孫廣俊， 王 森， 李鴻晶

(南京工業(yè)大學(xué)土木工程學(xué)院 南京，211816)

1 問題的引出

國內(nèi)外破壞性地震的震害表明，橋梁具有非常大的脆弱性，在地震中極易破壞或失效。在橋梁可能發(fā)生的諸多失效破壞中，最為常見和嚴(yán)重的是上部結(jié)構(gòu)的落梁[1-3]。一方面，落梁會(huì)導(dǎo)致交通中斷，嚴(yán)重影響抗震救災(zāi)行動(dòng)，且震后修復(fù)難度很大；另一方面，落梁時(shí)梁端很可能會(huì)撞擊橋墩，導(dǎo)致橋梁的整體倒塌，從而造成更大的震害。目前實(shí)現(xiàn)落梁控制的技術(shù)途徑主要有3種：構(gòu)造措施、減隔震被動(dòng)控制和防落梁控制系統(tǒng)。構(gòu)造措施主要采取基于震害經(jīng)驗(yàn)的定性設(shè)計(jì)，在地震中很難真正起到防落梁效果。減隔震技術(shù)具有一定的局限性，不能完全有針對(duì)性地解決落梁控制的問題。而科學(xué)合理的專門性防落梁裝置是減輕橋梁地震落梁災(zāi)害的最有效途徑。

圖1 典型防落梁裝置Fig.1 Typical unseating prevention devices

防落梁裝置在美國、日本、臺(tái)灣等多地震國家和地區(qū)的橋梁中得到了較廣泛的應(yīng)用，部分典型裝置如圖1所示。美國和日本率先對(duì)防落梁裝置開展了一系列的研究，包括對(duì)震后防落梁裝置效用的實(shí)地考察、各種裝置的試驗(yàn)研究、參數(shù)分析、已有設(shè)計(jì)方法的評(píng)估及新設(shè)計(jì)方法的探索等[4-11]。相比較而言，國內(nèi)有關(guān)落梁控制的系統(tǒng)性研究還為數(shù)不多，相關(guān)的裝置研發(fā)和實(shí)用化還處于起步階段[5]。歐維姆公司[12]在參考國外體系的基礎(chǔ)上，提出了一種新型的鋼絞線拉索式防落梁裝置，在國內(nèi)較早研發(fā)了產(chǎn)品系列，并在我國四川、山西、臺(tái)灣等地區(qū)的工程中進(jìn)行了應(yīng)用。

筆者建立了一種地震落梁兩級(jí)控制裝置，分別通過耗能限位和主梁連續(xù)化的模式控制落梁的發(fā)生；開展了兩級(jí)控制裝置的力學(xué)試驗(yàn)和有限元數(shù)值模擬，測試和驗(yàn)證控制系統(tǒng)在不同控制級(jí)別下的工作機(jī)理和力學(xué)性能。

2 地震落梁兩級(jí)控制原理

2.1 設(shè)計(jì)理念

按照連接模式，防落梁裝置可以分為梁-梁連接模式和墩-梁連接模式兩類[13]。梁-梁連接模式可以實(shí)現(xiàn)上部結(jié)構(gòu)的連續(xù)化，防止梁體墜落，但基本上沒有改變上部結(jié)構(gòu)與下部結(jié)構(gòu)的相互作用行為，上部結(jié)構(gòu)可能產(chǎn)生比較大的位移而不能得到有效的控制，如圖2(a)所示。墩-梁連接模式雖然可以有效地控制上部結(jié)構(gòu)的位移，但有可能導(dǎo)致或加重下部結(jié)構(gòu)的破壞，如圖2(b)所示。此外，單一的梁-梁連接模式或墩-梁連接模式均屬于單水準(zhǔn)控制，不能有效地控制結(jié)構(gòu)在地震下的破壞程度。

圖2 兩類防落梁連接模式Fig.2 Two kinds of unseating prevention connection mode

為了減少橋梁在第1級(jí)設(shè)防水準(zhǔn)地震下墩梁間的相對(duì)位移，有效防止落梁。同時(shí)，又要避免在第2級(jí)設(shè)防水準(zhǔn)地震下由于限位作用使橋墩產(chǎn)生過大的附加力，從而保證橋墩的安全?；诤哪軠p震、多級(jí)設(shè)防及結(jié)構(gòu)分災(zāi)的抗震設(shè)防思想，構(gòu)建了一種具有耗能限位功能和上部體系連續(xù)化功能，并能在不同水準(zhǔn)地震下自動(dòng)實(shí)現(xiàn)兩級(jí)功能轉(zhuǎn)換的新型落梁失效控制系統(tǒng)[14]，如圖3所示。

圖3 地震落梁兩級(jí)控制原理Fig.3 Principle of two-level seismic unseating control

2.2 控制目標(biāo)

該系統(tǒng)可實(shí)現(xiàn)兩級(jí)控制目標(biāo)：a.第1級(jí)控制以墩-梁連接方式實(shí)現(xiàn)，即主梁與橋墩之間采用耗能連接，當(dāng)遭遇小震和中震時(shí)系統(tǒng)以第1級(jí)控制模式發(fā)揮作用;b.第2級(jí)控制以梁-梁連接方式實(shí)現(xiàn)，即上部主梁之間采用連梁緩沖連接，并預(yù)留合適的松弛長度，以確保在第1級(jí)控制階段梁-梁連接不發(fā)揮作用，僅當(dāng)遭遇大震時(shí)以第2級(jí)控制模式工作。此外，第1級(jí)控制與橋墩之間采用“結(jié)構(gòu)保險(xiǎn)絲”連接，考慮有效的斷開強(qiáng)度，以確保在達(dá)到轉(zhuǎn)換強(qiáng)度閥值時(shí)釋放對(duì)橋墩的附加地震力，減輕橋墩的地震損傷。

3 地震落梁兩級(jí)控制裝置設(shè)計(jì)

基于上述原理，設(shè)計(jì)了一種地震落梁兩級(jí)控制裝置[15]，兩級(jí)裝置包括限位構(gòu)造(實(shí)現(xiàn)耗能限位功能)和鋼絞線拉索構(gòu)造(實(shí)現(xiàn)上部體系連續(xù)化功能),如圖4，5所示。

限位構(gòu)造通過軟鋼阻尼器發(fā)揮耗能限位作用，允許橋梁上、下部結(jié)構(gòu)發(fā)生一定的相對(duì)位移量。軟鋼阻尼器下端固定在橋墩上，上端通過角鋼和抗剪螺栓與連梁裝置連接為整體，當(dāng)達(dá)到預(yù)設(shè)閾值時(shí)抗剪螺栓斷開， 裝置進(jìn)入第2級(jí)工作狀態(tài)。為了保證地震作用下抗剪螺栓能夠順利剪斷，兩級(jí)控制裝置在耗能限位后進(jìn)入下一級(jí)工作狀態(tài)，要求螺栓的剪斷力應(yīng)處于軟鋼阻尼器屈服力P1和極限力P2之間。對(duì)于不同型號(hào)、不同材料和不同數(shù)量的軟鋼阻尼器應(yīng)計(jì)算配合相應(yīng)的螺栓，以滿足設(shè)計(jì)要求。

1-錨具;2-彈簧止擋板;3-緩沖彈簧;4-彈簧墊板；5,8-高阻尼橡膠墊；6-連梁固定裝置；7-鋼絞線；9-錨具；10-抗剪螺栓；11-角鋼；12-軟鋼阻尼器；13,14-限位固定裝置圖4 裝置設(shè)計(jì)圖Fig.4 Design diagram of device

鋼絞線拉索一端為可移動(dòng)錨固，另一端為固定錨固?？梢苿?dòng)錨固端包括錨具、彈簧止擋板、緩沖彈簧、彈簧墊板及高阻尼橡膠墊。固定錨固端包括高阻尼橡膠墊和錨具，兩側(cè)的連梁固定裝置分別安裝在相鄰的主梁上，并通過鋼絞線拉索聯(lián)系在一起。鋼絞線的規(guī)格和數(shù)量根據(jù)上部梁體的重量確定。錨具采用具有足夠強(qiáng)度的鋼制錐形錨具，彈簧為圓錐型，在鋼絞線完全工作時(shí)能夠被很好的壓并，高阻尼橡膠用以緩和地震時(shí)強(qiáng)大的沖擊力。

兩級(jí)控制裝置工作機(jī)理如圖6所示。在正常狀態(tài)下，控制系統(tǒng)不工作(圖6(a))。當(dāng)遭遇中等強(qiáng)烈地震時(shí)，系統(tǒng)處于第1級(jí)工作狀態(tài)，限位構(gòu)造中的軟鋼阻尼器發(fā)揮耗能能力，控制墩梁間的相對(duì)位移，形成防落梁系統(tǒng)的首道防線，此時(shí)第2級(jí)控制不發(fā)揮作用，如圖6(b)所示。當(dāng)遭遇特別強(qiáng)烈地震時(shí)，兩級(jí)控制連接的抗剪螺栓斷開，限位構(gòu)造退出工作，不再發(fā)揮任何作用，鋼絞線拉索拉結(jié)主梁，同時(shí)錨固端彈簧提供足夠的緩沖力，控制主梁間的相對(duì)位移，形成防落梁系統(tǒng)的第二道防線，如圖6(c)所示。

圖5 實(shí)際裝置構(gòu)造Fig.5 Practical device construction

圖6 裝置工作機(jī)理Fig.6 Working mechanism of device

4 兩級(jí)控制裝置性能試驗(yàn)

為了明確各控制狀態(tài)和轉(zhuǎn)換過程的性能，檢驗(yàn)控制系統(tǒng)的可靠性及有效性，將試驗(yàn)分為3個(gè)工況：a.采用擬靜力試驗(yàn)測試第1階段控制性能;b.采用靜力拉伸試驗(yàn)測試第2階段控制性能;c.采用剪切試驗(yàn)測試控制級(jí)別轉(zhuǎn)換性能。

4.1 第1級(jí)控制裝置低周往復(fù)試驗(yàn)

耗能限位裝置的作用是限制墩梁間的相對(duì)位移，主要承受水平地震作用，因此采用低周往復(fù)擬靜力試驗(yàn)對(duì)其性能進(jìn)行測試，試驗(yàn)方案如圖7所示。

圖7 第1級(jí)控制裝置低周往復(fù)試驗(yàn)Fig.7 Low cyclic loading experiment of the first level control device

如圖7所示，在第1級(jí)控制裝置上部固定構(gòu)件底部支撐2臺(tái)100 t液壓千斤頂，消除其自重影響，并使之保持水平。采用50 t作動(dòng)器進(jìn)行水平向加載，作動(dòng)器一端固定在反力墻上，另一端通過螺栓對(duì)口與裝置一側(cè)連接緊固，作用在離地面680 mm的固定構(gòu)件中心位置。軟鋼阻尼器下端與下部固定裝置(地梁)的連接不發(fā)生轉(zhuǎn)動(dòng)。采用單向荷載試驗(yàn)所確定的屈服位移作為控制位移，先采用控制位移的25%,50%和75%依次進(jìn)行一次循環(huán)，再采用控制位移的100%,200%,300%,400%,500%,600%和700%依次進(jìn)行3個(gè)循環(huán)，加載制度如圖8所示。

圖8 加載制度Fig.8 Loading system

圖9 第1級(jí)控制裝置試驗(yàn)結(jié)果Fig.9 Experimental results of the first level control device

試驗(yàn)中，軟鋼阻尼器在水平面內(nèi)上發(fā)生了一定的扭轉(zhuǎn)現(xiàn)象，如圖9(a)所示，這與實(shí)際工作中橋梁每一側(cè)的第1級(jí)控制裝置存在偏心作用相一致。對(duì)于直梁橋而言，地震作用對(duì)第1級(jí)控制裝置不會(huì)產(chǎn)生明顯的扭轉(zhuǎn)效應(yīng)，通常梁體兩側(cè)均安裝控制裝置，由于對(duì)稱性，這種扭轉(zhuǎn)效應(yīng)導(dǎo)致的面外變形更?。欢鴮?duì)于曲線梁橋而言，地震作用對(duì)第1級(jí)控制裝置會(huì)產(chǎn)生一定的扭轉(zhuǎn)效應(yīng)。試驗(yàn)得到的軟鋼阻尼器滯回曲線如圖9(b)所示。

可以看出，軟鋼阻尼器在偏心扭轉(zhuǎn)效應(yīng)下的滯回曲線飽滿，每一級(jí)剛度退化都比較規(guī)律，體現(xiàn)出良好的耗能能力。

4.2 第2級(jí)控制裝置靜力拉伸試驗(yàn)

連梁拉索裝置實(shí)現(xiàn)主梁拉結(jié)連續(xù)化能力，同時(shí)提供足夠的緩沖力，控制主梁間的相對(duì)位移，并緩和地震時(shí)強(qiáng)大的沖擊力，控制梁體墜落的發(fā)生，考慮因素有：a.鋼絞線的設(shè)計(jì)采用W/2靜力法[6]；b.第1級(jí)控制中的耗能限位已經(jīng)耗散了一部分地震能量，減小了主梁的振動(dòng)；c.第2級(jí)控制中錨固端的彈簧和橡膠墊具有緩沖作用。因此，不考慮主梁脫座后的動(dòng)力效應(yīng)，采用單調(diào)靜力拉伸試驗(yàn)對(duì)其性能進(jìn)行測試，試驗(yàn)方案如圖10所示。將一端固定裝置通過連接長桿固定在壓剪機(jī)上部千斤頂作用面上，另一端固定裝置通過地錨螺栓固定在地梁上，整個(gè)裝置呈豎向連接。先采用1 mm/min的速度調(diào)節(jié)壓剪機(jī)，消除預(yù)緊力。然后，采用5 mm/min加載速度進(jìn)行試驗(yàn)，先拉伸至彈簧完全壓縮狀態(tài)，停止加載，然后釋放加載位移恢復(fù)到初始狀態(tài)，觀察彈簧恢復(fù)狀況。之后，繼續(xù)以5 mm/min加載速度加載，直至拉索發(fā)生破壞。

圖10 第2級(jí)控制裝置拉伸試驗(yàn)Fig.10 Tensile experiment of the second level control device

試驗(yàn)中，第一次加載至彈簧完全壓縮，然后釋放荷載，彈簧的恢復(fù)完好，如圖11所示。

圖11 彈簧壓縮-恢復(fù)狀況Fig.11 Compression-recovery status of spring

在第2次加載至拉索發(fā)生破壞過程中，拉伸起始階段僅彈簧發(fā)揮作用，當(dāng)位移達(dá)到215 mm時(shí)，彈簧壓縮達(dá)到極限。之后，高阻尼橡膠墊發(fā)揮緩沖作用，當(dāng)位移達(dá)到315 mm時(shí)，橡膠墊失效，如圖12所示。隨著荷載繼續(xù)增加，鋼絞線受力急劇上升，直至加載到372 mm，第1根鋼絞線發(fā)生破壞，對(duì)應(yīng)的極限力為1 003 kN；繼續(xù)加載到376.76 mm，第2根鋼絞線發(fā)生破壞，對(duì)應(yīng)的極限力為971 kN；繼續(xù)加載到377.47 mm，第3根鋼絞線發(fā)生破壞，對(duì)應(yīng)的極限力為917 kN。為了防止鋼絞線全部拉斷后對(duì)壓剪機(jī)產(chǎn)生沖擊作用，停止試驗(yàn)，釋放荷載。拉伸試驗(yàn)對(duì)應(yīng)的極限荷載為1 003 kN，極限位移為377 mm，與設(shè)計(jì)的4根φ15.24 mm的鋼絞線極限荷載1 044 kN相接近， 極限位移值等于彈簧壓縮量、高阻尼橡膠墊壓縮量與鋼絞線伸長量之和。鋼絞線拉伸試驗(yàn)結(jié)果和緩沖部件壓縮試驗(yàn)結(jié)果分別如表1,2所示，拉伸過程的力-位移曲線如圖13所示。

圖12 高阻尼橡膠墊和彈簧破壞Fig.12 Failure of high damping rubber sheet and spring

表1 鋼絞線拉伸試驗(yàn)結(jié)果

Tab.1 Results of steel strand tensile experiment mm

表2 緩沖部件壓縮試驗(yàn)結(jié)果

Tab.2 Results of cushioning unit compression experiment

名 稱彈簧/mm高阻尼橡膠墊/mm原長25040極限壓縮后長度2010

圖13 拉伸試驗(yàn)力-位移曲線Fig.13 Force-displacement curve of tensile experiment

此外，試驗(yàn)中錨具在鋼絞線拉伸過程中錨固作用良好，說明選用的錨具符合設(shè)計(jì)要求。

4.3 控制裝置轉(zhuǎn)換試驗(yàn)

從第1級(jí)控制狀態(tài)到第2級(jí)控制狀態(tài)的轉(zhuǎn)換主要依據(jù)抗剪螺栓的剪切強(qiáng)度，以螺栓剪斷作為第1級(jí)控制裝置的失效標(biāo)志，對(duì)螺栓進(jìn)行剪切試驗(yàn)。

控制裝置兩側(cè)分別采用100 t的液壓千斤頂水平作用在固定裝置的軸心投影位置，并將兩側(cè)千斤頂?shù)幕卧诜戳χ紊?。將軟鋼阻尼器從裝置上拆卸，留下上部角鋼通過螺栓與固定裝置連接。用一個(gè)50 t的千斤頂直接作用在上部角鋼處，施加水平向荷載，對(duì)螺栓進(jìn)行剪切試驗(yàn)，如圖14所示。

圖14 控制轉(zhuǎn)換試驗(yàn)Fig.14 Control conversion experiment

對(duì)兩種不同型號(hào)的4.8級(jí)普通螺栓進(jìn)行分工況試驗(yàn)：先分別對(duì)M18和M20兩種螺栓進(jìn)行單根抗剪試驗(yàn)，再分別對(duì)2根M18和2根M20螺栓進(jìn)行抗剪試驗(yàn)，試驗(yàn)結(jié)果如圖15和表3所示。

圖15 螺栓剪切破壞Fig.15 Bolt shear failure

表3 螺栓剪切試驗(yàn)結(jié)果

Tab.3 Results of bolt shear experiment

螺栓型號(hào)等級(jí)數(shù)量傳感器力/kN應(yīng)變系數(shù)極限剪力/kNM184.813127.044.57M204.814507.064.28M184.829007.0128.57M204.821 2867.0183.7

可以看出，螺栓的破壞截面平整，說明其破壞為剪切破壞，屬于脆性破壞。此外，螺栓抗剪試驗(yàn)中一定要使螺栓緊固，以防止螺母脫絲導(dǎo)致螺栓產(chǎn)生彎曲變形，從而很難使之破壞，不能滿足控制狀態(tài)轉(zhuǎn)換要求。試驗(yàn)中，除阻尼器選擇2根M20螺栓進(jìn)行組合連接外，均能夠滿足P1=27.76 kN<螺栓的極限剪力

5 有限元模擬驗(yàn)證

建立地震落梁兩級(jí)控制裝置的有限元模型，進(jìn)行數(shù)值模擬，采用試驗(yàn)結(jié)果驗(yàn)證有限元模型及數(shù)值分析結(jié)果的可靠性。由于控制裝置部件較多，接觸連接復(fù)雜，首先采用SolidWorks軟件進(jìn)行前期處理，繪制和裝配模型，如圖16(a)所示；然后導(dǎo)入ABAQUS，選用四面體減縮積分單元C3D20R進(jìn)行網(wǎng)格劃分，角鋼局部位置采用楔形單元完全積分，彈簧如選用實(shí)體單元很難進(jìn)行網(wǎng)格劃分。本研究選用特殊設(shè)置中的線性彈簧，剛度設(shè)定為20 N/mm，共施加8組彈簧，圖16(a)中的下部固定端在有限元中通過施加固定約束進(jìn)行模擬，如圖16(b)所示。

圖16 裝置整體模型Fig.16 Whole model of device

根據(jù)試驗(yàn)方案，有限元數(shù)值模擬也為3個(gè)部分：軟鋼阻尼器低周往復(fù)數(shù)值模擬、鋼絞線單調(diào)拉伸數(shù)值模擬和螺栓剪切數(shù)值模擬。其中，低周往復(fù)數(shù)值模擬采用與試驗(yàn)加載一致的位移加載方式，如圖8所示。軟鋼阻尼器數(shù)值模擬采用三折線模型，螺栓剪切數(shù)值模擬采用ABAQUS自帶的延性金屬損傷本構(gòu)—剪切損傷本構(gòu)。數(shù)值模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果比較如圖17所示。

圖17 數(shù)值模擬與試驗(yàn)結(jié)果比較Fig.17 Comparison between numerical simulation and experimental results

可以看出，整體建模下的數(shù)值模擬結(jié)果與各工況下的試驗(yàn)結(jié)果符合較好，說明兩級(jí)控制狀態(tài)是獨(dú)立工作，且有限元模型具有一定的可靠性，為采用數(shù)值模擬分析更多工況提供了有效保證。

6 結(jié)束語

筆者研發(fā)的地震落梁失效控制裝置通過兩級(jí)控制、耗能限位和“保險(xiǎn)絲”構(gòu)造充分體現(xiàn)了多級(jí)設(shè)防、耗能減震及結(jié)構(gòu)分災(zāi)的抗震設(shè)計(jì)思想。該裝置可實(shí)現(xiàn)兩級(jí)控制目標(biāo)，第1級(jí)控制具有耗能能力，同時(shí)提供恢復(fù)力，形成防落梁系統(tǒng)的首道防線。第2級(jí)控制具有拉結(jié)能力，同時(shí)提供緩沖力，形成防落梁系統(tǒng)的第2道防線。兩級(jí)控制狀態(tài)是獨(dú)立工作的，第1級(jí)控制連接中的螺栓剪斷實(shí)現(xiàn)了裝置從第1級(jí)控制狀態(tài)至第2級(jí)控制狀態(tài)的轉(zhuǎn)換。該裝置實(shí)現(xiàn)了墩-梁連接模式和梁-梁連接模式的優(yōu)勢互補(bǔ)，可以在不過度增加橋墩附加地震作用的情況下有效地減小梁-墩相對(duì)位移，解決了落梁控制中有效位移控制和橋墩損傷之間的矛盾。