基于減隔震裝置的剛構(gòu)橋地震效應(yīng)控制方法

龔 緯，燕 斌

（1.鐵道第三勘察設(shè)計(jì)院集團(tuán)有限公司，天津市300142；2.北京工業(yè)大學(xué)城市與工程安全減災(zāi)教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京市100124）

0 前言

隨著我國(guó)山區(qū)橋梁建設(shè)事業(yè)的蓬勃發(fā)展，剛構(gòu)橋以其優(yōu)越的跨越能力、與復(fù)雜地形良好的適應(yīng)性、施工的簡(jiǎn)易性、維養(yǎng)的方便性，以及無(wú)需大噸位支座等顯著優(yōu)點(diǎn)而被廣泛采用。然而，我國(guó)是世界上地震活動(dòng)最強(qiáng)烈和地震災(zāi)害最嚴(yán)重的國(guó)家之一，大部分地區(qū)位于地震烈度Ⅵ度以上區(qū)域，50%的國(guó)土面積位于Ⅶ度以上的地震高烈度區(qū)域。在山區(qū)修建剛構(gòu)橋，必須要解決的就是地震安全性問題。

在地震作用下，剛構(gòu)橋可采用的抗震策略極為有限?？v觀現(xiàn)行的三種抗震設(shè)計(jì)方法——強(qiáng)度設(shè)計(jì)方法、延性設(shè)計(jì)方法和減隔震設(shè)計(jì)方法，可以看出：如果采用強(qiáng)度設(shè)計(jì)方法，往往需要加大橋墩和基礎(chǔ)的尺寸及配筋，然而即便如此，橋梁的抗震性能也不一定滿足規(guī)范要求[1]；如果采用延性設(shè)計(jì)方法[2]，橋墩頂、底部都有可能出現(xiàn)塑性鉸，震后修復(fù)極為困難；因此，減隔震設(shè)計(jì)方法[3]或許將成為解決剛構(gòu)橋抗震問題的唯一辦法。然而，目前的研究大多集中在對(duì)剛構(gòu)橋抗震性能的評(píng)估上，很少將減隔震理念應(yīng)用于剛構(gòu)橋的抗震設(shè)計(jì)，并且尚未研究適于剛構(gòu)橋的減隔震裝置。

本文以某剛構(gòu)橋?yàn)槔?，在?duì)現(xiàn)有減隔震裝置進(jìn)行分類分析的基礎(chǔ)上，指出了適于剛構(gòu)橋的兩種減隔震裝置，通過分析設(shè)置減隔震裝置前后剛構(gòu)橋抗震性能的變化，對(duì)剛構(gòu)橋采用減隔震設(shè)計(jì)方法進(jìn)行了評(píng)述。本文提出的理念及結(jié)論可供理論研究與實(shí)踐應(yīng)用參考。

1 減隔震裝置適應(yīng)性探討

減隔震設(shè)計(jì)的本質(zhì)和目的就是通過設(shè)置減隔震裝置將結(jié)構(gòu)與可能引起破壞的地面運(yùn)動(dòng)盡可能分離開來(lái)，用以減小傳至上部結(jié)構(gòu)的地震作用?？蓱?yīng)用于橋梁工程的減隔震裝置可分為支座型和阻尼器型兩大類，其中支座型減隔震裝置包括滑動(dòng)接觸類支座、滾動(dòng)接觸類支座、柔性支承類支座等，阻尼器型減隔震裝置包括金屬耗能型阻尼器、液體黏滯型阻尼器等。目前技術(shù)成熟且以規(guī)范應(yīng)用于橋梁工程的支座型減隔震裝置有板式（盆式、球型）滑動(dòng)支座、摩擦擺支座[4]、雙曲面支座[5]、板式橡膠支座、（超）高阻尼支座[6]、鉛芯橡膠支座[7]等，阻尼器型減隔震裝置有弧形鋼板阻尼器、液體黏滯阻尼器[8]、預(yù)載彈簧阻尼器[9]等。

剛構(gòu)橋采用墩梁固結(jié)形式，僅可在邊跨梁端設(shè)置減隔震支座；為適應(yīng)溫度、汽車沖擊力、汽車制動(dòng)力等作用下的變位，不宜采用對(duì)主梁縱向變位有限制作用的減隔震裝置，如摩擦擺支座、雙曲面支座、板式橡膠支座、（超）高阻尼支座、鉛芯橡膠支座、弧形鋼板阻尼器、預(yù)載彈簧阻尼器等；同時(shí)，剛構(gòu)橋的跨徑通常較大，支座噸位較大，主梁縱向變位也較大，不宜采用設(shè)計(jì)噸位較小、設(shè)計(jì)位移較小的板式滑動(dòng)支座。因此，可用于剛構(gòu)橋的減隔震裝置僅有盆式（球型）滑動(dòng)支座和液體黏滯阻尼器。

對(duì)于盆式（球型）滑動(dòng)支座，通過滑動(dòng)摩擦耗能，但不能限制剛構(gòu)橋梁端與墩（臺(tái)）的相對(duì)位移，因此需要對(duì)其進(jìn)行改造。目前，可采用剛性和柔性兩種方法對(duì)相對(duì)位移進(jìn)行限制，一是通過在盆式（球型）滑動(dòng)支座上設(shè)置拉索，二是盆式（球型）滑動(dòng)支座與液體黏滯阻尼器的并聯(lián)使用。本文將對(duì)這兩種方案進(jìn)行分析，其中第一種方案稱為拉索支座方案，第二種方案稱為阻尼器支座方案。

2 減隔震裝置工作機(jī)理

2.1 拉索減震支座的工作機(jī)理

拉索減震支座[10]由抗剪銷、鋼絞線拉索與盆式滑動(dòng)支座或球型滑動(dòng)支座組合而成，工作機(jī)理（見圖1）為：在正常使用極限狀態(tài)或小震作用下，拉索減震支座所受荷載小于抗剪銷的設(shè)計(jì)抗剪承載力，拉索減震支座表現(xiàn)為固定，橋梁各構(gòu)件保持彈性；在承載能力極限狀態(tài)或中震作用下，拉索減震支座所受荷載接近抗剪銷的設(shè)計(jì)抗剪承載力，抗剪銷即將被剪斷，拉索減震支座表現(xiàn)為固定，橋梁各構(gòu)件滿足強(qiáng)度驗(yàn)算要求；在大震作用下，拉索減震支座所受荷載超過抗剪銷的設(shè)計(jì)抗剪承載力，抗剪銷被剪斷，保證了橋梁其余構(gòu)件滿足強(qiáng)度驗(yàn)算要求，此時(shí)滑動(dòng)支座開始工作，依靠摩擦有效耗能，當(dāng)墩梁相對(duì)位移超過拉索的設(shè)計(jì)位移量時(shí)，拉索開始工作，起到緩沖限位、防止落梁的作用。

圖1 拉索減震支座的工作機(jī)理

2.2 液體粘滯阻尼器的工作機(jī)理

液體粘滯阻尼器[11]的運(yùn)動(dòng)速度和阻尼力的關(guān)系為：

式中：F——阻尼力；

C——阻尼系數(shù)；

v——阻尼器兩端的相對(duì)速度；

α——阻尼指數(shù)，取值范圍為0.1～2.0，從抗震角度看，常用值一般在0.2～1.0范圍內(nèi)，其恢復(fù)力曲線見圖2。阻尼力和最大沖程是確定阻尼器的主要指標(biāo)，而阻尼系數(shù)和阻尼指數(shù)是阻尼器控制作用大小的兩個(gè)關(guān)鍵參數(shù)。

圖2 液體粘滯阻尼器的恢復(fù)力曲線

3 工程概況

某變截面預(yù)應(yīng)力混凝土連續(xù)剛構(gòu)橋的跨徑布置為65 m+120 m+65 m=250 m。主橋采用單箱單室直腹板箱形斷面。支點(diǎn)處梁高7.0 m，跨中處梁高2.7 m，箱梁高度按1.8次拋物線變化。箱梁頂板寬度為10.65 m，底板寬度為6.0 m。0號(hào)塊頂板厚度為40 cm，底板厚度為100 cm，腹板厚度為70 cm；其它塊件頂板厚度為28 cm，底板厚度從根部的100 cm按1.8次拋物線變化至跨中的32 cm，腹板厚為70 cm到45 cm。

主墩采用空心薄壁墩，主墩橫橋向?qū)?.5 m，順橋向長(zhǎng)4.5m，橋墩壁橫向厚1.2 m，縱向厚1.0 m，內(nèi)設(shè)50×50 cm倒角，墩底設(shè)2.0 m厚實(shí)心段。主墩承臺(tái)厚4.0 m，平面尺寸為12.4 m×8.5 m；主墩基礎(chǔ)采用鉆孔灌注樁基礎(chǔ)，單幅每墩采用6根直徑2.2 m樁基礎(chǔ)。

過渡墩采用空心薄壁墩，過渡墩橫橋向?qū)?.5 m，順橋向長(zhǎng)3.8 m，橋墩壁橫橋向厚0.6 m，縱橋向厚0.6 m，內(nèi)設(shè)30 cm×30 cm倒角，墩底設(shè)2.0m厚實(shí)心段。過渡墩承臺(tái)厚3.0 m；平面尺寸為8.0 m×7.5 m。基礎(chǔ)采用鉆孔灌注樁基礎(chǔ)，每墩采用4根直徑1.8 m樁基礎(chǔ)。

邊界條件為：兩個(gè)主墩處均采用墩梁固結(jié)，兩個(gè)過渡墩處均設(shè)置一個(gè)橫向固定支座和一個(gè)雙向滑動(dòng)支座。采用拉索支座方案時(shí)，將拉索減震支座替換上述兩個(gè)常規(guī)支座，其中一個(gè)拉索減震支座不設(shè)置抗剪銷，一個(gè)拉索減震支座僅設(shè)置橫向抗剪銷；采用阻尼器支座方案時(shí)，不改變常規(guī)支座設(shè)置，僅在梁端與過渡墩頂設(shè)置縱向液體粘滯阻尼器。

本剛構(gòu)橋位于強(qiáng)烈度區(qū)，分析用地震動(dòng)輸入見圖3，本文僅采用縱橋向地震動(dòng)輸入。

4 抗震性能分析

4.1 動(dòng)力分析模型

圖3 地震動(dòng)輸入

圖4為剛構(gòu)橋的動(dòng)力分析模型，其中主梁與橋墩均采用空間梁?jiǎn)卧M；忽略樁土相互作用影響，墩底按固結(jié)處理；拉索減震支座采用理想彈塑性單元和間隙單元并聯(lián)模擬；液體粘滯阻尼器采用阻尼器單元模擬。拉索減震支座的參數(shù)取值分別為：抗剪銷的屈服力為2 400 kN，滑動(dòng)支座的屈服力F0=400 kN，摩擦剛度K1=200 000 kN/m（屈服位移取0.002 m），初始間隙u0=0.05 m，拉索剛度K2=100 000 kN/m。液體粘滯阻尼器的參數(shù)取值分別為：阻尼系數(shù)C=2 000 kN/(m/s)0.5，阻尼指數(shù)α=0.5。

圖4 剛構(gòu)橋動(dòng)力分析模型

4.2 地震響應(yīng)分析

根據(jù)動(dòng)力分析模型及地震動(dòng)輸入，應(yīng)用非線性動(dòng)力時(shí)程方法進(jìn)行剛構(gòu)橋縱向地震響應(yīng)分析，研究?jī)煞N減隔震方案的效果。

圖5為三種方案下縱橋向梁端相對(duì)于過渡墩頂?shù)奈灰茣r(shí)程曲線計(jì)算結(jié)果?？梢钥闯觯翰捎萌N方案時(shí)，位移時(shí)程曲線的頻率接近，但最值上差異很大；采用常規(guī)方案時(shí)，位移最值為0.206 m；采用拉索支座方案時(shí)，位移最值為0.155 m，降幅為24.8%；采用阻尼器支座方案時(shí)，位移最值為0.104 m，降幅達(dá)49.5%。原因在于：拉索減震支座具有限位功能，梁端相對(duì)位移超過支座預(yù)設(shè)的初始間隙時(shí)，拉索發(fā)揮作用，限制了位移的進(jìn)一步增大；液體粘滯阻尼器具有耗散地震能量的功能，可有效降低橋梁的位移響應(yīng)。

圖6為三種方案下主墩墩底縱橋向彎矩的時(shí)程曲線計(jì)算結(jié)果。可以看出：采用三種方案時(shí)，彎矩時(shí)程曲線的頻率接近，但最值上差異很大；采用常規(guī)方案時(shí)，彎矩最值為327.3 MN·m；采用彎矩支座方案時(shí)，彎矩最值為265.1 MN·m，降幅為19.0%；采用阻尼器支座方案時(shí)，彎矩最值為168.2 MN·m，降幅達(dá)48.6%。原因在于：拉索減震支座和液體粘滯阻尼器均限制了梁端位移的增大，進(jìn)而減小了上部結(jié)構(gòu)傳至主墩的剪力，最終使得墩底彎矩降低；由于液體粘滯阻尼器具有更為強(qiáng)大的耗能功能，因此阻尼器支座方案的降幅很大。

圖5 縱橋向梁端相對(duì)與過渡墩頂?shù)奈灰茣r(shí)程曲線

圖6 主墩墩底縱橋向彎矩的時(shí)程曲線

圖7為三種方案下過渡墩墩底縱橋向彎矩的時(shí)程曲線計(jì)算結(jié)果?？梢钥闯觯翰捎萌N方案時(shí)，彎矩時(shí)程曲線的頻率接近，但最值上差異很大；采用常規(guī)方案時(shí)，彎矩最值為23.7 MN·m；采用彎矩支座方案時(shí)，彎矩最值為91.2 MN·m，增幅達(dá)284.8%；采用阻尼器支座方案時(shí)，彎矩最值為61.2 MN·m，增幅為158.2%。原因在于：采用常規(guī)方案時(shí)，過渡墩表現(xiàn)為自由振動(dòng)；采用拉索支座方案時(shí)，拉索對(duì)主梁的限制將引起墩頂剪力的急劇增大，進(jìn)而引起墩底彎矩的突然增大；采用阻尼器支座方案時(shí)，液體粘滯阻尼器產(chǎn)生的阻尼力即為墩頂所增加的剪力，但由于液體粘滯阻尼器的耗能作用，該剪力增加有限，因此造成墩底彎矩的有限增加。

圖7 過渡墩墩底縱橋向彎矩的時(shí)程曲線

5 結(jié)論和建議

以某剛構(gòu)橋?yàn)楣こ瘫尘?，通過對(duì)比分析三種抗震方案，研究了減隔震裝置對(duì)剛構(gòu)橋縱向抗震性能的影響，得出以下結(jié)論：

（1）減隔震裝置對(duì)于提高剛構(gòu)橋縱向抗震性能是有利的，可用于剛構(gòu)橋的減隔震裝置主要有拉索減震支座和液體粘滯阻尼器；

（2）拉索減震支座具有限位功能，對(duì)于減小梁端位移和主墩地震內(nèi)力具有明顯的效果，但會(huì)急劇增大過渡墩的地震內(nèi)力；

（3）液體粘滯阻尼器可增大剛構(gòu)橋的整體阻尼，具有耗散地震能量的功能，對(duì)于減小梁端位移和主墩地震內(nèi)力具有顯著的效果，但會(huì)明顯增大過渡墩的地震內(nèi)力。

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