座将地面运动和桥梁上部结构隔离开来，减小传递到结构中的侧向力和水平运动[9].通过黏滞阻尼器在桥梁结构上的附加阻尼减少结构的地震力输入，控制主梁与桥墩之间的相对位移[10].杨华平等[11]对适用于大跨铁路钢桁连续梁桥的减隔震方案及合理优化参数进行了研究，认为摩擦摆支座附加阻尼器组合减震方案能有效控制此类桥梁的内力和位移响应.刘正楠等[12]以大跨长联连续梁桥为工程背景，开展了单独及配合使用黏滞阻尼器和摩擦摆支座的地震反应分析，从耗能的角度分析了两者的联合作用机理，总结了不同减隔震方案组合中桥梁地震响应的特点.

文中以某跨度为(60 m+100 m+60 m)的混凝土连续梁桥为研究对象，建立Midas有限元模型，结合抗震设防要求选取摩擦摆支座和黏滞阻尼器的组合减隔震方案，选定设计参数，并对减隔震效果进行了罕遇地震作用下结构响应幅值比较，验证了摩擦摆支座和黏滞阻尼器组合减隔震方案的有效性.通过耐磨材料承压性能、磨耗性能和耐温性能以及水平滞回性能等方面的试验，对摩擦摆支座的摩擦副进行了研究.

1 工程背景和有限元模型

1.1 工程背景

新建铁路兰州至张掖三四线中川机场至武威段古浪河特大桥为一联跨度为(60 m+100 m+60 m)的铁路连续梁桥，梁体为变高度直腹板的单箱单室箱型截面，箱梁顶宽12.2 m，箱梁底宽6.7 m，单侧悬臂长2.75 m，主墩墩顶4.0 m范围内梁高7.85 m，跨中及边墩墩顶现浇段梁高4.85 m.梁底下缘按二次抛物线变化，箱梁梁体采用C50钢筋混凝土.中墩固定墩及活动墩采用圆端形实体墩，墩高均为12 m，边墩为圆端形实体墩和空心墩，墩高17 m及18 m，中墩采用16-φ180钻孔桩，边墩采用8-φ150钻孔桩，采用C35钢筋混凝土.

根据工程地质勘察报告，桥址位于地震动峰值加速度0.3 g地区，抗震设防烈度为8度，II类场地，场地特征周期为0.45 s.

1.2 有限元模型

对跨度为60 m+100 m+60 m的古浪河特大桥进行抗震分析，在Midas Civil软件中建立三维有限元模型，顺桥向为X轴，横桥向为Y轴，竖桥向为Z轴.主体为钢筋混凝土结构，其主梁和桥墩采用梁单元模拟，地基及基础对结构的作用简化成平动及转动弹簧施加在承台底.摩擦摆支座采用隔震支座单元模拟，黏滞阻尼器表现出了较强的依赖频率的性质，采用Maxwell模型来模拟，结构有限元模型见图1.

图1 桥梁有限元模型

1.3 地震波输入

用时程分析方法分析该桥在多遇地震、设防地震及罕遇地作用下的结构地震响应.地震动输入分为纵向、横向水平地震作用，不考虑竖向地震作用，输入的地震波采用3条人工拟合地震波，进行动力响应时程分析，分析结果取其中三条波分析结果的最大值，罕遇地震作用下地震波时程曲线见图2.

图2 地震波时程曲线

2 减隔震设计及减隔震效果对比

2.1 不使用减隔震方案时的地震响应

当桥梁不使用减隔震方案时，以普通球型支座作为桥梁支座，P3墩为固定墩，其余墩为活动墩.支座用弹性连接单元模拟，采用时程分析方法，分别沿纵桥向和横桥向输入多遇地震、设防地震及罕遇地震作用下的地震波，结构地震响应幅值取三条地震波的最大值，结构关键部位动力响应幅值见表1.

表1 不使用减隔震方案时罕遇地震作用下结构响应幅值

由以上分析结果可知，纵桥向地震力和墩底弯矩在桥墩之间分布不均匀，主要由P3固定墩承担，罕遇地震作用下P3墩底纵桥向弯矩达到了1 368 793 kN·m，其他桥墩纵桥向承担的地震力则相差近一个数量级，这对于结构整体受力和抗震需求很不利，并且导致桥墩设计困难.

2.2 使用减隔震方案时的地震响应

当桥梁使用减隔震方案时，通过调整原有结构体系的自振周期，使其远离地震的地面运动卓越周期，从而显著降低结构地震响应，延长结构周期后结构加速度反应降低，但结构位移会增加.由于项目所处场地地震烈度较高，考虑使用减隔震支座后再增加额外阻尼来衰减纵桥向、横桥向运动，以降低结构的位移响应，同时为缓解地震载荷在固定墩上的集中，故采用摩擦摆支座与黏滞阻尼器组合的减隔震方案.

摩擦摆支座的力学模型可表示为线弹性弹簧和摩擦阻尼器的结合，摩擦摆支座的载荷-位移曲线见图3.

图3 摩擦摆支座载荷-位移曲线

W为支座竖向载荷；μ为摩擦系数；D为减隔震位移；R为隔震半径；Kp为支座屈服位移2.5 mm时的刚度；屈后刚度Kc=W/R；等效刚度Ke=W/R+μW/D，则摩擦摆支座恢复力为

(1)

基于Maxwell模型，阻尼器可以描述为阻尼元件与弹簧元件串联，在低频特征下，阻尼器阻尼力为

F=CVα

(2)

式中：F为阻尼力；C为阻尼系数；V为阻尼器的速度；α为阻尼指数.

由摩擦摆支座恢复力模型和阻尼器阻尼力模型可知，摩擦摆支座和黏滞阻尼器均为需要且能够精确设计的减隔震产品，通过迭代计算与比选，确定摩擦摆支座参数取值为：摩擦系数0.05，中墩支座竖向载荷45 000 kN、隔震半径4 m、隔震位移±300 mm，边墩支座竖向载荷8 000 kN、隔震半径3 m、隔震位移±200 mm；黏滞阻尼器参数取值为：阻尼指数0.3，阻尼系数3 000 kN·(s/m)α，额定最大行程±350 mm.

黏滞阻尼器布置在墩梁结合处，在中墩P2和P3墩，每个墩设四个黏滞阻尼器，水平面内呈45°布置，边墩不设黏滞阻尼器，摩擦摆支座和阻尼器布置平面布置方式见图4.考虑到摩擦摆支座和黏滞阻尼器的非线性特征对结构地震反应的影响，采用非线性时程分析方法对结构的地震响应进行有限元动力分析.分别沿纵桥向和横桥向输入罕遇地震作用下的地震波，结构地震响应取三条地震波的最大值.结构关键部位动力响应幅值见表2.从表中可以看出，纵桥向和横桥向地震力和墩底弯矩在各桥墩分布较为合理，在中墩P2和P3之间，以及边墩P1和P4之间，数值非常接近.则说明在罕遇地震作用下，摩擦摆支座的屈后刚度和黏滞阻尼器的阻尼作用加强了中墩P2和P3 之间的联系，加上桥梁本身的结构强度，使地震力在全桥进行了重新分配，有利于桥梁抵御地震作用带来的破坏.

表2 使用减隔震方案时罕遇地震作用下结构响应幅值

图4 摩擦摆支座和黏滞阻尼器布置图

采用摩擦摆支座后，结构整体刚度变柔，自振周期延长.多遇地震和设防地震时摩擦摆支座功能相当于普通球型支座，遭受罕遇地震时，地震作用超过摩擦摆支座限位装置水平力，支座上的限位装置剪断，纵桥向、横桥向的自由度限制解除，摩擦摆支座开始发挥减隔震效果，罕遇地震作用下墩梁相对位移分别见表3，墩梁相对位移最大处位于P4号墩，位移量为226 mm.

表3 罕遇地震作用下墩梁相对位移

2.3 减隔震效果对比

该桥不使用减隔震方案(抗震)和使用减隔震方案(隔震)时墩底剪力和弯矩响应对比见图5.由图5可知，使用减隔震方案(隔震)下，各桥墩的墩底剪力和弯矩明显低于不使用减隔震方案(抗震)时的水平，且曲线平缓无突变，说明各桥墩处受力均匀.

图5 罕遇地震作用下墩底剪力和弯矩

由于采用摩擦摆支座和黏滞阻尼器方案时，多遇地震和设防地震下为“硬抗”模式，只有在罕遇地震作用下发挥减隔震作用，故取纵桥向、横桥向罕遇地震作用下墩底剪力和弯矩作为指标进行比较，减震效果见表4.

表4 罕遇地震作用下摩擦摆支座和黏滞阻尼器减震效果 单位：%

综上所述，该桥不使用减隔震方案时，纵桥向地震力主要由P3固定墩承担，对于结构整体受力不利；采用减隔震方案后，地震作用下结构内力显著降低.纵桥向罕遇地震作用下P3固定墩底弯矩减震效果达到88%，墩底剪力减震效果达到86%；横桥向罕遇地震作用下P3固定墩底弯矩减震效果达到71%，墩底剪力减震效果达到60%，减震效果显著；采用减隔震方案后，罕遇地震作用下墩梁相对位移位于P4墩处，纵桥向最大值162 mm，横桥向最大值226 mm，而中墩P2和P3处可由墩梁相对位移反向验证黏滞阻尼器的额定最大行程取±350 mm是合适的.

3 摩擦摆支座摩擦副研究

3.1 摩擦摆支座摩擦副工况分析

摩擦摆支座主要包括上支座板、上球面摩擦副、球冠、下球面摩擦副、下支座板.支座依靠上、下两个球面摩擦副实现支座正常的承载、位移及转角功能.上部结构的荷载通过上支座板传递到球面摩擦副，再到下支座板，最后传递到墩台，水平位移通过球面摩擦副的相对滑动来实现，转角则通过球面摩擦副的相对转动来实现.

摩擦副由非金属耐磨材料和不锈钢板组成，主要起到承载支座竖向力、正常位移时产生滑移、地震时减震耗能等作用，是承担支座正常位移和地震位移的关键部位和最薄弱的部位，直接决定了支座的减隔震性能和使用寿命.现有的大量工程实践中，摩擦副需要在硅脂的润滑下工作，但从长期使用看，硅脂会在日常使用中挥发，以及状态、性能发生改变，且维护较困难.本项目摩擦摆支座包含两个球面摩擦副，均采用改性高分子量达克纶(HSM)材料与球面不锈钢板组成，无需硅脂润滑.

以承压、磨耗和耐温以及水平滞回性能等方面对摩擦摆支座耐磨材料进行分析.

3.2 摩擦摆支座耐磨材料额定压强下的磨耗试验

摩擦摆支座在发生正常位移和地震位移时，摩擦副材料会以设定摩擦系数在不锈钢板表面滑动，由于摩擦副材料为非金属，自身硬度和强度均弱于不锈钢板，所以会发生磨耗，磨耗性能关系到支座正常使用寿命和地震时的减隔震性能.

参照TB/T 3320—2013《铁路桥梁球型支座》，使用SMTM摩擦材料试验机，对改性高分子量达克纶(HSM)耐磨材料进行40 km线磨耗试验.取直径75 mm、厚度8.2 mm、表面为平面的试样，与厚度2 mm、牌号为022Cr17Ni12Mo2的镜面不锈钢板组成摩擦副进行单剪试验.在(21±1)℃温度，无硅脂润滑条件下，对摩擦副加载45 MPa的恒定正压强，以相对滑动位移±10 mm，相对滑动速度±15 mm/s连续加载正弦波，累计滑动距离40 km.试验结果见表5和图6.

图6 试验前后耐磨材料和不锈钢板外观情况

表5 耐磨材料线磨耗率试验结果

在40 km无硅脂润滑条件下线磨耗试验后，HSM耐磨材料表面出现深色印迹，不锈钢板表面有细微滑动痕迹，两者外观均良好.HSM材料直径和厚度变化分别为+0.7 mm和-0.137 mm，重量变化为-0.317 6 g，计算线磨耗率为1.257 μm/km，满足TB/T3320—2013《铁路桥梁球型支座》中第5.2.1.2规定的滑板磨耗性能指标(聚四氟乙烯板15 μm/km，改性超高分子量聚乙烯板5 μm/km).

根据该桥支座的使用要求，支座的设计最大温度位移为±100 mm，按照一天气温变化造成的极限温度位移量为100×4=400 mm计算，100年总位移为：400×365×100=14 600 000 mm=14.6 km.按照线磨耗率、累计滑动距离和使用时间计算，耐磨材料满足支座全生命周期要求.

3.3 摩擦摆支座水平滞回性能试验和耐温试验

在地震发生时，桥梁上安装的摩擦摆支座以设定的摩擦系数发生水平滞回运动，将地震动能转化为桥梁上部结构抬升产生的重力势能和支座本身摩擦内能，所以摩擦副温度上升非常迅速.为模拟支座实际地震工况，参照欧洲标准《Anti-seismic devices(EN15129：2018)》，在支座设计载荷下进行水平滞回性能试验，峰值速度计算为

VED=2π·f0·dx

(3)

式中：VED为峰值速度；f0为隔震频率，即隔震周期的倒数；dx为设计隔震位移.

计算得到边墩、中墩摩擦摆支座水平滞回峰值速度分别为478，606 mm/s.在试验进行时，经传感器测量，滑动摩擦副的温度达到110 ℃，试验后耐磨材料完好，无热融、烧结、蠕变等现象.

4 结 论

1) 在连续梁桥中，不使用减隔震方案，罕遇地震作用下，地震力在各桥墩之间分布不均匀，固定墩受到的剪力和弯矩过大，对桥梁抗震不利，且对桥墩设计造成困难.

2) 在连续梁桥中，使用摩擦摆支座和黏滞阻尼器组合的减隔震方案后，摩擦摆支座延长了结构自振周期，黏滞阻尼器激发的阻尼力增加了桥墩之间的联系，地震力在相关联桥墩之间分布均匀，有利于桥梁抗震.

3) 选取在两个中墩P2和P3处各设四个水平面内呈45°斜向布置黏滞阻尼器，边墩不设黏滞阻尼器的布置方式，该方案对降低罕遇地震中结构响应和位移响应效果显著.

4) 分析摩擦摆支座在桥梁中的作用，针对摩擦摆支座中摩擦副的工作状态进行了抗压、磨耗、耐温以及水平滞回性能等试验，为桥梁支座的设计提供依据和参考.

5)在连续梁桥减隔震方案设计中，摩擦摆支座和黏滞阻尼器的设计参数选取和在减震中的耦合关系有待进一步研究，以寻求最优组合.