劉聰 高日

1.北京市市政工程設(shè)計(jì)研究總院有限公司 100082 2.北京交通大學(xué)土木工程學(xué)院 100044

引言

由于高速鐵路對于軌道平順程度的要求非常高，因此鐵路線路中橋梁占比較高，鐵路橋梁的抗震性能也由此成為鐵路設(shè)計(jì)中的重要環(huán)節(jié)。傳統(tǒng)的橋梁延性抗震設(shè)計(jì)會(huì)在橋墩底部產(chǎn)生塑性鉸，導(dǎo)致橋梁局部損傷甚至破壞。減隔震技術(shù)可以通過各類減隔震裝置將地震能量耗散，從而減小橋墩的地震響應(yīng)，避免橋墩發(fā)生嚴(yán)重?fù)p傷，能夠很好地解決高速鐵路橋梁抗震設(shè)計(jì)困難的問題［1］。

現(xiàn)階段橋梁減隔震技術(shù)常采用的是軟鋼阻尼器，此類阻尼器利用軟鋼屈服后塑性變形耗散地震能量，保護(hù)橋墩等下部結(jié)構(gòu)。但是，軟鋼阻尼其自身初始剛度較小，難以滿足鐵路橋梁對于行車平穩(wěn)性的要求，影響橋梁正常運(yùn)行時(shí)的舒適性。針對于此，孟兮等人［2，3］對于減震榫的滯回性能、耗能能力以及其在鐵路橋梁中的具體應(yīng)用進(jìn)行了研究，發(fā)現(xiàn)減震榫具有良好的滯回性能和較大的初始剛度，既能夠保證鐵路橋梁正常運(yùn)行時(shí)的穩(wěn)定性，又能夠有效地減小鐵路橋梁的地震響應(yīng)。

李建中等［4］對于滑動(dòng)支座與X型阻尼器結(jié)合使用的減隔震方式進(jìn)行了振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)，驗(yàn)證了這種組合支座形式不僅能夠避免過大的墩梁位移，還能夠有效地減小橋梁的地震響應(yīng)。但是，試驗(yàn)僅進(jìn)行了橫橋向方向的地震輸入，并且由于支座以及阻尼器尺寸的原因，無法適應(yīng)鐵路橋梁標(biāo)準(zhǔn)化設(shè)計(jì)的要求。本文研究基于組合支座的概念，利用減震榫在鐵路橋梁中的優(yōu)異性能，將球形鋼支座和減震榫進(jìn)行組合形成新型鋼阻尼支座。利用球形鋼支座承擔(dān)鐵路橋梁的豎向荷載；減震榫在正常運(yùn)營時(shí)滿足列車對于橋梁水平剛度的要求，在地震作用下承擔(dān)水平地震作用，并進(jìn)入塑性工作階段，耗散地震能量，減輕橋梁地震響應(yīng)。

本文通過擬靜力滯回實(shí)驗(yàn)研究鋼阻尼支座的滯回性能和耗能能力。然后通過非線性時(shí)程分析探究鋼阻尼支座在不同烈度、不同墩高情況下的減震效果，從而對鋼阻尼支座的工作機(jī)理和減震效果進(jìn)行研究。

1 鋼阻尼支座設(shè)計(jì)

鋼阻尼支座具體結(jié)構(gòu)形式見圖1，采用球形鋼支座，其組成部分包括上支座板、上部框架、球形支座、減震榫、下滑動(dòng)面以及下支座板。球形支座四周設(shè)置雙固端減震榫，減震榫榫身截面按照等強(qiáng)度理論進(jìn)行設(shè)計(jì)以保證榫身各截面能同時(shí)進(jìn)入屈服，提高耗能能力。周圍減震榫以“串聯(lián)”的方式組合，通過上部整體框架相連接，并通過螺紋或焊接方式與球形鋼支座形成一個(gè)整體。由于上部框架比球形支座高度低，所以所有的豎向荷載均由球形支座承擔(dān)，減震榫僅承擔(dān)水平荷載?；瑒?dòng)面與下支座板之間布置有一層改性超高分子量聚乙烯板以提供支座足夠的摩擦力，并在兩者之間設(shè)置剪力銷以保證列車制動(dòng)力等突發(fā)荷載不會(huì)使鋼阻尼支座進(jìn)入屈服，從而確保鋼阻尼支座在正常使用狀況下的可靠性。當(dāng)球型支座在正常使用情況下發(fā)生轉(zhuǎn)動(dòng)時(shí)，下滑動(dòng)面將球型支座的轉(zhuǎn)動(dòng)轉(zhuǎn)化為整體支座的平動(dòng)，依靠滑動(dòng)面提供的摩擦力和減震榫自身初始剛度抵抗球型支座的轉(zhuǎn)動(dòng)位移。

圖1 鋼阻尼支座結(jié)構(gòu)Fig.1 Structure of steel damping bearing

地震發(fā)生時(shí)，當(dāng)水平載荷超過鋼阻尼支座的設(shè)計(jì)水平初始剛度時(shí)，支座的上支座板帶動(dòng)球形支座移動(dòng)，與下滑動(dòng)面產(chǎn)生相對位移從而帶動(dòng)下滑動(dòng)面上的減震榫發(fā)生塑性變形，同時(shí)滑動(dòng)面上的減震榫通過上部框架帶動(dòng)固定在下支座板上的減震榫產(chǎn)生位移，以此實(shí)現(xiàn)“串聯(lián)式”減震榫的變形耗能。采用這種“串聯(lián)式”的組合方式，可以有效地降低支座的設(shè)計(jì)高度，同時(shí)可以增大減震榫上下端的相對位移，提高減震性能。在地震結(jié)束后，由于球形支座不承擔(dān)水平地震力，基本保持完好，因此僅需更換上部框架和四周的減震榫。

2 滯回性能試驗(yàn)

2.1 試驗(yàn)方案

本次試驗(yàn)選用兩組鋼阻尼支座試件（A1 和A2），其中A1 試件為設(shè)置有剪力銷的鋼阻尼支座，在實(shí)際橋梁正常使用中起到固定支座的作用，A2 試件中則不設(shè)置剪力銷，在實(shí)際橋梁正常使用中起到活動(dòng)支座的作用。鋼阻尼支座中的減震榫全長0.36m，有效工作長度為0.3m，上下部連接端頭各為0.03m，每個(gè)支座中均布置有24 根減震榫，鋼阻尼支座具體結(jié)構(gòu)如圖1b。參考《橋梁減震、隔震支座和裝置》［5］中對彈塑性鋼阻尼元件力學(xué)性能試驗(yàn)的要求，試驗(yàn)采用位移控制方式；水平位移按照d（t）＝Asin（2πf0t）正弦波加載，其中頻率f0＝0.04Hz，加載幅值A(chǔ)分別為25mm、50mm、75mm、100mm、125mm、150mm和175mm，每個(gè)位移幅值依次序加載三周循環(huán)，試驗(yàn)過程中記錄試驗(yàn)循環(huán)周期數(shù)，測定水平力的大小，記錄荷載-位移曲線。

2.2 試驗(yàn)結(jié)構(gòu)及分析

試件的滯回曲線見圖2，從圖中可以看出兩組試件滯回曲線呈梭形，滯回曲線形狀非常飽滿，表明鋼阻尼支座具有良好的滯回耗能能力。在初始加載階段減隔震支座的彈性剛度較大，可以很好地滿足橋梁結(jié)正常使用時(shí)的剛度要求。隨著荷載的不斷增加，鋼阻尼支座開始進(jìn)入塑性變形階段。在整個(gè)加載過程中，鋼阻尼支座均未出現(xiàn)明顯的承載力降低現(xiàn)象，說明鋼阻尼支座在往復(fù)荷載作用下具有良好的穩(wěn)定性。A1 試件滯回曲線在第一次加載至3mm 位移時(shí)出現(xiàn)了荷載突然下降的現(xiàn)象，這是由A1 試件中的剪力銷發(fā)生斷裂而造成的；由于剪力銷在第一次加載時(shí)就發(fā)生了斷裂，不會(huì)影響鋼阻尼支座的滯回性能。根據(jù)《美國減隔震設(shè)計(jì)指導(dǎo)規(guī)范》［6］，采用每周最小等效剛度比（Minimum effective stiffness per cycle，MES）和每周最小能量耗散比（Minimum energy dissipation per cycle，MED）來衡量鋼阻尼支座的滯回穩(wěn)定性；最小等效剛度比表示相同位移幅值下，三周滯回曲線中最小等效剛度和最大等效剛度的比值，比值不小應(yīng)于80%；最小能量耗散比表示相同位移幅值下，三周滯回曲線中最小滯回曲線的面積與最大滯回曲線面積的比值，比值不應(yīng)小于70%。同時(shí)，采用等效阻尼比來衡量鋼阻尼支座的耗能能力，其計(jì)算公式為：式中：W表示滯回阻尼耗能，即一個(gè)封閉滯回曲線所包圍的面積；F 為該滯回曲線的最大荷載；u表示該滯回曲線的最大位移。

圖2 試驗(yàn)滯回曲線Fig.2 Hysteretic curves of A1 and A2

表1 給出了兩組試件在各個(gè)位移幅值下最小等效剛度比、最小能量耗散比和等效阻尼比的具體數(shù)值，等效阻尼比為各位移幅值下三周循環(huán)的平均值。從表中可以看出，最小等效剛度比和最小能量耗散比均遠(yuǎn)大于規(guī)范給出的最小值，說明在循環(huán)過程中，鋼阻尼支座具有良好的滯回穩(wěn)定性；等效阻尼比則隨著位移幅值的增加不斷增大，最終穩(wěn)定在0.54 左右，說明鋼阻尼支座的耗能能力隨支座位移的增加而逐漸發(fā)揮。此外，對比A1 和A2 試件的各項(xiàng)具體參數(shù)，可以發(fā)現(xiàn)剪力銷僅在小位移幅值下會(huì)減小鋼阻尼支座的等效阻尼比，隨著滯回循環(huán)次數(shù)和位移幅值逐漸增加，兩組試件的等效阻尼比趨于一致。

表1 鋼阻尼支座評價(jià)參數(shù)Tab.1 Evaluation parameters of the steel damping bearing

3 鋼阻尼支座減震性能分析

3.1 模型分析

為進(jìn)一步研究鋼阻尼支座在橋梁中的減震效果，本文選取一座兩跨簡支高鐵梁橋作為計(jì)算模型，橋梁上部結(jié)構(gòu)為32m 跨徑、C50 預(yù)應(yīng)力混凝土箱梁，下部結(jié)構(gòu)為圓端形2.3m ×6m實(shí)體橋墩，橋墩高度為10m，墩身為C30 現(xiàn)澆混凝土，橋墩與地面之間假設(shè)為剛性連接，具體橋梁分析模型示意如圖3。計(jì)算考慮兩種工況：工況1為梁體和橋墩之間采用盆式橡膠支座，活動(dòng)支座和固定支座交替布置；工況2 為梁體和各個(gè)橋墩之間均采用鋼阻尼支座進(jìn)行連接，實(shí)際橋梁設(shè)計(jì)中，帶有剪力銷和不帶剪力銷的鋼阻尼支座交替布置，但是由于剪力銷在地震開始階段即發(fā)生斷裂，不會(huì)影響鋼阻尼支座的工作，因此分析中不考慮剪力銷。

圖3 簡支梁橋分析模型Fig.3 Analysis model for simply supported bridge

采用ANSYS 有限元軟件建立全橋空間分析模型，梁體和橋墩采用Beam188 單元模擬。對于工況1，根據(jù)盆式橡膠支座的特點(diǎn)，采用重合節(jié)點(diǎn)建立Combin14 單元模擬支座力學(xué)性能；其中固定支座采用三向固定單元模擬，活動(dòng)支座考慮豎向固定，水平向僅考慮0.05 的摩擦系數(shù)以模擬摩擦力對于支座位移的影響。在工況2 中引入Combin40 非線性單元模擬鋼阻尼支座的力學(xué)性能，設(shè)置自由度方向?yàn)閮蓚€(gè)水平方向（順橋向和橫橋向），在豎向仍采用Combin14 單元進(jìn)行模擬。模擬中，考慮摩擦系數(shù)為0.05，鋼阻尼支座各項(xiàng)具體力學(xué)參數(shù)見表2。

表2 鋼阻尼支座力學(xué)參數(shù)Tab.2 Mechanics parameters of the steel damping bearing

根據(jù)我國《鐵路工程抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》［7］的規(guī)定，通過人工合成地震波，模擬了二類場地和0.45s特征周期條件下，7度區(qū)設(shè)計(jì)地震（0.15g）和8度區(qū)設(shè)計(jì)地震（0.3g）兩種地震，每種地震工況持時(shí)為40s，兩種地震的最大峰值加速度分別為0.34g和0.673g。

3.2 減震性能分析

表3 給出了兩類地震波作用下、兩種橋梁工況下順橋向的地震峰值響應(yīng)，各項(xiàng)峰值響應(yīng)均以模型中2 號(hào)橋墩作為分析對象。由表3 可知，相較于工況1，工況2 當(dāng)中簡支梁橋的各個(gè)橋墩墩頂剪力、墩底彎矩以及墩頂位移峰值均大幅減??；兩類地震波下墩頂剪力減震率均在75%以上，墩頂位移減小在60%以上，減震效果顯著。圖4 給出了7 度區(qū)和8 度區(qū)情況下，2 號(hào)墩上鋼阻尼支座的滯回曲線；從圖中可以看出，鋼阻尼支座滯回曲線飽滿，且7 度區(qū)地震情況下滯回響應(yīng)小于8 度區(qū)情況下的滯回響應(yīng)，說明在較大地震作用下，墩梁位移增大，鋼阻尼支座可以發(fā)揮更好的減震效果。在8度區(qū)地震條件下，上部梁體最大位移為55.4mm，仍然處于安全的位移范圍。

表3 2 號(hào)墩地震響應(yīng)Tab.3 Seismic responses of each condition for No.2 pier

圖4 2 號(hào)墩鋼阻尼支座滯回曲線Fig.4 Hysteretic curves of the steel damping bearing on No.2 pier

3.3 墩高對減震效果的影響

為了分析不同墩高對鋼阻尼支座減震效果的具體影響，根據(jù)實(shí)際情況選擇了5m、10m、15m、20m和25m 五種圓端形實(shí)體橋墩作為研究對象，橋梁其余參數(shù)不變，進(jìn)行了7 度區(qū)和8 度區(qū)兩種地震情況的加載，橋墩具體參數(shù)見表4。

表4 不同高度橋墩具體設(shè)計(jì)參數(shù)Tab.4 Parameters of various piers

不同地震情況下橋墩墩頂剪力的減震率如圖5 所示，從圖中可以看出，墩高對于鋼阻尼支座的減震率有較大影響。當(dāng)墩高小于10m時(shí)，減震率隨著墩高的增大而增大，由于此時(shí)墩高較小，橋梁結(jié)構(gòu)總體剛度大，在地震作用下墩梁相對位移較小，鋼阻尼支座并未充分進(jìn)入塑性階段，因而耗能能力不強(qiáng)。隨著橋墩高度的增大，橋梁結(jié)構(gòu)剛度逐漸減小，墩梁相對位移不斷增大，鋼阻尼支座有較大的塑性變形，能夠較好地

圖5 2 號(hào)墩墩頂剪力減震率隨墩高變化曲線Fig.5 Shear force mitigation ratios of No.2 pier with different height

圖6 為墩梁相對位移隨墩高的變化曲線，從圖中可以看出，隨著墩高的提高，支座位移不斷增大；當(dāng)墩高小于15m的時(shí)候，支座位移增加較快，而當(dāng)墩高大于15m后，支座位移增加趨于平緩。這是由于墩高較低時(shí)，橋梁結(jié)構(gòu)剛度較大，自身難以消耗地震能量，所有地震能量均依靠鋼阻尼支座消耗，因此此時(shí)的支座位移隨墩高增加而快速增大；當(dāng)墩高較大時(shí)，橋墩本身能夠耗散地震能量，此時(shí)支座位移的增幅則趨于平緩。同時(shí)，在8 度區(qū)地震作用下，25m 橋墩處的支座位移最大值為73.3mm，并未造成過大的墩梁相對位移，仍能夠保證橋梁結(jié)構(gòu)較好的整體性。

圖6 2 號(hào)墩墩梁相對位移隨墩高變化曲線Fig.6 Relative displacement of No.2 pier with different height

4 結(jié)論

鋼阻尼支座通過將球形鋼支座與減震榫相結(jié)合以實(shí)現(xiàn)支座功能的分離，利用“串聯(lián)”的方式進(jìn)行減震榫的連接，既降低了鋼阻尼支座本身的尺寸，同時(shí)也提高了鋼阻尼支座在地震作用下的塑性變形，使之更好地進(jìn)行地震耗能。

1.通過對兩組鋼阻尼支座的擬靜力試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)鋼阻尼支座滯回曲線形狀飽滿，無明顯捏縮效應(yīng)。通過對最小等效剛度比和最小能量耗散比進(jìn)行計(jì)算，兩類參數(shù)均滿足相應(yīng)要求，說明鋼阻尼支座具有良好的滯回穩(wěn)定性能。通過計(jì)算，得出鋼阻尼支座等效阻尼比約為0.54，表明其具有較強(qiáng)的耗能能力。

2.通過非線性時(shí)程計(jì)算分析，發(fā)現(xiàn)鋼阻尼支座在不過度增大墩梁相對位移的情況下，能夠有效地減小橋墩各項(xiàng)地震響應(yīng)；并且地震烈度越高，鋼阻尼支座的減震效果越好。

3.通過研究發(fā)現(xiàn)橋墩墩高對于鋼阻尼支座的減震效果影響較大。對于剛度較大的低矮橋墩，進(jìn)行地震能量的耗散。當(dāng)橋墩高度超過15m之后，鋼阻尼支座減震率開始降低，這是由于橋墩自身周期不斷延長，結(jié)構(gòu)柔性增加，部分地震能量被橋墩自身的變形所耗散，導(dǎo)致鋼阻尼支座減震效果減弱。對于不同的地震條件，鋼阻尼支座減震率的變化規(guī)律相同，但8 度區(qū)情況下鋼阻尼支座塑性變形更為充分，所以減震率也略大于7度區(qū)情況下鋼阻尼支座的減震率。鋼阻尼支座的減震效果較為顯著；當(dāng)橋墩墩高超過一定限值后，由于橋墩剛度的減小以及自身耗能能力的增強(qiáng)，鋼阻尼支座減震效率隨墩高的增大出現(xiàn)下降。與此同時(shí)，隨著墩高的增加，支座位移增大趨勢逐漸平緩，且最大支座位移仍遠(yuǎn)小于安全的墩梁相對位移限值。因此，建議在低矮橋墩抗震設(shè)計(jì)中采用鋼阻尼支座，而對于高度較高的橋墩，仍沿用傳統(tǒng)的延性設(shè)計(jì)方法。