基于耗能系梁的雙肢高墩剛構橋減震控制研究

李 勇, 劉晶波, 李朝紅

(1. 石家莊鐵道大學 土木工程學院，石家莊 050043；2. 清華大學 土木工程學院，北京 100084)

近年來，公路交通建設逐漸往西部地區延伸，由于山區地勢險峻，多有溝壑和陡坡，因此設計并建造了大量的高墩大跨連續剛構橋，若以墩的高度進行簡單分類，則墩高超過40 m的可稱為高墩連續剛構橋，對于墩高超過40 m且墩身一階振型有效質量低于60%，且結構進入塑性的高墩橋梁應做專項研究[1]。目前高墩連續剛構橋的數量早已超過百座，其中墩高超過100 m的超高墩剛構橋也達到了幾十座。山區溝塹地形的復雜性和由此導致橋梁自身結構形式的復雜性，使得高墩連續剛構橋與常規公路橋梁的抗震性能有很大區別[2]。

雙肢墩是高墩連續剛構橋常采用的結構型式，當墩高小于60 m時，常采用雙肢薄壁矩形墩；而當墩高大于60 m時，常采用雙肢薄壁空心墩。雙肢墩具有有效削減墩頂的主梁彎矩峰值、橫向迎風面積小等的優點，但是當墩高較大時的穩定性較低，需要在雙肢墩之間沿縱橋向設置構造措施即系梁來降低橋墩的計算高度，從而減小長細比，提高橋墩穩定系數[3]。

但是，系梁并非雙肢高墩剛構橋的主要受力構件，而是輔助受力構件，多為鋼筋混凝土結構，當雙肢墩間距較大時亦可采用預應力混凝土系梁。沿橋墩高度方向，可以間隔15～25 m設置多道系梁。既有研究[4]表明，設置系梁對高墩剛構橋的縱向地震響應有一定影響，系梁先于橋墩屈服后進行耗能，可以在一定程度上減小橋墩墩底和墩頂塑性鉸曲率值，但不能有效降低雙肢墩的損壞程度。既有的帶系梁的雙柱墩震害也表明了傳統的鋼筋混凝土系梁或者充當“保險絲”的作用，在地震中保護主梁，但震后不易修復(見圖1(a))；或者因設置不當，進而引起橋墩在系梁位置處出現塑性鉸(見圖1(b))。

(a) 系梁損壞保護主墩(b) 系梁剛度大造成橋墩失效

圖1 設置系梁的雙柱墩震害

Fig.1 Seismic damage of double-piers with tie beam

本文首先在分析傳設置統鋼筋混凝土系梁的雙肢高墩抗震性能的基礎上，提出一種在兩端設置轉動耗能阻尼器的耗能系梁，在兼顧耗能的同時，保證雙肢高墩的墩身和系梁在地震中均不會遭受破壞，并通過動力彈塑性分析驗證其減震控制能力。

1 雙肢墩剛構橋的系梁作用

選擇一座5跨連續雙肢高墩剛構橋的雙肢矩形墩進行擬靜力加載分析，如圖2(a)所示。雙肢墩墩高45 m，混凝土強度等級為C50，縱向受力鋼筋為直徑32 mm的HRB335級鋼筋，箍筋為直徑10 mm的HPB300級鋼筋，單肢墩縱筋配筋率和配箍率分別為1.65%和0.43%，如圖2(b)所示。

分別考慮不設置系梁和設置1，2，3道系梁，系梁間距分別為22.5 m，15 m和11.25 m，進行低周往復變幅值位移加載分析，加載機制見圖3(a)；采用ABAQUS建立雙肢墩的有限元模型，計算結果如圖3(b)所示，可以看出隨著系梁數量的增加，雙肢墩出現塑性鉸的數量也增加。不僅在墩底和墩頂出現塑性鉸，系梁兩端也會出現塑性鉸進行耗能。

(a) 橋型布置圖(單位：m)

(b) 單肢墩柱的截面配筋

(a) 變幅值位移加載機制

圖4給出了擬靜力加載作用下墩頂力-位移關系曲線，可以看出隨著系梁數量的增加，系梁間距逐步減小，雙肢墩的耗能能力也逐步增加，但是當系梁數量超過2道后(間距低于15 m)，耗能能力增大的幅度會減小，而雙肢墩剛構橋在設計系梁時常取間距15～25 m，與圖4分析結果也較為一致。

(a) 1道系梁

(b) 2道系梁

(c) 3道系梁

(d) 骨架曲線

但由圖4可見，隨著系梁數量的增加和系梁間距的減小，墩頂水平力也呈增長趨勢，通過對雙柱墩的Pushover推覆分析(見圖5)可以看出，墩底剪力也會逐漸增加，當設置三道鋼筋混凝土系梁時，基地剪力增大約75%。實際上，隨著鋼筋混凝土系梁數量的增加，雙肢墩的側向剛度也隨之增加，作為能力保護構件的橋墩抗剪和基礎抗剪都需要進一步提高承載能力。

圖5 Pushover分析結果

2 雙肢墩耗能系梁減震效果

2.1 耗能系梁的耗能機理

采用耗能系梁能來代替傳統的鋼筋混凝土系梁，不僅可以避免或降低鋼筋混凝土系梁給橋墩帶來的剪力增量，同時也可利用耗能系梁這種非主要受力構件來為橋梁進行減震耗能，發揮其“輔助耗能構件”的作用[5-6]。由于雙肢墩的高度較高，在地震作用下沿縱橋向會產生一定的彎曲變形(見圖6(a))，假設耗能系梁中間部位為剛性構件，兩端與雙肢墩墩柱連接的地方采用轉動鉛阻尼器[7-8](見圖6(b))，則耗能系梁和墩柱之間會產生轉角變形，進而發揮轉動阻尼器的耗能作用(見圖7)。

選擇一個5跨雙肢墩連續剛構橋進行彈塑性動力時程分析，如圖8所示，墩高為60 m，橋墩采用8.0 m×5.6 m的矩形截面，主筋和箍筋分別采用HRB335(242B28)和R235(Φ10，加密區和非加密區間距分別為10 cm和15 cm)鋼筋，截面縱筋配筋率、加密區和非加密區箍筋體積配箍率分別為3.34%,0.56%和0.37%。橋墩沿全高采用纖維鉸考慮其材料非線性，主梁端部與橋臺之間設置碰撞單元，間隙值Δd取值為20 cm，梁端滑動支座考慮其滑動摩擦滯回性能，墩底固結，不考慮樁土效應，同時梁端碰撞考慮橋臺為剛性橋臺，不考慮臺后填土作用[9]。選取El-centro地震記錄輸入進行動力彈塑性分析，加速度峰值取值為0.2g。

(a) 橋墩變形(b) 耗能系梁

圖6 耗能系梁設置

Fig.6 Energy-dissipation tie-beam arrangement

圖7 轉動鉛剪切阻尼器及滯回曲線

圖8 高墩剛構橋動力彈塑性模型及細節

圖9給出了不同耗能系梁設計參數對應的剛構橋動力響應計算結果對比。由圖9可知，只要耗能系梁兩端的轉動鉛剪切阻尼器的設計參數取值適當，總能起到減震控制的作用，梁端的碰撞力和墩底塑性鉸曲率均隨著屈服彎矩和轉動剛度的增大而減小，對于本橋而言，當屈服彎矩和轉動剛度分別取400 kN·m和4×105kN·m/rad時，梁-臺之間不會發生碰撞響應，梁端活動支座位移不超過伸縮縫間隙值，墩底塑性鉸曲率值也達到較小值。

(a) 梁-臺碰撞力和相對位移(b) 墩底塑性鉸曲率和彎矩(c)梁-臺碰撞力和相對位移(d) 墩底塑性鉸曲率和彎矩

(e) 耗能系梁滯回曲線

2.2 耗能系梁的耗能效果

考慮本橋設置三道系梁，圖10給出了無系梁、設置兩端固結鋼筋混凝土(Reinforced Concrete, RC)系梁和設置耗能系梁的高墩剛構橋動力響應對比。由圖10可以看出，設置RC系梁和阻尼系梁后，梁-臺間的相對位移可以控制在初始間隙范圍內，從而避免了梁-臺碰撞，而不設置系梁則會發生很大的碰撞響應；當設置RC系梁時，剛構橋整體剛度變大，沿縱向自振頻率增大而周期減小，對于選用的EL-centro地震動記錄而言，縱向第一階自振頻率對應的譜值較大(見圖10(d))，加之橋墩局部振型出現，墩底塑性鉸曲率相對較大，同時墩底的剪力響應也增大了近1倍，而設置阻尼系梁不會對結構的振動頻率增大較多，同時可以將墩底塑性鉸曲率和剪力效應控制在較小值。

(a) 梁-臺相對位移(b) 墩底塑性鉸曲率(c) 墩底剪力(d) 振動周期與反應譜關系

圖10 不同工況對應的雙肢高墩剛構橋地震響應對比

Fig.10 Seismic response of high-pier rigid frame bridge for several cases

2.3 耗能系梁位置的影響規律

當本橋設置1道耗能系梁時，一些既有高墩雙肢剛構橋往往設置在中間部位，但是對于減震耗能效果而言不一定為最佳部位，分別考察將1道系梁分別設置在距墩底H/3，H/2和2H/3處，得到設置1道系梁時，高墩剛構橋的減震效果如圖11所示?？梢钥闯?，當系梁設置在距墩底H/3或2H/3處時，減震效果較好，而當系梁設置在距墩底H/2處時，甚至會增大碰撞力響應；此外，不同位置設置耗能系梁對于墩底塑性鉸、剪力均基本無影響。

圖11 在不同位置設置耗能系梁后碰撞力響應對比

考慮本橋分別設置1～3道耗能系梁，圖12分別給出設置耗能系梁和未設耗能系梁的減震效果對比。可以看出，由于在分析時采用了一致輸入，所以橋臺對主梁的縱向限位，實際上是限制了墩頂的縱向位移，進而限制了墩底塑性鉸的發展，所以采用地震動一致輸入時，耗能系梁的主要作用在于降低梁-臺的碰撞力[10]，對墩底塑性鉸和剪力基本無影響。

(a) 碰撞力(b) 墩底彎矩(c) 墩底曲率(d) 墩底剪力

圖12 耗能系梁數量對剛構橋動力響應的影響

Fig.12 Seismic response considering different amount of tie-beams

3 近斷層地震作用下高墩剛構橋減震控制

由于高墩剛構橋縱向振動頻率較小，振動周期較長，整體結構縱向剛度較柔，如果處于發震斷層附近，則可能會發生更為嚴重的地震響應[11-12]。圖13給出了不同近遠場地震動反應譜和設計反應譜的關系曲線，可以看出，在同樣的有效加速度峰值前提下，在長周期段，近斷層地震動TCU075，TCU052對應剛構橋縱向基本周期的加速度譜值均比El-centro地震記錄的反應譜和規范反應譜對應的值大，尤其是TCU052這種含速度脈沖的加速度反應譜值更大，所以在近斷層地震作用下高墩剛構橋可能會發生更為不利的地震反應。

圖13 不同地震動反應譜對比

橋梁梁端的碰撞效應會限制橋墩的墩頂位移從而限制墩底塑性鉸的發展，汶川地震中的廟子坪大橋(跨徑布置125 m+220 m+125 m，墩高102 m)，由于有引橋的存在，主橋只是將一跨T梁沿縱向撞至落梁，而主墩墩底塑性鉸開展并不嚴重，表面裂縫僅0.15 mm。所以，對于剛構橋而言，若能夠對梁端碰撞進行較好的減震控制，就能有效防止墩臺因碰撞而剪壞或者引起引橋落梁。

圖14給出了近斷層高墩剛構橋動力響應及設置耗能系梁之后的減震效果分析，可以看出，與遠場地震動El-centro地震動相比，未設置系梁的剛構橋在近斷層地震動TCU075和TCU052輸入下的梁端碰撞力及墩底剪力更大，增大約4～5倍，且碰撞次數也增多；而安裝耗能系梁之后均有一定程度的減震效果，雖然不能完全避免碰撞響應，但是可以降低約50%～60%，而且對墩底剪力也有相應地降低，碰撞次數也有一定程度降低。

(a) 原橋碰撞力對比(b) 原橋墩底剪力對比(c) TCU075碰撞力對比(d) TCU075墩底剪力對比(e) TCU075碰撞力對比(f) TCU075墩底剪力對比

圖14 近斷層剛構橋橋動力響應及減震控制

Fig.14 Seismic response and control of near-fault rigid frame bridge

4 結 論

通過對設置傳統系梁的雙肢墩進行擬靜力加載分析及設置耗能系梁的雙肢高墩剛構橋的抗震性能分析，可以得出以下結論：

(1)高墩剛構橋的梁端伸縮縫間隙值設計多取決于溫度、混凝土收縮和徐變等因素引起的梁端縱向變形，遠小于橋墩抗震性能設計所需要的墩頂縱向變形能力，梁端碰撞力和橋墩剪力是主要地震響應。

(2)傳統的鋼筋混凝土系梁雖會增大雙肢墩的耗能能力，但橋墩剪力也增大較多；遠場地震作用下，耗能系梁能夠有效防止梁端發生碰撞并使橋墩剪力控制在較小水平。

(3)當設置1道或者2道耗能系梁時，分別設置在距墩底H/3和2H/3處耗能能力較高。

(4)高墩剛構橋縱向振動周期較長，相較于遠場地震動，對于長周期成分豐富的近斷層地震動更為敏感，未設系梁的近斷層雙肢高墩剛構橋的動力響應遠高于遠場地震動，設置耗能系梁能夠有效降低近斷層地震動力響應。