基于預壓限位裝置的新型橋梁減隔震體系的研究

鄭萬山，謝皓宇，高文軍，劉懷林，唐光武

(1.橋梁工程結構動力學國家重點實驗室，重慶 400067; 2.招商局重慶交通科研設計院有限公司，重慶 400067)

減隔震的概念最早出現在19世紀[6]，在當時是一種用于建筑領域的新技術。自那以后出現了大量有關減隔震概念的研究，并產生了一系列基于不同原理的裝置被廣泛地應用于建筑[10]、橋梁[18]、隧道[8]，以調整目標結構的地震響應。這些減隔震裝置的研究包括但不限于：Buckle[2]等關于隔震器的研究，范立礎[9]等關于阻尼器的研究，Bosco[1]等關于屈曲約束支撐的研究，Sarlis[7]等關于負剛度裝置的研究和Guerrini[3]等關于混合振動系統的研究。

作為抗震設計中一種最有效的被動控制策略，減隔震技術在橋梁工程上的應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70年代在美國、日本等先進國家得到使用。橋梁上部結構發生落梁是橋梁在地震中倒塌的一個重要原因，減隔震支座以及阻尼器可以通過延長結構周期、增加阻尼[5]耗散地震能量，以減小地震作用下結構的內力以及墩梁之間的相對位移從而避免破壞。汶川地震后，減隔震技術在國內橋梁工程領域開始受到重視并得到大力發展[4,14,19]。近年來，李愛群、孟兮[11-13]等將不同結構形式的金屬阻尼器應用在橋梁工程，王炎[15]優化了橋梁工程中使用的鉛芯橡膠減隔震支座的參數，溫佳年、韓強[16]等使用振動臺對滑動摩擦隔震支座、軟鋼阻尼器等不同類型的減隔震裝置在橋梁結構上的性能表現做出了研究。然而，這些傳統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，它們在大氣環境中存在環保問題及耐久性問題，其性能使用壽命遠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，對于量大面廣的中小橋梁建設會造成巨大的經濟壓力。另外，這些減隔震裝置雖然耗散了地震能量，但橋梁上部結構在震后往往留有殘余位移，為震后的修復和加固工作帶來了巨大的困難。

針對以上問題，本文提出一種預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構實現自復位，符合防災韌性設計的概念。

1 預壓限位裝置的設計

對于中小跨徑的連續梁橋，通常在邊墩墩頂設置滑板支座，而在中墩墩頂設置不能產生相對滑動的普通板式橡膠支座。在遭遇強烈地震作用時，普通板式支座與梁體或者墊石之間有可能會產生滑移破壞，墩梁相對位移過大而失去控制，有可能會超出預留搭接長度造成落梁破壞。為了避免上部結構落梁，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位移。大量震害表明，單純依靠混凝土擋塊來限制墩梁相對位移較為困難，并且梁體與擋塊之間的強烈碰撞力會傳遞到橋墩，造成橋墩破壞。

本文為解決普通板式支座抗震的缺陷，將連續梁橋支座更換為滑板支座，并在蓋梁與梁體之間安裝預壓限位裝置。裝置如圖1所示，其中限位塊與護筒是一體的，而擋板則是獨立、可自由活動的。預壓限位裝置工作機理是預先對于彈性體(螺旋彈簧等)施加一個預壓力后放置在護筒內，實現可變剛度和彈性多線性的本構關系，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約束預壓彈簧與擋板。遭遇地震作用時，梁體的慣性會對該裝置施加壓力，當水平動荷載小于預壓力時，則墩梁之間無相對位移，這時墩梁之間的剛度是裝置材料本身所產生的剛度，相對較大；而該力大于預壓力時，限位塊旁邊的擋板則在活塞的帶動下開始移動，墩梁之間產生相對滑移，此時裝置相當于一個柔性彈簧，降低了橋梁水平向的整體剛度，達到減弱地震響應的目的。因此在該裝置上預壓力實現了支座自復位的功能，以及橋面常規荷載和小震作用下的保護功能。裝置工作過程中沒有發生構件破壞，滿足地震韌性[20]的概念。

圖1 預壓力減隔震裝置示意圖Fig.1 Sketch diagram of preload restrainer

2 擬靜力試驗

使用英國Servotest公司DCS2000系統100t作動器[17]對預壓力裝置試件進行軸向的擬靜力試驗，將試件固定在反力地板上，并采用自適應油壓千斤頂來控制試驗過程中軸壓力的變化。試驗樣品尺寸構造與圖1所示一致，直徑約25cm，高度約1.2m，內置預壓彈簧。本試驗加載波形采用簡諧波，并采用位移控制，根據前一級試驗結果來調整后面試驗參數，即對下一位移控制目標進行調整。總共加載循環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計模型的本構關系比較，作動器試驗現場見圖2，結果見圖3。

圖2 預壓力擋塊樣品的作動器試驗 圖3 試驗與理論力-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為擋塊的預壓力，dy為預壓力對應的位移。理想設計模型的本構關系曲線中，屈服強度為樣品試制時所添加的預壓力，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度與一個預估的屈服位移1 mm計算得到。根據擬靜力的試驗結果可以看到該擋塊受力呈現非線彈性，與理論預測一致。在合理設置預壓力情況下，能夠控制墩梁之間的相對位移，減小橋墩地震內力。試驗得到的曲線有些微小的滯回現象主要是由樣品本身與試驗機連接未達到高緊密連接造成的。可以看到實際樣品的力-位移模型與理論值非常接近。這種彈性多線性的本構關系不僅利用變剛度達到了減小地震響應的特點同時還向支座體系提供了自復位的功能。

3 數值模擬

3.1 工程概況及地震動輸入

1聯4跨40m T梁的連續梁橋被選為目標結構，其下部結構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。橋墩和上部結構采用C40和C50混凝土，每個橋墩墩頂設置10個GJZ400×450×84板式橡膠支座，兩端橋臺各設置5個GJZF4-400×450×86滑板橡膠支座。

圖4 目標連續梁橋橋型布置圖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，地震波最大幅值統一調整為0.15g，模擬7度區地震作用。計算結果取3條地震波最大值。因模型為鋼筋混凝土結構，因此結構阻尼比取0.05。計算阻尼比采用瑞雷阻尼，根據橋梁結構第1階和第20階自振頻率確定瑞雷阻尼系數，依據本橋有限元模型中，第1階和第20階模態為縱向振動的前2階模態，其中第1階模態的縱橋向質量參與系數達到94.4%，第20階模態累計質量參與系數達到99.1%。

3.2 有限元模型及動力特性

橋墩和上部結構采用有限元分析軟件梁單元模擬，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構的非線性。橋梁上部結構質量為每跨1 120 t，材料特性的取值見表1。滑板支座在模型中采用釋放水平自由度模擬，即不考慮滑板支座摩擦力對抗震有利的影響因素。滑板支座本構關系使用雙折線滯回模型，根據相關規范計算得到初始剛度取3 450 kN/m，屈服強度取值33.6 kN，屈服剛度取值0 kN/m；由于抗震驗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關系使用線彈性模型，剛度取3 600 kN/m(2號墩)和3 200 kN/m(1號墩、3號墩)。

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

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

模型動力特性見表2，當中列出了模型前10階的模態頻率，前10階中只有第1階為縱向振動。

表2 有限元模型模態頻率統計表Table 2 Chart of modal frequencies of FEM model

3.3 預壓限位裝置的動力分析

設置了4個結構模型作為參照組來對比研究新型預壓限位裝置抗震性能。4個模型分別是：模型1，原橋模型，即墩頂采用普通板式橡膠支座，橋臺與上部結構連接使用滑板支座；模型2，將支座全部設置為滑板支座，墩頂與上部結構之間設置預壓限位裝置，預壓力設置為20 kN，預壓彈簧剛度為53 kN/m；模型3：在模型2的基礎上將預壓力設置為200 kN；模型4：在模型2的基礎上將預壓限位擋塊預壓力為1 000 kN。本節主要是用數值模擬研究不同參數的限位裝置對目標結構抗震性能的提升影響，而不同參數的實現，可以考慮通過增加彈簧的長度等方法來提升預壓力同時保證線剛度不變。

采用普通板式橡膠支座的連續梁橋在下部結構不進入塑性的時，其體系可以被認為屬于線彈性結構。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。采用預壓限位擋塊的連續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構。由于預壓限位擋塊等效水平剛度與其受力密切相關，當其水平力小于預壓力時，其剛度較大，此時整個橋梁結構的水平剛度也較大。當遭遇的地震作用較強時，擋塊承受的水平力大于預壓力，擋塊剛度迅速變小，橋梁結構的整體水平剛度也隨之變小，可有效降低地震響應。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，并且時程曲線也呈現不同的特點。

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

圖6 有限元模型地震動響應圖Fig.6 Seismic responses of FEM model

表3統計了4種橋梁模型分別在3條地震波作用下各種響應的最大值。

表3 模型地震動響應最大值統計表Table 3 Maximum seismic responses of models

由表3可知，在采用預壓限位擋塊后，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的地震內力最小。隨著預壓限位擋塊預壓力的逐漸增大，1號和2號橋墩墩底的地震內力(彎矩和剪力)也逐漸增大，這是由于安裝預壓限位擋塊橋梁結構的水平等效剛度與預壓力直接相關，采用小的預壓力可以使結構變柔，延長結構的自振周期，減小地震響應。而設置較大預壓力的結構剛度較大，其自振頻率也會變大，會增大地震響應。從1號和2和橋墩地震內力可以得出如下結論：預壓限位擋塊對不同高度橋墩均具有減震作用。采用在采用預壓限位擋塊后，1號和2號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根據計算數據繪制了各模型梁體最大縱向位移的對比。可以看出，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。說明通過優化預壓限位擋塊的預壓力能夠顯著減小橋梁主梁的地震位移。對于采用預壓限位擋塊的橋梁結構，如果預壓力調整過大或者過小，則上部結構的縱橋向位移有可能大于采用普通橡膠支座的結構。非線性結構的動力響應是十分復雜的，計算結果中梁體縱向位移的變化規律可以解釋為：當限位裝置預壓力設置太小時，在地震動影響下進入屈服剛度較早，結構整體剛度減小，因此上部結構位移較大；而限位裝置預壓力設置太大則會使墩梁間剛度為裝置初始剛度，此時結構的振型與輸入地震波的主頻率耦合，從而也放大了上部結構的位移。

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

3.4 減隔震體系的動力分析

本節將對預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行分析評估，其“旗形”的力學模型見圖8。

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

本節使用3個不同參數的新型減隔震體系模型，分別輸入地震波，計算目標模型縱橋向的抗震響應。3個不同模型分別是：模型1，限位擋塊預壓力300 kN，滑板支座滑動摩擦力200 kN；模型2，限位擋塊預壓力400 kN，滑板支座滑動摩擦力200 kN；模型3，限位擋塊預壓力600 kN，滑板支座滑動摩擦力200 kN。

3個模型在El-Centro波作用下，梁和墩頂的位移時程對比見圖9。

圖9 有限元模型位移時程響應圖Fig.9 Time-histories of displacement responses of FEM models

可以看到，不同的預壓力對目標結構的位移響應的影響不是特別明顯。綜合3.2及3.3的數值模擬結果，認為擋塊的最優預壓力設置應在滑板支座滑動摩擦力的1.3倍到1.5倍之間，這樣既保證了上部結構自復位的功能，也不會使得地震中減隔震裝置因預壓力過大無法屈服而過度地增加結構剛度并且無法耗能。

另外，在3條地震波作用下，3個模型中墩上的減隔震體系的內力-位移滯回曲線見圖10，其中圖10(a)對應工況為El-Centro波及300kN擋塊預壓力；圖10(b)為El-Centro波，400 kN預壓力；圖10(c)為El-Centro波，600 kN預壓力；圖10(d)為Taft波，300 kN預壓力；圖10(e)為Taft波，400 kN預壓力；圖10(f)為Taft波，600 kN預壓力；圖10(g)為天津波，600 kN預壓力。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。同時滯回曲線均滿足“旗形”的特點，并在殘余位移的位置通過預壓力保證了地震之后上部結構自復位的功能。

圖10 不同擋塊預壓力設置的結構模型(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 結論

針對常見的中小跨徑連續梁橋，提出一種簡單有效的新型抗震結構體系，通過采用滑板橡膠支座和彈性多線性的預壓限位擋塊組合實現減震耗能功能以及上部結構自復位功能，該體系構造簡單、耐久性強，并且能夠通過合理調整擋塊參數能夠達到減小地震響應的作用。

通過作動器對預壓力擋塊的試驗，以及數值模擬，可以得到以下結論：(1)本構關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現旗形的力-位移滯回曲線，體系可以通過滑板支座的摩擦力進行耗能，通過系統參數優化，可以有效減小連續梁橋的地震位移和地震內力，提高橋梁的抗震性能；(2)由于主動設置的擋塊預壓力大于滑板支座的摩擦力，新型減隔震系統可以實現上部結構自復位的功能；(3)新體系的抗震性能表現對預壓力的設置不敏感，隨著限位擋塊的預壓力增大，該橋梁結構的等效水平剛度也逐漸增大，其地震響應也會隨之增大，但幅度較低，可以認為預壓力設置在支座滑動摩擦力的1.3倍到1.5倍是合適的水平；(4)預壓限位擋塊可以采用鋼結構制作，該結構體系的耐久性能明顯由于傳統的采用橡膠減隔震支座系統，抗震性能的溫度穩定性也由于傳統系統。

對于未來的工作，由于本文只對在限位裝置作用下橋梁縱橋向的抗震性能做了數值模擬，因此，接下來會展開裝置對橫橋向抗震性能提升的研究。另外，將進一步優化新型抗震體系的參數，通過振動臺試驗探索其在更多不同類型的結構物上的抗震性能表現，以及與其它具備自復位功能的減隔震裝置相比較。