高速铁路高低塔斜拉桥减隔震装置研究

刘信斌

中铁上海设计院集团有限公司， 上海 200070

斜拉桥是我国大跨桥梁结构常见桥型之一，在高速铁路桥梁被广泛应用。由于斜拉桥具有自重大、阻尼小等特点，使得结构对地震作用较为敏感。为防止地震作用带来的不利影响，确保结构安全，通常采用减隔震体系进行设计。国内外学者进行了较为充分的研究。石岩等［1］介绍了桥梁减隔震的发展趋势并展望了未来的发展方向；贾毅等［2］以某主跨360 m结合梁斜拉桥为例，阐述了传统抗震体系、延性抗震体系及减隔震抗震体系的优劣；刘保文等［3］研究了阻尼器对大跨度斜拉桥桥塔结构受力的影响，发现阻尼器对纵向抗震性能影响较大，横向抗震性能几乎不受影响；Martínez等［4］对比分析了黏滞阻尼器、金属阻尼器等阻尼减隔震装置，得出黏滞阻尼器更能有效地减震耗能的结论；Miyamoto等［5-6］提出了黏滞阻尼器的三种极限状态，并基于OPenSees平台建立了考虑极限状态的阻尼器模型；李立峰等［7］依托一座主跨350 m大跨径斜拉桥，提出了3种横向约束体系布置方案，指出钢阻尼器可以有效提高结构横向抗震性能；夏修身等［8］探讨了高速铁路桥梁中摩擦摆减隔震支座设计原则，分析了摩擦摆支座隔震效果。

关于公路大跨度桥梁以及铁路普通桥梁的减隔震研究已经非常丰富，然而关于大跨度高速铁路高低塔斜拉桥减隔震体系研究较少，用于参考的设计资料还不完善。本文以阜淮高铁跨颍河230 m主跨高低塔斜拉桥为例，对结构在不同减隔震装置情况下的纵桥向地震响应进行对比分析。

1 工程概况

阜淮高铁颍河高低塔双索面混合梁斜拉桥跨径布置为（31 + 73 + 230 + 114 + 40）m。主桥采用高低塔非对称边跨布置形式，小里程侧为低塔，边跨长104 m，距边墩31 m处设置一处辅助墩；大里程侧边跨长154 m，距边墩40 m处设置一处辅助墩。主梁由钢混结合梁、混凝土梁及钢混结合段三部分组成，主梁高3.8 m，主梁全宽18.6 m（含风嘴），桥面宽16.3 m（含风嘴）。主塔采用花瓶形混凝土桥塔，设置两道横梁。低塔全高83.4 m，高塔全高115.1 m。斜拉索采用环氧涂层平行钢丝拉索，布置形式为横向双索面扇形布置，低塔每侧设置9对斜拉索，高塔每侧设置12对斜拉索，塔上索间距为1.8 ～ 4.5 m，梁上索间距为10.5、8.0 m。

斜拉桥结构形式为半漂浮体系［9］，桥塔处设置球型钢支座，并在桥塔位置设置横向抗风支座，与球型钢支座结合，视作固定支座及纵向活动支座。由于本文主要探讨减隔震装置对纵向抗震性能的影响，因此忽略横向抗风支座间隙对结构的影响。为便于计算，将横向抗风支座与球型钢支座进行简化。斜拉桥总体布置及支座布置如图1所示。

图1 斜拉桥总体布置及支座布置

2 结构有限元分析

2.1 有限元模型

采用MIDAS/Civil建立主跨230 m高低塔斜拉桥有限元模型，模型以顺桥向为x轴，横桥向为y轴，竖向为z轴。采用空间梁单元模拟桥塔、主梁、辅助墩、边墩等结构。采用空间桁架单元模拟斜拉索，采用弹性连接模拟主梁、主塔与斜拉索间的连接。球型钢支座及横向抗风支座采用一般弹性连接单元模拟；黏滞阻尼器采用Maxwell模型模拟；铅芯橡胶支座及摩擦摆式减隔震支座采用双线性模型模拟；用一般弹性支撑模拟群桩基础［10］。其中，群桩基础直接采用六向弹性约束模型桩土效应，其余边界条件根据实际情况进行模拟。

2.2 地震动时程曲线

根据地震安全性评估报告，本地区场地类别为Ⅲ类，特征周期为0.5 s，地震动峰值加速度为0.1g，抗震设防烈度为7度。根据地震安评报告选取3条地震波进行地震响应分析，最不利罕遇地震波时程曲线如图2所示。

图2 最不利罕遇地震波时程曲线

3 参数选取

根据目的和用途的不同将减隔震装置分为五类：以铅芯橡胶支座为代表的柔性橡胶支座；以摩擦摆式减隔震支座为代表的滑动摩擦支座；以阻尼器为代表的耗能减震装置；以耗能挡块为代表的连接、限位装置以及各类组合式减隔震支座［1］。本文主要分析铅芯橡胶支座、摩擦摆式减隔震支座以及黏滞阻尼器的减震效果，并确定合理的设计参数。

为统一变量，各减隔震装置均设置在桥塔位置，其余位置不安装。其中，铅芯橡胶支座与摩擦摆式减隔震支座直接采用支座形式，取消横向抗风支座，支座布置形式见图3（a）；黏滞阻尼器和球型钢支座及横向抗风支座共同发挥作用，支座布置形式见图3（b）。

图3 支座布置形式

3.1 铅芯橡胶支座

铅芯橡胶支座隔震装置主要由铅芯和叠层橡胶两种材料构件组成，其主要隔震原理是利用铅屈服后的低刚度，将结构的固有振动频率和地面的振动频率相隔离，并利用滞后效应来消散振动能量，从而保护主体结构［11］。恢复力模型一般采用双线性模型，如图4所示。

图4 铅芯橡胶支座的恢复力模型

等效刚度（Keff）为

等效阻尼（ξeff）为

式中：Fd为支座达到设计位移时产生的水平力；Dd为支座水平设计位移；Δy为支座屈服位移；Qd为支座特征强度；Kd为支座的屈后刚度；Fy为支座屈服强度。

根据铅芯橡胶支座的恢复力模型可以看出，影响结构抗震性能的主要因素是Kd和Fy。因此，将Kd及Fy作为控制变量，分析不同设计参数对高速铁路高低塔混合梁斜拉桥的抗震效果。

铅芯橡胶支座为双向减隔震装置，本文主要针对纵向减隔震作用进行研究。Kd取2 000、3 000、4 000、5 000、6 000 kN/m，Fy取800、900、1000、1 100、1 200 kN，计算得到桥塔塔底弯矩、梁端水平位移分别见图5、图6。

图5 铅芯橡胶支座桥塔塔底弯矩

图6 铅芯橡胶支座梁端水平位移

由图5可知：在相同屈服力下，塔底弯矩随屈后刚度的增加而减小；在相同屈后刚度下，塔底弯矩随屈服力的增加而减小。屈后刚度较小时，屈服力对塔底弯矩影响较小，随着屈后刚度增加，屈服力产生的影响增大，塔底弯矩随屈服力的增加而减小。

由图6可知：在相同屈服力下，梁端水平位移随屈后刚度的增加而减小；在相同屈后刚度下，除屈后刚度2 000 kN/m外，梁端水平位移随屈服力的增加而减小，屈后刚度为2 000 kN/m时，梁端水平位移随着屈服力增加先减小后增加。屈后刚度较小时，屈服力对梁端水平位移影响较小，随着屈后刚度增加，屈服力产生的影响增大，梁端水平位移随屈服力的增加而减小。

综上，对于高速铁路高低塔混合梁斜拉桥而言，铅芯橡胶支座屈后刚度、屈服力越大，则地震作用下塔底弯矩和梁端水平位移越小，减隔震效果越好。

3.2 摩擦摆式减隔震支座

摩擦摆式减隔震支座主要由上座板、平面滑板、球面滑板、减震球摆、隔震挡块、剪力销、减震滑板、减震底座等构件组成［12］。在不发生地震的情况下，其功能与普通球型支座一致，可满足桥梁的正常运行。承受地震激励时，支座限位装置被剪断，摩擦摆支座主要通过滑移摩擦来耗散地震能。同时通过支座的摆动来延长隔离结构固有周期的特性，从而达到隔绝地震能，保护主体结构的目的［13］。恢复力模型一般采用双线性模型，如图7所示。

图7 摩擦摆式减隔震支座的恢复力模型

屈后刚度为

等效刚度为

等效阻尼为

式中：W为恒载作用下支座反力；R为支座滑动曲面的曲率半径；μd为支座滑动摩擦因数。

根据摩擦摆式减隔震支座的工作原理及恢复力模型，影响结构抗震性能的主要因素是R及μd。因此，将R及μd作为控制变量，确定不同设计参数对高速铁路高低塔混合梁斜拉桥的抗震效果。

摩擦摆式减隔震支座为双向减隔震装置，本文主要针对其纵向减隔震作用进行研究，R取2、4、6、8、10 m，μd取0.01、0.03、0.05、0.07、0.09，计算得到桥塔塔底弯矩、梁端水平位移分别见图8、图9。

图8 摩擦摆桥塔塔底弯矩

图9 摩擦摆梁端水平位移

由图8可知：在相同曲率半径下，塔底弯矩随动摩擦因数的增加而减小；在相同动摩擦因数下，塔底弯矩随曲率半径的增加先增加后趋于不变。动摩擦因数较小时，曲率半径取值对塔底弯矩影响较大，随着动摩擦因数的增加，曲率半径产生的影响随之减小，塔底弯矩几乎不随曲率半径的增加而改变。

由图9可知：在相同曲率半径下，梁端水平位移随动摩擦因数的增加而减小；在相同动摩擦因数下，梁端水平位移随曲率半径的增加先增加后趋于不变。动摩擦因数较小时，曲率半径取值对梁端水平位移影响较大，随着动摩擦因数的增加，曲率半径产生影响减小，梁端水平位移几乎不随曲率半径增加而改变。

综上，对于高速铁路高低塔混合梁斜拉桥而言，摩擦摆式减隔震支座曲率半径对结构减隔震效果影响较小，摩擦因数越大塔底弯矩及梁端水平位移越小，减隔震效果越好。

3.3 黏滞阻尼器

黏滞阻尼器主要由活塞、缸体、端盖、阻尼介质和连接体组成［14］。缸内充满黏滞流体，活塞将缸体一分为二，并在缸体内往复运动，利用活塞前后运动过程中产生的剧烈摩擦，这些作用的合力称为阻尼力。流动中产生的阻尼力将地震动能通过活塞在阻尼介质中的往复运动转化为热量耗散掉，使活塞运动度逐渐降低，达到阻尼耗能的目的。

黏滞阻尼器一般采用Maxwell模型模拟［15-16］，黏滞阻尼器阻尼力的计算式为

式中：Fd为阻尼器提供的阻尼力；C为阻尼系数；V为速度；α为阻尼指数。

根据阻尼器的工作原理，影响结构抗震性能的主要因素是C和α。因此，将C和α作为控制变量，确定不同设计参数对高速铁路高低塔混合梁斜拉桥的抗震效果。

黏滞阻尼器仅设置纵向阻尼装置。C取2 000、3 000、4 000、5 000、6 000 kN/（m·s-1）α，α取0.2、0.3、0.4、0.5、0.6，计算得到塔底弯矩、梁端水平位移，分别见图10、图11。

图10 阻尼器桥塔塔底弯矩

图11 阻尼器梁端水平位移

由图10可知：在相同阻尼指数下，除阻尼指数为0.2、0.3外，塔底弯矩随阻尼系数的增加而减小，在阻尼指数为0.2、0.3时，塔底弯矩随阻尼系数的增加先减小后增加；在相同阻尼系数下，除阻尼系数为2 000、3 000 kN/（m·s-1）α外，塔底弯矩随阻尼指数的增加先减小后增加，在阻尼系数为2 000、 3 000 kN（/m·s-1）α时，塔底弯矩随阻尼指数的增加而增加。

由图11可知：在相同阻尼指数下，梁端水平位移随阻尼系数的增加而减小；在相同阻尼系数下，梁端水平位移随阻尼指数的增加而增加。

综上，对于高速铁路高低塔混合梁斜拉桥而言，黏滞阻尼器存在最合理的阻尼指数和阻尼系数，使得塔底弯矩与梁端水平位移均趋于较小值。结合工程案例，该斜拉桥阻尼指数取0.3，阻尼系数取4 000 kN（/m·s-1）0.3时，塔底弯矩较小，梁端水平位移较小，斜拉桥减隔震效果好。

4 减隔震措施对比分析

设计4种工况分析减隔震装置对结构的影响。具体工况见表1。4种工况均在高塔处设置固定支座，低塔处设置活动支座

表1 支座设置工况

由于高塔处设置固定支座，低塔处设置活动支座，在不设置减隔震装置的工况下，高塔塔底由于固定支座存在传递较大支座水平剪力，从而产生较大弯矩；低塔由于设置活动支座，无支座处水平剪力传递，弯矩较小。各工况下结构地震响应见表2。

表2 各工况下结构地震响应

由表2可知：①不设置减隔震装置时，高低塔塔底弯矩相差较大；设置减隔震装置后，高低塔塔底弯矩比较接近。②与不设置减隔震装置相比，铅芯橡胶支座低塔塔底弯矩略有增加，增加12.2%，高塔塔底弯矩大幅度降低，降低49.9%；摩擦摆式减隔震支座低塔弯矩降低2.0%，高塔弯矩降低54.3%；黏滞阻尼器低塔弯矩降低25.7%，高塔弯矩降低62.0%。③与不设置减隔震装置相比，3种减隔震装置均导致结构梁端水平位移增加。

5 结论

1）铅芯橡胶支座屈后刚度越大，屈服力越大，减隔震效果越好，同时，可以较好地减弱由于固定支座引起的弯矩不平衡。然而由于材料及尺寸要求，无法进行过大的取值，结构存在极限参数。

2）摩擦摆式减隔震支座曲率半径对结构减隔震效果影响较小，动摩擦因数越大，减隔震效果越好，但随着动摩擦因数增大，减隔震效果增效较小。本文算例中减隔震支座参数对低塔的减隔震效果不明显，减隔震效果劣于黏滞阻尼器。

3）对于大跨度桥梁结构来说，黏滞阻尼器可以起到较好的减隔震作用。对于本桥而言，α取0.3，C取4 000 kN/（m·s-1）0.3时，结构减隔震效果与性价比最好。

4）对于高速铁路高低塔混合梁斜拉桥这一类大跨度桥梁结构而言，采用黏滞阻尼器较为合理。然而具体采用何种减隔震措施，仍需要根据结构本身特性及地震动确定，确保结构安全。