高烈度地震作用下铁路多跨简支梁桥抗震性能研究

陈铭迪

(中铁第四勘察设计院集团有限公司 武汉 430063)

1 研究背景

为加快西藏地区经济发展和现代化建设步伐，十分有必要建设通往西藏地区的铁路和公路。由于铁路运送人员和物资能力强，因此铁路建设是西藏地区的首要基建任务。西藏地处高烈度地震区，然而高烈度地震区的相关研究主要集中在房屋建筑减隔震方面[1]，对铁路桥梁减隔震设计研究相对滞后，同时由于多跨简支梁在铁路桥梁中的占比最大，因此十分有必要研究高烈度地震作用下铁路多跨简支梁桥采用减隔震措施后的抗震性能。

以西藏地区某铁路多跨简支梁桥为研究背景，空心桥墩构造图见图1。

图1 空心桥墩构造图(单位：cm)

该桥采用42×32 m钢-混结合简支梁的桥跨布置形式，由于该桥位于高烈度地区，而钢-混结合梁[2]的结构自重相对较小，抗震性能较好，故主梁采用工字型钢-混结合梁断面。主梁混凝土采用C50，工字型钢采用Q345，桥墩、承台和桩基混凝土采用C35，桥墩采用圆端形空心墩，墩身主筋采用直径32 mm的HRB400钢筋，箍筋采用直径16 mm的HRB400钢筋。

桩基直径1.25 m，桩基布置图见图2。

图2 桩基布置图(单位：cm)

根据第五代地震动参数区划图，该桥位于场地地震动峰值加速度0.30g区，但与0.40g区的分界线非常近。初步判断本桥的设计基本烈度为IX度，因此为高烈度地区。50年10%超越概率水平下的地震峰值加速度为370 cm/s2，特征周期为0.75 s。本桥位于近断层，采用摩擦摆支座[3-4]进行减隔震，摩擦摆支座结构图见图3。同时由于近场地震运动的影响，现拟采用摩擦摆支座+阻尼器[5-6]减隔震措施进行抗震性能分析。

1-下座板；2-中座板；3-双球面四氟滑板；4-双球面不锈钢滑板；5-限位装置；6-上座板；7-平面不锈钢滑板；8-平面四氟滑板；9-顶座板。

2 设计荷载及有限元模型

2.1 设计荷载

根据TB 10002-2017 《铁路桥涵设计规范》和GB 50111-2006 《铁路工程抗震设计规范》(2009年版)规定，本桥抗震设计应考虑如下作用：①自重；②二期恒载212 kN/m；③列车活载(将其考虑为均布荷载)：88 kN/m。

2.2 地震作用

采用非线性时程分析法计算该桥地震响应，输入的地震波采用中国科学院地质与地球物理研究所提供的时程函数。多遇、设计和罕遇时程函数均有3条，共9条地震波，限于篇幅，此处仅给出设计地震和罕遇地震加速度时程曲线各1条，分别见图4和图5。计算时取3条地震波计算结果最大值。

图4 地震加速度时程曲线

计算时，采用2种荷载组合：①恒载+顺桥向水平地震荷载+竖向地震荷载；②恒载+横桥向水平地震荷载+竖向地震荷载。

2.3 有限元模型

采用midas Civil 2019建立全桥空间有限元模型，见图5，桥墩编号从左至右依次为1～4号。

图5 全桥空间有限元模型

采用一般连接单元模拟摩擦摆支座和阻尼器，参数分别见表1、表2，阻尼器最大行程为250 mm。

表1 摩擦摆支座参数

表2 阻尼器参数

3 非线性时程分析计算

由于桥梁位于IX度高烈度地区，近场地震作用下，多遇地震作用的计算结果不具有代表性，参考价值不明显，且常规支座无法适用，必须采取减隔震措施。因此，本桥的非线性时程分析计算采用设计地震和罕遇地震2个阶段进行分析对比，本桥的减隔震措施采用摩擦摆支座+阻尼器。

3.1 支座滞回曲线

本桥的支座滞回曲线选取采用具有代表性的中间跨支座，即2号墩顶的摩擦摆支座。通过计算可得这种减隔震措施在设计地震和罕遇地震作用下的支座滞回曲线，见图6。

图6 摩擦摆支座顺桥向滞回曲线

分析图6可知，摩擦摆支座在罕遇地震作用下表现出较为明显的非线性特征，但在设计地震作用下，线性特征更为明显，减隔震效果较好。这主要是因为高烈度地区近场地震需要考虑竖向地震作用，罕遇地震作用下竖向地震力对支座反力的影响过大，使摩擦摆支座进入不规则的非线性受力阶段，导致减隔震效果不如设计地震作用下的明显。

3.2 支座反力

通过计算，设计地震和罕遇地震作用下摩擦摆支座的支座反力时程曲线见图7，最大支座反力见表3。

图7 摩擦摆支座反力时程曲线

表3 最大支座反力 kN

分析图8和表3可知，摩擦摆支座在设计地震作用下，未出现支座脱空，支座反力满足设计要求。而在罕遇地震作用下出现了次数较多的脱空现象。

3.3 支座相对位移

本桥减隔震支座顺桥向和横桥向最大相对位移见表4。

表4 减隔震支座最大相对位移 mm

分析表4可知，横桥向相对位移大于顺桥向相对位移，说明该桥在设计和罕遇地震作用下的横向刚度比纵向刚度小。此外，罕遇地震下的相对位移约为设计地震下相对位移的3倍，但罕遇地震作用下的相对位移最大为203.7 mm，未超过阻尼器最大行程(250 mm)，减隔震效果显著。

3.4 墩底弯矩

统计2号和3号墩底在设计和罕遇地震作用下顺桥向和横桥向最大弯矩值见表5。

表5 墩底最大弯矩 kN·m

由表5可知，地震作用下，墩底横桥向弯矩大于顺桥向弯矩；3号墩墩底弯矩稍大于2号墩墩底弯矩。

4 桥墩抗震性能验算

桥墩主筋采用直径32 mm的HRB400钢筋，箍筋采用直径16 mm的HRB400钢筋。钢筋布置为主筋采用10 cm间距，隔1根为2根1束布置。箍筋采用间距为15 cm布置。分别统计设计地震和罕遇地震作用下墩底截面抗震性能验算结果，见表6、表7。

表6 设计地震作用下桥墩抗震性能验算

表7 罕遇地震作用下桥墩抗震性能验算

分析表6和表7可知，桥墩抗震性能满足设计要求。

为便于后续研究，需计算出多遇地震放大多少倍的情况下，剪力销破坏，减隔震支座开始起作用。现按照上述配筋模型对在多遇地震的情况下，桥墩外侧钢筋达到屈服，采用倒推法，经试算可知，当墩底内力达到表8所示时，钢筋产生屈服。

通过调整miads Civil 2019中的地面加速度系数，使得墩底内力基本和表8吻合，最后得出最终放大系数为1.55。由于剪力销的剪断力存有10%的富余量。因此对其折减后可知最终使得减隔震开始作用的地震波放大系数为1.4。

5 结论

1) 摩擦摆支座在罕遇地震作用下表现出较为明显的非线性特征，但在设计地震作用下，其线性特征更明显，减隔震效果较好。

2) 摩擦摆支座在设计地震作用下，未出现支座脱空，支座反力满足设计要求。而在罕遇地震作用下出现了多次脱空现象。

3) 经计算，2号和3号墩在设计地震作用下安全系数分别为1.33和1.28，在罕遇地震作用下安全系数分别为1.18和1.14。桥墩抗震性能满足设计要求。