雙柱墩新型減震梁橋的失效機制與減震控制

李環輝 許燕芳 顏桂云 張東鵬 袁宇琴

(1.廈門中胤建筑工程有限公司 福建廈門 361000； 2.福建省方鑫建設集團有限公司 福建廈門 361000;3.福建工程學院土木工程學院 福建福州 350118)

0 引言

雙柱墩的構造簡單，空間利用性強，在我國的橋梁建設中應用最為廣泛，地震動下帶系梁雙柱墩的墩-系梁連接點處最易受到破壞，如圖1所示，在抗震設計中需采取措施保護該節點。在雙柱墩結構中，橫系梁結構僅作為連接構件，地震動作用下系梁的開裂或者損壞不會影響橋墩的正常使用，在抗震設計中一般使系梁最先進入塑性耗能狀態，以減小墩底地震響應和提高橋梁的抗震性能，保護橋墩安全[1-2]。遠場類諧和地震動的反應譜衰減速率較慢，長周期段內的譜值大于普通地震動，且遠場地震下結構的減隔震效果明顯比普通地震動差[3-4]。

圖1 墩梁節點破壞

采用減震控制技術減少橋梁結構損傷，在工程中得到了廣泛的運用。吳徽等[5]研究表明，加入BRB的框架結構在大震后仍有較好的承載力。BRB支撐先于結構屈服消耗能量，且震后易更換。李曉莉等[6]研究表明，BRB主要通過改變力的工作路線來減小墩身軸力，規則橋墩的單斜式支撐比人形支撐更易加大基礎剪力。王晨等[7]提出的預制裝配式梁端鋼板耗能鉸節點具有良好的延性和耗能能力，可實現“弱梁”的結構形式，保證地震下結構變形和耗能集中于節點上。更換鋼板可實現結構功能快速恢復；康婷等[8]提出新型承載-耗能梁柱節點，具有易裝配和更換特性，不僅滿足抗震設計要求，其連接構造安全可靠。肖曉菲等[9]提出，鋼質可控鉸的裝配式防屈曲支撐框架結構新體系，該體系使結構損傷位置集中于防屈曲支撐和鋼質可控鉸上，實現震后可恢復功能。

每種減震裝置都有優勢和局限性，單一減震裝置難滿足結構抗震設防要求。為此，針對雙柱墩梁橋，提出新型減震控制方案，研究其失效機制與減震性能，為工程應用提供技術參考。

1 雙柱墩式新型減震梁橋結構

提出兩種新型減震方案：①新型減震結構Ⅰ：系梁端部替換為金屬耗能鉸，如圖2(c)；②新型組合減震結構Ⅱ，同時使用金屬耗能鉸和BRB支撐，如圖2(d)。地震動下金屬耗能鉸進入塑性狀態消耗能量，保護柱-梁節點不受地震破壞，實現塑性區域可控；BRB支撐可增強結構抗側向力性能，避免結構發生位移倒塌破壞；新型組合減震結構Ⅱ同時采用金屬耗能鉸和BRB支撐抵抗地震力，能實現“弱BRB支撐-中金屬耗能鉸-強墩柱”的結構多道防線設防體系，實現震后可恢復功能。

(a)抗震結構 (b) BRB減震結構

(c)新型減震結構Ⅰ (d)新型組合減震結構Ⅱ圖2 雙柱墩模型

2 雙柱墩梁橋減震結構模型

2.1 雙柱墩模型參數

(a)抗震橋梁

(b)新型組合減震梁橋結構Ⅱ圖3 梁橋總體布置圖

圖4 支座布置圖

橋墩抗震模型如圖2(a)所示，系梁、橋墩配筋率按規范規定設置；BRB減震結構布置如圖2(b)所示，是用BRB支撐將抗震結構的系梁中點與橋墩墩頂、墩底連接形成的，表1為防屈曲支撐的主要參數；新型減震結構Ⅰ的布置如圖2(c)所示，是將抗震結構系梁端部外側替換為金屬耗能鉸，金屬耗能鉸由高強鋼腹板、屈曲約束金屬連接板和銷軸組成，如圖5(a)，參數如表2所示[9]。在實際工程中，將金屬耗能鉸兩側端板預埋進梁端混凝土，用耗能元件和銷軸連接，圖5(b)中A點為金屬耗能鉸梁端混凝土開裂，B點為耗能元件屈服，C為耗能元件屈曲，D點為金屬耗能鉸破壞；新型組合減震結構Ⅱ如圖2(d)所示，組合使用金屬耗能鉸和BRB支撐抵抗地震力。通過結構配筋設計，控制雙柱墩承載能力強于系梁上金屬鉸的承載能力，系梁上金屬鉸的承載能力強于BRB支撐，使結構失效順序為：首先BRB支撐屈服，然后金屬耗能鉸屈服，最后橋墩墩身屈服。

(a)金屬耗能鉸形狀

(b)金屬耗能鉸骨架曲線圖5 金屬耗能鉸

表1 BRB支撐性能參數

表2 金屬耗能鉸骨架曲線數值

2.2 結構失效機制分析

采用位移控制方法中的主節點目標位移控制，對結構進行靜力彈塑性分析，主節點為蓋梁中點。初始目標假定為結構總高度的1%、2%、4%，得到結構基底剪力Vb與頂層位移Uroof之間的關系，雙柱墩結構的各個特征節點的名稱如圖6所示；位移推覆作用下抗震結構、BRB減震結構、新型減震結構Ⅰ和新型組合減震結構Ⅱ的失效順序，如圖7所示。

圖6 節點分布圖

圖7 結構失效順序圖墩頂、墩底混凝土開裂 墩-系梁連接點混凝土開裂 系梁端點混凝土開裂 系梁端點破壞，結構失效 BRB支撐屈服 墩-系梁連接點混凝土開裂 系梁端點混凝土開裂 金屬耗能鉸耗能元件開始屈服 金屬耗能鉸完全屈服 系梁端點混凝土開裂 金屬耗能鉸耗能元件開始屈服 墩-系梁連接點混凝土開裂 金屬耗能鉸完全屈服

(1)抗震結構失效順序

推覆位移為20 mm時，墩頂和墩底開始出現塑性鉸，橋墩基底剪力-墩頂位移曲線增長率不發生改變；推覆位移為40 mm時，節點1混凝土開裂，曲線增長率開始下降；推覆位移為273 mm時，系梁混凝土開裂，曲線增長率持續下降；推覆位移為334.5 mm時，系梁進入屈服狀態，此時墩-系梁連接點破壞，橋墩的承載能力下降，橋墩失效。

(2)BRB減震結構失效順序

推覆位移為20 mm時，墩頂、墩底出現塑性鉸，橋墩基底剪力-墩頂位移曲線的增長率不變；推覆位移為35 mm時，BRB支撐開始屈服，曲線呈增長趨勢，BRB支撐完全屈服破壞后，基底剪力-墩頂位移曲線的變化規律與抗震結構曲線的相同，BRB支撐可以提高橋墩的抗側向力剛度，延緩橋墩節點的破壞時間點。

(3)新型減震結構Ⅰ失效順序

推覆位移為26 mm時，墩頂、墩底出現塑性鉸，橋墩基底剪力-墩頂位移曲線的增長率不變；推覆位移為62 mm時，金屬耗能鉸耗能元件開始屈服，曲線增長速率下降；推覆位移為78 mm時，節點1混凝土開裂；推覆位移為100 mm時，金屬耗能鉸完全屈服，曲線的增長率不變，系梁端點不會發生塑性破壞，實現了系梁端部塑性鉸外移，避免墩-系梁連接點處發生破壞。

(4)新型組合減震結構Ⅱ失效順序

推覆位移為20 mm時，墩頂、墩底混凝土開裂；推覆位移為35 mm時，BRB支撐進入屈服狀態，基底剪力-墩頂位移曲線增長率不變；推覆位移為102 mm時，金屬耗能鉸耗能元件開始屈服，新型組合減震結構Ⅱ的金屬耗能鉸進入屈服狀態的時間點較新型減震結構Ⅰ晚，說明BRB支撐耗能可延緩雙柱墩結構進入損傷的時間；推覆位移為144 mm時，節點1混凝土開裂；推覆位移為183 mm時，金屬耗能鉸完全屈服，曲線增長率保持不變，說明金屬耗能鉸能實現系梁端部塑性鉸外移，避免結構在墩-系梁連接點處發生破壞，不會降低橋墩的承載力。

綜上所述：地震下BRB減震結構的BRB支撐首先屈服，消耗地震能量，增加橋墩的抗側向力剛度；地震下新型減震結構Ⅰ的金屬耗能鉸最先開始耗能，結構承載能力不發生退化。墩-系梁破壞節點外移至金屬耗能鉸，抗震結構發生破壞時，金屬耗能鉸減震結構的抗震性能良好；地震動下新型組合減震結構Ⅱ的BRB支撐最先達到屈服，可減少地震動對橋墩結構的地震響應。隨著地震動能量增大，橋墩的塑性發展集中于金屬耗能鉸上，實現塑性耗能區域可控；震后可通過更換BRB支撐和金屬耗能鉸，使橋墩結構快速恢復承載能力，保證橋墩安全，實現“強墩柱-中系梁-弱支撐”多防線設防抗震理念。

2.3 性能點分析

相比于普通地震動對結構性能的影響，遠場類諧和地震動對結構的損傷破壞更嚴重[10]。因此，選取CHY032N、ILA005-V、ILA041-N這3條遠場類諧和地震動作為目標地震動，地震動信息如表3所示。圖8為以上3條地震動需求譜曲線與四類橋墩的結構能力譜曲線的交點。

表3 地震動信息

圖8(a)中0.1g的CHY032N的需求譜曲線與新型減震結構Ⅰ無交點，說明金屬耗能鉸屈曲破壞后雙柱墩結構轉變為單柱墩結構，墩底地震響應急劇增大，此時新型減震結構Ⅰ發生破壞，滿足不了地震動需求；遠場類諧和地震動的地震需求譜不似規則地震動需求譜呈現規律性，因此結構對遠場類諧和地震動的設防烈度要比普通地震動高，才能保證結構安全；圖8(b)和(c)表示四類雙柱墩結構都能滿足地震動ILA005-V和ILA041-N的需求。在抗震設計時，可根據地震動需求譜和結構能力譜的交點對結構進行設防。

(a)CHY032N

(b)ILA005-V

(c)ILA041-N圖8 性能點分析

3 遠場類諧和地震動作用下減震梁橋性能分析

綜上分析：新型組合減震結構Ⅱ的抗震性能最好。將新型組合減震結構Ⅱ和抗震結構放入全橋模型中分析，得到梁橋在峰值加速度0.1g的遠場類諧和地震動下的地震響應，揭示新型組合減震結構Ⅱ的減震性能。橋墩墩柱鋼筋參數與抗震結構相同，主梁看作彈性結構，不考慮配筋，新型組合減震結構Ⅱ梁橋模型如圖3(a)所示。抗震梁橋模型如圖3(b)所示；地震動信息如表3所示，輸入結構地震動為縱、橫兩方向，縱向地震影響系數為1，橫向地震影響系數為0.85。由于BRB支撐和金屬耗能鉸基本不會降低橋梁的縱向地震響應，因此，本節地震響應著重分析雙柱墩的橫向地震響應。

3.1 主梁地震響應

圖9為遠場類諧和地震動作用下抗震梁橋結構，和新型組合減震梁橋結構Ⅱ的主梁橫向位移時程對比。可知：新型組合減震結構Ⅱ放入全橋中，地震下主梁橫向位移較抗震結構變化有兩種情況，第一種為主梁橫向位移峰值點較抗震結構的減小28.8%，峰值出現時間點不變；第二種為主梁橫向位移較抗震結構的下降程度較小，但峰值出現時間點后移。總的來說，兩種減震方式都能減小主梁橫向位移，保護主梁安全。

(a)CHY032N

(b)ILA005-V

(c)ILA041-N圖9 主梁橫向位移

3.2 橋墩地震響應

表3為遠場類諧和地震動下，抗震結構與新型組合減震結構Ⅱ特征節點地震響應和減震率。可知：墩底、墩-系梁連接點的縱向響應在減震后有不同程度的減小，特別是墩-系梁連接點縱向彎矩減震率達到13.4%；新型組合減震結構Ⅱ的墩底橫向剪力有所增加，增長率為21.7%；墩底橫向彎矩減震率達到31%；墩-系梁連接點和系梁端點地震響應減震率在29%～42%范圍內，表明新型組合減震結構Ⅱ的減震效果明顯，可以有效控制墩柱的地震響應。

表3 橋墩地震響應大小

圖10為遠場類諧和地震動作用下抗震結構，以及新型組合減震結構Ⅱ的墩頂橫向位移時程對比。可知：各墩頂蓋梁中部設置橫向單向固定支座，因此新型組合減震結構Ⅱ的墩頂橫向位移于主梁橫向位移的減震變化一致，但墩頂橫向位移的減震率比主梁橫向減震率略大，為30%，說明新型組合減震結構Ⅱ能較大程度地減小墩頂橫向位移。

(a)CHY032N

(b)ILA005-V

(c)ILA041-N圖10 墩柱橫向位移

3.3 支座地震響應

圖11為遠場類諧和地震動作用下抗震結構和新型組合減震結構Ⅱ各個支座的橫向位移和橫向剪力的對比。可知：中墩支座橫向位移基本為零，減震后幾乎無變化。橋臺、邊墩的支座橫向位移減震都有較大程度減小，橋臺的支座位移的減震率為29%，邊墩的支座位移降至3 mm以下，可保證邊墩單向活動支座的安全。新型組合減震結構Ⅱ橋臺處支座減震率為28%，橋墩處支座響應變化不明顯。總的來說：新型組合減震結構Ⅱ，能較大程度的減小單向活動支座的地震響應，保證支座的安全。

(a)橫向位移

(b)橫向剪力圖11 支座地震響應

圖12為三條遠場類諧和地震動作用下，新型組合減震結構Ⅱ的BRB的滯回曲線。可知：BRB支撐幾乎在一開始就達到屈服強度200kN，三條地震動作用下的BRB滯回曲線的耗能、變形基本相同，說明新型組合減震結構Ⅱ的BRB支撐在地震作用下，進入屈服狀態，充分消耗地震能量，保證橋墩結構安全。

(a)CHY0.32N

(b)ILA005-V

(c)ILA041-N圖12 BRB滯回曲線

4 結論

(1)加入金屬耗能鉸和BRB支撐的減震結構的基底剪力-墩頂位移曲線與抗震結構的差異較大，新型減震結構Ⅰ的曲線位于抗震結構的曲線的下方，地震下金屬耗能鉸最先進入塑性耗能狀態，使系梁端點破壞節點外移至金屬耗能鉸，保證墩-系梁連接點安全。

(2)新型組合減震結構Ⅱ在地震下，BRB支撐首先進入屈服狀態，減少地震動對橋墩結構的地震響應，隨后墩-系梁連接點塑性發展集中于金屬耗能鉸，實現塑性耗能區域可控。且該結構有較好的變形能力和耗能能力，可通過更換BRB支撐和金屬耗能鉸使橋墩快速恢復承載力，保證橋墩安全，實現“強墩柱-中系梁-弱支撐”多防線設防抗震理念。

(3)新型組合減震結構Ⅱ能較大程度上減小橋梁橫向地震響應，縱向地震響應基本不發生改變，在抗震設計時可采用新型組合減震結構Ⅱ來抵抗橫向抗震性能。