贵广铁路东平水道特大桥抗震设计研究

贵广铁路东平水道特大桥抗震设计研究

张文华

(中铁第四勘察设计院集团有限公司,武汉 430063)

摘 要：东平水道特大桥主桥双线铁路(85.75+286+85.75)m钢桁架拱桥,为国内首座该类型铁路桥梁。桥位处抗震设防烈度为7度,主桥的地震设防为设计关键。建立主桥三维有限元抗震模型,详细研究在33号活动墩墩顶不设置或设置液体黏滞阻尼器装置对主桥的抗震影响效果,采用反应谱和时程两种分析方法,对抗震分析结果进行比较。结果表明：(1)地震反应不控制钢桁架拱桥和桥墩身结构设计,仅控制桩基础设计；(2)33号活动墩墩梁间设置纵向减隔震液体黏滞阻尼器,对32号固定墩纵向抗震响应影响不大,效果不明显；(3)给出的最小配筋率均能满足各桥墩桩基础抗震验算及预期的抗震要求。

关键词：钢桁架拱桥；反应谱法；时程分析法；液体黏滞阻尼器

1 概述

贵广铁路东平水道特大桥桥上为双线客运专线铁路,两线线间距5.3 m,采用有砟轨道结构,设计行车速度为200 km/h,设计活载为ZK活载。主桥布置为(85.75+286+85.75)m双拱肋钢桁架拱结构,其上拱肋延伸至边墩支承、下拱肋支承在中主墩上,上下拱肋通过钢桁架连接,边跨不是梁仍是拱,通过拱上立柱支撑桥面,边中跨比为0.3。本桥为国内首座大跨度双线铁路双拱肋钢桁架拱桥,桥式新颖,体系受力层次分明、简单明确,优点在于边跨短,边跨刚度好,桥长短,全桥经济性好。主桥立面布置见图1。

桥址区地表层主要为第四系全新统填土层(Q4ml)；第四系全新统海陆交互相冲积层(Q4alm)；第四系残积层(Q4el+dl)；下伏白垩系粉砂岩、泥质砂岩、泥岩、砂岩、含砾砂岩。主墩基础采用18根φ2.0m的钻孔桩,最大桩长104 m。

图1 东平特大桥立面(单位：cm)

东平水道特大桥主跨286 m钢桁拱桥是贵阳至广州铁路工程中的重要桥梁。根据《中国地震动参数区划图》(GB18306—2001)场地地震动峰值加速度值为0.10g,地震动反应谱特征周期值为0.35 s。设计中对主桥抗震性能进行研究十分必要。本文主要探讨了在33号活动墩墩梁间纵向设置液体黏滞阻尼器减隔震措施后,其对钢桁架拱桥结构及32号固定墩的的抗震性能影响。

2 抗震设防标准、性能目标和地震动参数

2.1 抗震设防标准与性能目标

确定工程的抗震设防标准,既要保证大桥的抗震安全性,又不致使造价增加太多,是一项经济性和政策性很强的工作,需要在经济性与安全性之间进行合理平衡,这是桥梁抗震设防的合理原则。

抗震研究按《铁路工程抗震设计规范》(2009年版)(GB 50111—2006)[1]规定的设防标准,采用多遇地震(超越概率50年63%,考虑重要性系数1.4)和罕遇地震(超越概率50年2%)两种地震水准进行抗震分析；同时采用广东省工程防震研究院提供的100年超越概率2%的地震动参数进行抗震计算(仅提供了100年10%和100年2%超越概率地震动参数),作为罕遇地震抗震设计的比较。

依据《铁路工程抗震设计规范》和类似大桥[2-4]的研究成果,确定本桥相应的抗震性能目标为：多遇地震下,桥梁结构在弹性范围内工作,基本不受损伤；罕遇地震下,桥梁结构局部发生可修复的损伤。

2.2 地震动输入

2.2.1 反应谱

“东平水道特大桥勘察报告”给出场地地震烈度为7度,特征周期为0.35 s。依据《铁路工程抗震设计规范》(GB 50111—2006),分别给出多遇地震和罕遇地震地震动参数值。另外,根据《新广州站及相关工程场地地震安全性评价报告》中给出东平水道特大桥桥址100年2%地震动参数。图2为根据《铁路工程抗震设计规范》(GB 50111—2006)所采用的多遇地震、罕遇地震以及“安评报告”100年2%地震影响系数。

图2 不同设防标准地震影响系数曲线

由图2可以看出,“安评报告”100年2%地震影响系数比《铁路工程抗震设计规范》(GB 50111—2006)所采用的罕遇地震值要大得多,其抗震计算结果仅供评估参考用,本文将不列出其地震结果。

2.2.2 加速度时程

分别以多遇地震、罕遇地震和100年概率2%的场地水平向地震的动峰加速度及场地特征周期Tg=0.35 s,按照《铁路工程抗震设计规范》生成相应的反应谱曲线,再分别各自拟合3条人工地震加速度时程曲线。

3 主桥动力模型

3.1 常规约束体系线性动力模型

主桥结构动力特性分析采用MIDAS/Civil建立空间有限元模型,有限元计算模型以顺桥向为X轴,横桥向为Y轴,竖向为Z轴。其中钢梁、桥墩均离散为空间梁单元,承台模拟为质点,承台、墩底和桩基顶部节点采用主从连接。主墩、过渡墩桩基础采用集中一个6×6土弹簧模型模拟[5-9]。动力计算模型见图3。

图3 主桥计算模型

3.2 减隔震约束体系非线性动力模型

建立非线性模型时,系在常规约束体系线性动力模型的基础上,另外考虑钢球形活动支座纵向滑动摩擦效应及在33号活动墩墩顶设置纵向液体黏滞阻尼器的耗能效应[10-12]。

3.2.1 钢球形活动支座计算模型

(1)钢球形活动支座纵桥向的摩擦效应可以近似采用双线性理想弹塑性弹簧单元模拟,其典型恢复力模型如图4所示。

图4 活动支座恢复力模型

(2)图4中活动支座临界滑动摩擦力Fmax(即滑动起始摩擦力)取支座恒载轴压力N乘以动摩擦系数,动摩擦系数对所有滑动支座均取0.02,即：Fy=N×0.02；初始刚度K为屈服力Fmax与屈服位移xy(即滑动起始静位移,取xy=0.002 m)之比：K=Fmax/xy=N×0.02/0.002=10×N(kN/m)。

3.2.2 阻尼器计算模型

目前,桥梁结构上所使用的阻尼器种类较多,主要有铅压阻尼器、异形钢阻尼器、摩擦摆阻尼器以及液体黏滞阻尼器等。其中,运用比较广泛且技术比较成熟,适用于大跨度桥梁的是液体黏滞阻尼器。

常用的液体黏滞阻尼器从力学特性上可划分为线性和非线性液体黏滞阻尼器,其回复力特征可用下面公式表示

F=CVξ

式中,F为阻尼力；C为阻尼系数；ξ为阻尼指数(其值在工程实践中常用值一般在0.1～1.0范围内)。

4 动力特性分析结果

根据建立的主桥动力计算模型,对结构动力特性进行分析,限于篇幅,本文仅列出前10阶振型周期及频率和振型特征。表1为计算模型的前10阶振型、频率及振型特征。

表1 主桥基本动力特性

阶数周期/s频率/Hz振型描述12.445690.40888拱肋、桥面系同向面外单波对称弯扭振动31.410880.70878拱肋、桥面系反向面外单波对称弯扭振动41.048040.95417拱肋面外双波反对称弯扭振动51.046210.95583拱肋面内双波反对称弯扭振动60.963541.03780拱肋面内双波反对称弯扭振动,并带动固定墩纵向振动70.659061.51730拱肋面外三波对称弯扭振动80.645961.54810拱肋、桥面系反向面外双波反对称弯扭振动90.599521.66800拱肋、桥面系面内三波对称弯扭振动100.534471.87100拱肋面外四波反对称弯扭振动

5 反应谱与时程分析结果比较

针对主桥抗震设计,按在33号活动墩墩顶不设置和设置液体黏滞阻尼器减隔震方案进行抗震性能研究。进行结构抗震性能分析时,采用《铁路工程抗震设计规范》提供的多遇地震、罕遇地震和安评报告提供的100年超越概率2%的反应谱,地震输入采用2种工况：(1)纵向+竖向；(2)横向+竖向。弹性反应谱分析方法计算中取前500阶,按CQC方法进行振型组合[13-14]。在反应谱计算模型的基础上,利用合成的人工加速度时程曲线进行动力时程分析。为验证根据目标反应谱生成的人工地震波的适用性,将线性动力时程与反应谱结果进行比较。比较表明线性动力时程与反应谱结果差不多,最大浮动不超过20%,生成的人工波可以使用。

地震非线性动力时程反应分析时,按减隔震约束体系建立的非线性空间有限元模型进行。该模型在纵桥向考虑了活动支座滑动摩擦效应及在33号活动墩墩顶设置液体黏滞阻尼器的耗能效应。经过对液体黏滞阻尼器参数进行比选后确定：取阻尼系数C=3 000 kN/(m/s)0.3,阻尼指数为ξ=0.3。同样采用根据《铁路工程抗震设计规范》提供的多遇地震、罕遇地震和安评报告提供的100年超越概率2%的反应谱合成的人工加速度时程曲线。考虑到支座摩擦效应和黏滞阻尼器的耗能效应主要是对纵桥向地震反应结果影响较大,因此,非线性动力时程分析只给出了纵桥向抗震计算结果,横桥向仍然参考反应谱抗震计算结果。

与反应谱计算结果比较时,地震线性与非线性动力时程反应分析均取3条波抗震分析中结果的最大值作为最终输出结果。

主桥抗震验算结果表明,钢桁架拱桥和墩身结构抗震验算不控制设计。本文仅将反应谱、线性时程及采用液体黏滞阻尼器非线性时程抗震分析中各桥墩底、承台底纵向地震响应及支座处地震位移响应结果列表比较,表2～表4为具体比较结果。

表2 各桥墩墩底截面内力值(纵向输入)

桥墩编号反应谱结果线性时程结果阻尼器方案C=3000kN/(m/s)0.3轴力/kN剪力/kN弯矩/(kN·m)轴力/kN剪力/kN弯矩/(kN·m)轴力/kN剪力/kN弯矩/(kN·m)31号697444391050173344066959171604079989432号(左)*66911351611266468101493512717066011466012351632号(右)*66281351111262367351492912711465281465412346233号(左)30618459468883025796044048312266514163433号(右)29858459468882934796044048302966514163434号337157101661431314987144703264473213826

表3 主桥各桥墩承台底地震内力(纵向输入)

桥墩编号反应谱结果线性时程结果阻尼器方案C=3000kN/(m/s)0.3轴力/kN剪力/kN弯矩/(kN·m)轴力/kN剪力/kN弯矩/(kN·m)轴力/kN剪力/kN弯矩/(kN·m)31号7036.89710.628850.87410.48999.726559.27222.58589.526687.032号13419.529947.6365227.113641.430902.5401043.713213.031075.8395060.033号6384.037966.9232237.96296.036010.5218956.36417.228996.0187631.934号3460.310749.337802.83206.79447.933095.43355.48931.031233.7

表4 主桥各桥墩支座处位移、阻尼器受力和位移

关键点采用方案位移/m阻尼器受力与位移31号33号34号采用方案最大行程/m阻尼器力/kN纵向不采用抗震措施0.0400.0580.061——阻尼器C=3000kN/(m/s)0.30.0510.0512186横向0.0070.0090.010

从计算结果可以看出：在33号活动墩墩顶设置液体黏滞阻尼器减隔震方案,对主桥结构抗震性能没有太大的改善。特别是对固定墩的减隔震效果不是很明显。但考虑到主桥跨度较大,仍推荐在33号墩墩顶纵向设置1组液体黏滞阻尼器,每组设置4个1 100 kN液体黏滞阻尼器的抗震设防设计方案。

6 桩基础抗震验算

6.1 桩基础抗震验算原理

桩身结构抗震验算目标为：多遇地震作用下,桩身地震反应小于其初始屈服刚度；罕遇地震作用下,桩身地震反应小于其等效屈服弯矩。

桩身的初始屈服弯矩为截面最外层钢筋首次屈服(考虑相应轴力)时对应的弯矩,而等效屈服弯矩为根据截面M-φ分析(考虑相应轴力),把截面M-φ曲线等效为双线性所得到的等效屈服弯矩[15],如图5所示。

图5 截面等效弯矩计算示意

根据恒载和地震作用下的轴力组合,对各桥墩承台底最不利受力桩的控制截面进行M-φ分析,得出各控制桩截面的初始屈服弯矩和等效屈服弯矩,再进行单桩结构的抗震性能验算。计算初始屈服弯矩和等效屈服弯矩时,对相同尺寸和相同配筋的截面,取恒载和地震组合中轴力的最小值进行初始屈服弯矩计算。

由于地震为偶遇荷载,桩基础抗震验算按两水平设防,验算中采用的材料强度均为规范中相应的标准值,抗震验算时,将不再考虑地震作用的抗力提高系数。

6.2 地震作用下桩基础抗震验算

分别按纵向+竖向及横向+竖向输入地震作用进行抗震检算,得出各桥墩桩基础中最不利单桩的检算结果,见表5、表6。

表5 主桥各桥墩底单桩抗震验算(纵向输入)

墩号单桩恒载kN地震轴力/kN合计/kN弯矩需求/(kN·m)等效屈服弯矩/(kN·m)验算结果31号3094169913959273003通过32号99988240175861478627通过33号1018138776304418911390通过34号32181802141611003725通过

表6 主桥各桥墩底单桩抗震验算(横向输入)

墩号单桩恒载kN地震轴力/kN合计/kN弯矩需求/(kN·m)等效屈服弯矩/(kN·m)验算结果31号30943247-15321182429通过32号999849335065575810680通过33号1018142905891429011140通过34号32183712-49524012576通过

由验算可知,在纵桥向及横桥向地震作用下,各桥墩桩基础单桩验算均满足抗震性能要求。根据地震响应结果,最终还给出了满足抗震性能目标要求的各桥墩桩基础中控制单桩的最小配筋率,见表7。

表7 各桥墩桩基础中单桩最小配筋率

墩号31号32号33号34号纵筋配置25×2?2022×2?2822×2?2828×2?20纵筋率/%1.280.860.861.43

7 结论

针对东平水道特大桥主跨286 m钢桁架拱桥的结构特点,将多遇地震作用和罕遇地震作用的有关地震动参数,分别输入三维有限元抗震计算模型,应用反应谱和时程分析方法对主桥地震反应进行研究,并对主桥结构抗震性能进行评价,得到结论如下：

(1)地震反应不控制钢桁架拱桥和桥墩身结构设计,仅控制桩基础设计；

(2)33号活动墩墩顶设置纵向减隔震液体黏滞阻尼器,对32号固定墩纵向抗震响应影响不大,效果不明显；

(3)多遇地震和罕遇地震作用下,分别按纵向+竖向和横向+竖向地震组合内力结果,对群桩进行抗震验算后可知：各桥墩桩基础根据表7中给出的单桩最小配筋率进行抗震验算,均能满足预期的抗震性能目标要求。

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Study on Anti-seismic Design of Dongping Waterway Grand Bridge on Guiyang-Guangzhou Railway

ZHANG Wen-hua

(China Railway Siyuan Survey and Design Group Co., Ltd., Wuhan 430063, China)

Abstract：The main bridge of Dongping Waterway Grand Bridge is the first steel trussed arch railway bridge in China. It carries double track railway and the span is (85.75+286+85.75) m. Anti-seismic design of this structure is important because of the high seismic fortification intensity in the site of the bridge (7 degree). In this paper, a 3D finite element model is established to study the influences of the fluid viscous damper on structural seismic response. This fluid viscous damper is installed on top of pier 33# with hinge bearing. Results of spectrum analysis and time history analysis are compared. The results indicate that: (1) the design of pile foundation is controlled by seismic actions but the design of steel trussed arch and pier is not; (2)the fluid viscous damper installed on pier 33# has little effect on 32# rigid pier; (3)the minimum reinforcement ratio of pile foundations given in this paper meets the requirements of seismic checking and estimated seismic performance.

Key words：Steel trussed arch bridge; Response spectrum analysis; Time history analysis; Fluid viscous damper

文章编号：1004-2954(2017)06-0077-05

收稿日期：2016-10-13；

修回日期：2016-11-10

基金项目：中铁第四勘察设计院集团有限公司科研课题(2010K21)

作者简介：张文华(1967—)男,高级工程师,1990年毕业于西南交通大学,工学学士,E-mail：[e-mail]。

中图分类号：U442.5+5

文献标识码：A

DOI：10.13238/j.issn.1004-2954.2017.06.017