基于預(yù)壓限位裝置的新型橋梁減隔震體系的研究

鄭萬(wàn)山，謝皓宇，高文軍，劉懷林，唐光武

(1.橋梁工程結(jié)構(gòu)動(dòng)力學(xué)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，重慶 400067; 2.招商局重慶交通科研設(shè)計(jì)院有限公司，重慶 400067)

減隔震的概念最早出現(xiàn)在19世紀(jì)[6]，在當(dāng)時(shí)是一種用于建筑領(lǐng)域的新技術(shù)。自那以后出現(xiàn)了大量有關(guān)減隔震概念的研究，并產(chǎn)生了一系列基于不同原理的裝置被廣泛地應(yīng)用于建筑[10]、橋梁[18]、隧道[8]，以調(diào)整目標(biāo)結(jié)構(gòu)的地震響應(yīng)。這些減隔震裝置的研究包括但不限于：Buckle[2]等關(guān)于隔震器的研究，范立礎(chǔ)[9]等關(guān)于阻尼器的研究，Bosco[1]等關(guān)于屈曲約束支撐的研究，Sarlis[7]等關(guān)于負(fù)剛度裝置的研究和Guerrini[3]等關(guān)于混合振動(dòng)系統(tǒng)的研究。

作為抗震設(shè)計(jì)中一種最有效的被動(dòng)控制策略，減隔震技術(shù)在橋梁工程上的應(yīng)用主要是采用減隔震支座和加裝阻尼器等方式，最早開始于20世紀(jì)70年代在美國(guó)、日本等先進(jìn)國(guó)家得到使用。橋梁上部結(jié)構(gòu)發(fā)生落梁是橋梁在地震中倒塌的一個(gè)重要原因，減隔震支座以及阻尼器可以通過延長(zhǎng)結(jié)構(gòu)周期、增加阻尼[5]耗散地震能量，以減小地震作用下結(jié)構(gòu)的內(nèi)力以及墩梁之間的相對(duì)位移從而避免破壞。汶川地震后，減隔震技術(shù)在國(guó)內(nèi)橋梁工程領(lǐng)域開始受到重視并得到大力發(fā)展[4,14,19]。近年來，李愛群、孟兮[11-13]等將不同結(jié)構(gòu)形式的金屬阻尼器應(yīng)用在橋梁工程，王炎[15]優(yōu)化了橋梁工程中使用的鉛芯橡膠減隔震支座的參數(shù)，溫佳年、韓強(qiáng)[16]等使用振動(dòng)臺(tái)對(duì)滑動(dòng)摩擦隔震支座、軟鋼阻尼器等不同類型的減隔震裝置在橋梁結(jié)構(gòu)上的性能表現(xiàn)做出了研究。然而，這些傳統(tǒng)的減隔震裝置通常基于重金屬、橡膠制品和密閉容器中的粘稠液體，它們?cè)诖髿猸h(huán)境中存在環(huán)保問題及耐久性問題，其性能使用壽命遠(yuǎn)低于橋梁的使用壽命。并且大量使用減隔震裝置的成本較高，對(duì)于量大面廣的中小橋梁建設(shè)會(huì)造成巨大的經(jīng)濟(jì)壓力。另外，這些減隔震裝置雖然耗散了地震能量，但橋梁上部結(jié)構(gòu)在震后往往留有殘余位移，為震后的修復(fù)和加固工作帶來了巨大的困難。

針對(duì)以上問題，本文提出一種預(yù)壓限位裝置與滑板支座組合的中小橋梁抗震體系，能夠大幅降低橋梁減隔震成本和提高耐久性能，并且能夠幫助橋梁上部結(jié)構(gòu)實(shí)現(xiàn)自復(fù)位，符合防災(zāi)韌性設(shè)計(jì)的概念。

1 預(yù)壓限位裝置的設(shè)計(jì)

對(duì)于中小跨徑的連續(xù)梁橋，通常在邊墩墩頂設(shè)置滑板支座，而在中墩墩頂設(shè)置不能產(chǎn)生相對(duì)滑動(dòng)的普通板式橡膠支座。在遭遇強(qiáng)烈地震作用時(shí)，普通板式支座與梁體或者墊石之間有可能會(huì)產(chǎn)生滑移破壞，墩梁相對(duì)位移過大而失去控制，有可能會(huì)超出預(yù)留搭接長(zhǎng)度造成落梁破壞。為了避免上部結(jié)構(gòu)落梁，在蓋梁頂布置橫橋向和順橋向的抗震擋塊可以用來限制墩梁的相對(duì)位移。大量震害表明，單純依靠混凝土擋塊來限制墩梁相對(duì)位移較為困難，并且梁體與擋塊之間的強(qiáng)烈碰撞力會(huì)傳遞到橋墩，造成橋墩破壞。

本文為解決普通板式支座抗震的缺陷，將連續(xù)梁橋支座更換為滑板支座，并在蓋梁與梁體之間安裝預(yù)壓限位裝置。裝置如圖1所示，其中限位塊與護(hù)筒是一體的，而擋板則是獨(dú)立、可自由活動(dòng)的。預(yù)壓限位裝置工作機(jī)理是預(yù)先對(duì)于彈性體(螺旋彈簧等)施加一個(gè)預(yù)壓力后放置在護(hù)筒內(nèi)，實(shí)現(xiàn)可變剛度和彈性多線性的本構(gòu)關(guān)系，然后將裝置安裝在蓋梁與梁體之間。工作過程中，限位塊起到的作用是與頂封板同時(shí)約束預(yù)壓彈簧與擋板。遭遇地震作用時(shí)，梁體的慣性會(huì)對(duì)該裝置施加壓力，當(dāng)水平動(dòng)荷載小于預(yù)壓力時(shí)，則墩梁之間無(wú)相對(duì)位移，這時(shí)墩梁之間的剛度是裝置材料本身所產(chǎn)生的剛度，相對(duì)較大；而該力大于預(yù)壓力時(shí)，限位塊旁邊的擋板則在活塞的帶動(dòng)下開始移動(dòng)，墩梁之間產(chǎn)生相對(duì)滑移，此時(shí)裝置相當(dāng)于一個(gè)柔性彈簧，降低了橋梁水平向的整體剛度，達(dá)到減弱地震響應(yīng)的目的。因此在該裝置上預(yù)壓力實(shí)現(xiàn)了支座自復(fù)位的功能，以及橋面常規(guī)荷載和小震作用下的保護(hù)功能。裝置工作過程中沒有發(fā)生構(gòu)件破壞，滿足地震韌性[20]的概念。

圖1 預(yù)壓力減隔震裝置示意圖Fig.1 Sketch diagram of preload restrainer

2 擬靜力試驗(yàn)

使用英國(guó)Servotest公司DCS2000系統(tǒng)100t作動(dòng)器[17]對(duì)預(yù)壓力裝置試件進(jìn)行軸向的擬靜力試驗(yàn)，將試件固定在反力地板上，并采用自適應(yīng)油壓千斤頂來控制試驗(yàn)過程中軸壓力的變化。試驗(yàn)樣品尺寸構(gòu)造與圖1所示一致，直徑約25cm，高度約1.2m，內(nèi)置預(yù)壓彈簧。本試驗(yàn)加載波形采用簡(jiǎn)諧波，并采用位移控制，根據(jù)前一級(jí)試驗(yàn)結(jié)果來調(diào)整后面試驗(yàn)參數(shù)，即對(duì)下一位移控制目標(biāo)進(jìn)行調(diào)整?？偣布虞d循環(huán)6次，最大位移從5 cm到15 cm。得到的力-位移變化曲線與理想設(shè)計(jì)模型的本構(gòu)關(guān)系比較，作動(dòng)器試驗(yàn)現(xiàn)場(chǎng)見圖2，結(jié)果見圖3。

圖2 預(yù)壓力擋塊樣品的作動(dòng)器試驗(yàn) 圖3 試驗(yàn)與理論力-位移模型比較Fig.2 Actuator test of preload restrainer sample Fig.3 Comparison of load-displacement models by tests and in theory

圖中Fy為擋塊的預(yù)壓力，dy為預(yù)壓力對(duì)應(yīng)的位移。理想設(shè)計(jì)模型的本構(gòu)關(guān)系曲線中，屈服強(qiáng)度為樣品試制時(shí)所添加的預(yù)壓力，屈服剛度為彈簧的線剛度，而初始剛度則由本裝置的屈服強(qiáng)度與一個(gè)預(yù)估的屈服位移1 mm計(jì)算得到。根據(jù)擬靜力的試驗(yàn)結(jié)果可以看到該擋塊受力呈現(xiàn)非線彈性，與理論預(yù)測(cè)一致。在合理設(shè)置預(yù)壓力情況下，能夠控制墩梁之間的相對(duì)位移，減小橋墩地震內(nèi)力。試驗(yàn)得到的曲線有些微小的滯回現(xiàn)象主要是由樣品本身與試驗(yàn)機(jī)連接未達(dá)到高緊密連接造成的?？梢钥吹綄?shí)際樣品的力-位移模型與理論值非常接近。這種彈性多線性的本構(gòu)關(guān)系不僅利用變剛度達(dá)到了減小地震響應(yīng)的特點(diǎn)同時(shí)還向支座體系提供了自復(fù)位的功能。

3 數(shù)值模擬

3.1 工程概況及地震動(dòng)輸入

1聯(lián)4跨40m T梁的連續(xù)梁橋被選為目標(biāo)結(jié)構(gòu)，其下部結(jié)構(gòu)為鋼筋混凝土雙柱墩，柱截面直徑為1.8 m，橋型布置圖見圖4。橋墩和上部結(jié)構(gòu)采用C40和C50混凝土，每個(gè)橋墩墩頂設(shè)置10個(gè)GJZ400×450×84板式橡膠支座，兩端橋臺(tái)各設(shè)置5個(gè)GJZF4-400×450×86滑板橡膠支座。

圖4 目標(biāo)連續(xù)梁橋橋型布置圖Fig.4 Bridge-type layout of target span continuous beam bridge

由于采用非線性分析，故選取El Centro波、Taft波和天津波3條天然地震波，地震波最大幅值統(tǒng)一調(diào)整為0.15g，模擬7度區(qū)地震作用。計(jì)算結(jié)果取3條地震波最大值。因模型為鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)，因此結(jié)構(gòu)阻尼比取0.05。計(jì)算阻尼比采用瑞雷阻尼，根據(jù)橋梁結(jié)構(gòu)第1階和第20階自振頻率確定瑞雷阻尼系數(shù)，依據(jù)本橋有限元模型中，第1階和第20階模態(tài)為縱向振動(dòng)的前2階模態(tài)，其中第1階模態(tài)的縱橋向質(zhì)量參與系數(shù)達(dá)到94.4%，第20階模態(tài)累計(jì)質(zhì)量參與系數(shù)達(dá)到99.1%。

3.2 有限元模型及動(dòng)力特性

橋墩和上部結(jié)構(gòu)采用有限元分析軟件梁?jiǎn)卧M，有限元模型示意圖見圖5，其中模型主梁、蓋梁、系梁均由線彈性的桿單元模擬；橋墩截面劃分了纖維截面來模擬下部結(jié)構(gòu)的非線性。橋梁上部結(jié)構(gòu)質(zhì)量為每跨1 120 t，材料特性的取值見表1?；逯ё谀Ｐ椭胁捎冕尫潘阶杂啥饶M，即不考慮滑板支座摩擦力對(duì)抗震有利的影響因素?；逯ё緲?gòu)關(guān)系使用雙折線滯回模型，根據(jù)相關(guān)規(guī)范計(jì)算得到初始剛度取3 450 kN/m，屈服強(qiáng)度取值33.6 kN，屈服剛度取值0 kN/m；由于抗震驗(yàn)算中通常不考慮板式橡膠支座的失效，因此板式橡膠支座本構(gòu)關(guān)系使用線彈性模型，剛度取3 600 kN/m(2號(hào)墩)和3 200 kN/m(1號(hào)墩、3號(hào)墩)。

表1 有限元模型材料特性取值表Table 1 Material characteristics of FEM model

圖5 目標(biāo)橋梁的有限元模型示意圖Fig.5 Sketch-up of FEM model for target bridge

模型動(dòng)力特性見表2，當(dāng)中列出了模型前10階的模態(tài)頻率，前10階中只有第1階為縱向振動(dòng)。

表2 有限元模型模態(tài)頻率統(tǒng)計(jì)表Table 2 Chart of modal frequencies of FEM model

3.3 預(yù)壓限位裝置的動(dòng)力分析

設(shè)置了4個(gè)結(jié)構(gòu)模型作為參照組來對(duì)比研究新型預(yù)壓限位裝置抗震性能。4個(gè)模型分別是：模型1，原橋模型，即墩頂采用普通板式橡膠支座，橋臺(tái)與上部結(jié)構(gòu)連接使用滑板支座；模型2，將支座全部設(shè)置為滑板支座，墩頂與上部結(jié)構(gòu)之間設(shè)置預(yù)壓限位裝置，預(yù)壓力設(shè)置為20 kN，預(yù)壓彈簧剛度為53 kN/m；模型3：在模型2的基礎(chǔ)上將預(yù)壓力設(shè)置為200 kN；模型4：在模型2的基礎(chǔ)上將預(yù)壓限位擋塊預(yù)壓力為1 000 kN。本節(jié)主要是用數(shù)值模擬研究不同參數(shù)的限位裝置對(duì)目標(biāo)結(jié)構(gòu)抗震性能的提升影響，而不同參數(shù)的實(shí)現(xiàn)，可以考慮通過增加彈簧的長(zhǎng)度等方法來提升預(yù)壓力同時(shí)保證線剛度不變。

采用普通板式橡膠支座的連續(xù)梁橋在下部結(jié)構(gòu)不進(jìn)入塑性的時(shí)，其體系可以被認(rèn)為屬于線彈性結(jié)構(gòu)。在Taft地震波作用下，其主梁位移和邊墩墩底彎矩見圖6(a)和圖6(b)所示。主梁縱橋向最大地震位移為6.25 cm，邊墩墩底最大彎矩為1.69×107N·m。采用預(yù)壓限位擋塊的連續(xù)梁橋在不考慮橋墩材料非線性情況下，其體系屬于非線彈性結(jié)構(gòu)。由于預(yù)壓限位擋塊等效水平剛度與其受力密切相關(guān)，當(dāng)其水平力小于預(yù)壓力時(shí)，其剛度較大，此時(shí)整個(gè)橋梁結(jié)構(gòu)的水平剛度也較大。當(dāng)遭遇的地震作用較強(qiáng)時(shí)，擋塊承受的水平力大于預(yù)壓力，擋塊剛度迅速變小，橋梁結(jié)構(gòu)的整體水平剛度也隨之變小，可有效降低地震響應(yīng)。模型2在Taft地震波作用下，其主梁位移和邊墩墩底彎矩見圖6(c)和圖6(d)所示。主梁縱橋向最大地震位移為8.8 cm，邊墩墩底最大彎矩為1.65×106N·m。與模型1相比，其主梁縱向位移有所增大，而邊墩墩底彎矩則較大幅度降低，并且時(shí)程曲線也呈現(xiàn)不同的特點(diǎn)。

從圖6(c)、圖6(e)和圖6(f)可以看出，隨著預(yù)壓限位擋塊預(yù)壓力的不斷增加，橋梁梁體的縱向位移呈現(xiàn)不同頻率特性的響應(yīng)規(guī)律，能夠直觀判斷結(jié)構(gòu)的水平等效剛度也在逐漸增加。

圖6 有限元模型地震動(dòng)響應(yīng)圖Fig.6 Seismic responses of FEM model

表3統(tǒng)計(jì)了4種橋梁模型分別在3條地震波作用下各種響應(yīng)的最大值。

表3 模型地震動(dòng)響應(yīng)最大值統(tǒng)計(jì)表Table 3 Maximum seismic responses of models

由表3可知，在采用預(yù)壓限位擋塊后，邊墩和中墩的墩底地震彎矩和剪力均大幅下降，其中模型2的地震內(nèi)力最小。隨著預(yù)壓限位擋塊預(yù)壓力的逐漸增大，1號(hào)和2號(hào)橋墩墩底的地震內(nèi)力(彎矩和剪力)也逐漸增大，這是由于安裝預(yù)壓限位擋塊橋梁結(jié)構(gòu)的水平等效剛度與預(yù)壓力直接相關(guān)，采用小的預(yù)壓力可以使結(jié)構(gòu)變?nèi)?，延長(zhǎng)結(jié)構(gòu)的自振周期，減小地震響應(yīng)。而設(shè)置較大預(yù)壓力的結(jié)構(gòu)剛度較大，其自振頻率也會(huì)變大，會(huì)增大地震響應(yīng)。從1號(hào)和2和橋墩地震內(nèi)力可以得出如下結(jié)論：預(yù)壓限位擋塊對(duì)不同高度橋墩均具有減震作用。采用在采用預(yù)壓限位擋塊后，1號(hào)和2號(hào)橋墩的墩頂縱向位移大幅大下降，其中模型二橋墩的墩頂位移最小，其原因與前述一致。

圖7根據(jù)計(jì)算數(shù)據(jù)繪制了各模型梁體最大縱向位移的對(duì)比?？梢钥闯?，除模型3的主梁縱橋向位移比模型1小外，模型2和模型4的主梁縱向位移均比模型1大。說明通過優(yōu)化預(yù)壓限位擋塊的預(yù)壓力能夠顯著減小橋梁主梁的地震位移。對(duì)于采用預(yù)壓限位擋塊的橋梁結(jié)構(gòu)，如果預(yù)壓力調(diào)整過大或者過小，則上部結(jié)構(gòu)的縱橋向位移有可能大于采用普通橡膠支座的結(jié)構(gòu)。非線性結(jié)構(gòu)的動(dòng)力響應(yīng)是十分復(fù)雜的，計(jì)算結(jié)果中梁體縱向位移的變化規(guī)律可以解釋為：當(dāng)限位裝置預(yù)壓力設(shè)置太小時(shí)，在地震動(dòng)影響下進(jìn)入屈服剛度較早，結(jié)構(gòu)整體剛度減小，因此上部結(jié)構(gòu)位移較大；而限位裝置預(yù)壓力設(shè)置太大則會(huì)使墩梁間剛度為裝置初始剛度，此時(shí)結(jié)構(gòu)的振型與輸入地震波的主頻率耦合，從而也放大了上部結(jié)構(gòu)的位移。

圖7 各模型梁體最大縱向位移對(duì)比圖Fig.7 Comparison of max beam displacements of different models

3.4 減隔震體系的動(dòng)力分析

本節(jié)將對(duì)預(yù)壓力擋塊與滑板支座組合的新型減隔震體系的抗震性能進(jìn)行分析評(píng)估，其“旗形”的力學(xué)模型見圖8。

圖8 新型減隔震體系的力學(xué)理想本構(gòu)模型Figure8 Ideal constitutive relation of innovative seismic reduction system

本節(jié)使用3個(gè)不同參數(shù)的新型減隔震體系模型，分別輸入地震波，計(jì)算目標(biāo)模型縱橋向的抗震響應(yīng)。3個(gè)不同模型分別是：模型1，限位擋塊預(yù)壓力300 kN，滑板支座滑動(dòng)摩擦力200 kN；模型2，限位擋塊預(yù)壓力400 kN，滑板支座滑動(dòng)摩擦力200 kN；模型3，限位擋塊預(yù)壓力600 kN，滑板支座滑動(dòng)摩擦力200 kN。

3個(gè)模型在El-Centro波作用下，梁和墩頂?shù)奈灰茣r(shí)程對(duì)比見圖9。

圖9 有限元模型位移時(shí)程響應(yīng)圖Fig.9 Time-histories of displacement responses of FEM models

可以看到，不同的預(yù)壓力對(duì)目標(biāo)結(jié)構(gòu)的位移響應(yīng)的影響不是特別明顯。綜合3.2及3.3的數(shù)值模擬結(jié)果，認(rèn)為擋塊的最優(yōu)預(yù)壓力設(shè)置應(yīng)在滑板支座滑動(dòng)摩擦力的1.3倍到1.5倍之間，這樣既保證了上部結(jié)構(gòu)自復(fù)位的功能，也不會(huì)使得地震中減隔震裝置因預(yù)壓力過大無(wú)法屈服而過度地增加結(jié)構(gòu)剛度并且無(wú)法耗能。

另外，在3條地震波作用下，3個(gè)模型中墩上的減隔震體系的內(nèi)力-位移滯回曲線見圖10，其中圖10(a)對(duì)應(yīng)工況為El-Centro波及300kN擋塊預(yù)壓力；圖10(b)為El-Centro波，400 kN預(yù)壓力；圖10(c)為El-Centro波，600 kN預(yù)壓力；圖10(d)為Taft波，300 kN預(yù)壓力；圖10(e)為Taft波，400 kN預(yù)壓力；圖10(f)為Taft波，600 kN預(yù)壓力；圖10(g)為天津波，600 kN預(yù)壓力。從中可以看到抗震體系滯回曲線飽滿，耗能充分，可以作為橋梁減震耗能的新手段。同時(shí)滯回曲線均滿足“旗形”的特點(diǎn)，并在殘余位移的位置通過預(yù)壓力保證了地震之后上部結(jié)構(gòu)自復(fù)位的功能。

圖10 不同擋塊預(yù)壓力設(shè)置的結(jié)構(gòu)模型(擋塊&滑板支座)在3條地震波作用下抗震體系的力-位移滯回曲線Fig.10 Hysteretic curves of seismic systems (stopper & slide bearing) with different preload on restrainer under 3 earthquakes

4 結(jié)論

針對(duì)常見的中小跨徑連續(xù)梁橋，提出一種簡(jiǎn)單有效的新型抗震結(jié)構(gòu)體系，通過采用滑板橡膠支座和彈性多線性的預(yù)壓限位擋塊組合實(shí)現(xiàn)減震耗能功能以及上部結(jié)構(gòu)自復(fù)位功能，該體系構(gòu)造簡(jiǎn)單、耐久性強(qiáng)，并且能夠通過合理調(diào)整擋塊參數(shù)能夠達(dá)到減小地震響應(yīng)的作用。

通過作動(dòng)器對(duì)預(yù)壓力擋塊的試驗(yàn)，以及數(shù)值模擬，可以得到以下結(jié)論：(1)本構(gòu)關(guān)系為彈性多線性的擋塊與滑板支座組合而成的新型減隔震體系可以實(shí)現(xiàn)旗形的力-位移滯回曲線，體系可以通過滑板支座的摩擦力進(jìn)行耗能，通過系統(tǒng)參數(shù)優(yōu)化，可以有效減小連續(xù)梁橋的地震位移和地震內(nèi)力，提高橋梁的抗震性能；(2)由于主動(dòng)設(shè)置的擋塊預(yù)壓力大于滑板支座的摩擦力，新型減隔震系統(tǒng)可以實(shí)現(xiàn)上部結(jié)構(gòu)自復(fù)位的功能；(3)新體系的抗震性能表現(xiàn)對(duì)預(yù)壓力的設(shè)置不敏感，隨著限位擋塊的預(yù)壓力增大，該橋梁結(jié)構(gòu)的等效水平剛度也逐漸增大，其地震響應(yīng)也會(huì)隨之增大，但幅度較低，可以認(rèn)為預(yù)壓力設(shè)置在支座滑動(dòng)摩擦力的1.3倍到1.5倍是合適的水平；(4)預(yù)壓限位擋塊可以采用鋼結(jié)構(gòu)制作，該結(jié)構(gòu)體系的耐久性能明顯由于傳統(tǒng)的采用橡膠減隔震支座系統(tǒng)，抗震性能的溫度穩(wěn)定性也由于傳統(tǒng)系統(tǒng)。

對(duì)于未來的工作，由于本文只對(duì)在限位裝置作用下橋梁縱橋向的抗震性能做了數(shù)值模擬，因此，接下來會(huì)展開裝置對(duì)橫橋向抗震性能提升的研究。另外，將進(jìn)一步優(yōu)化新型抗震體系的參數(shù)，通過振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)探索其在更多不同類型的結(jié)構(gòu)物上的抗震性能表現(xiàn)，以及與其它具備自復(fù)位功能的減隔震裝置相比較。