鎖定-黏滯阻尼器組合系統及其減震效果驗證

胡尚韜，胡仁康，楊孟剛，李新

(1.中南大學土木工程學院，湖南長沙，410075；2.洛陽雙瑞特種裝備有限公司，河南洛陽，471000)

MA等[21-23]以不同橋梁為對象，對城市高架連續梁橋、公路大跨連續梁橋和高速鐵路連續梁橋黏滯阻尼器以及速度鎖定器的減震效果進行了對比分析，發現黏滯阻尼器可以起到耗能的作用，而速度鎖定器不耗能，但對各墩響應分配效果良好。而單獨使用黏滯阻尼器進行減震時，固定墩內力遠大于活動墩內力，沒有充分發揮每個主墩的抗震能力；單獨使用速度鎖定器進行減震時，常常需要其提供較大阻尼力，可靠性較低，成本較高[24-26]。為此，本文提出一種適合于連續梁橋減震控制的新型鎖定-黏滯阻尼器組合系統。首先，闡述該系統的工作機理，設計制作鎖定裝置模型并對行鎖定效果進行試驗驗證；然后，以1座鐵路連續梁橋為研究對象，對比分析使用黏滯阻尼器、速度鎖定器和鎖定-黏滯阻尼器組合系統在罕遇地震作用下的減震效果，驗證組合系統減震控制的優越性。

1 鎖定-黏滯阻尼器組合系統

1.1 工作機理

鎖定-黏滯阻尼器組合系統如圖1所示。該組合系統由黏滯阻尼器和外接機械鎖定裝置組成，安裝在活動墩墩頂與主梁底部之間，用于控制主梁縱向位移與平衡各墩地震響應。該系統在溫度、收縮徐變、列車(車輛)、多遇地震等荷載作用下鎖定裝置不鎖定，可保證連續梁橋的正常使用功能，且黏滯阻尼器具有一定的減振/震耗能能力；在罕遇地震作用下鎖定裝置觸發鎖定功能，提高活動墩與主梁之間的連接剛度，從而實現地震力在主墩間的合理分配。

圖1 鎖定-黏滯阻尼器組合系統示意圖Fig.1 Diagram of lock-viscous damper combined system

組合系統的鎖定裝置如圖2所示。該鎖定裝置通過銷釘與黏滯阻尼器的活塞桿相連外接，屬于機械裝置，與常規的速度鎖定器構造及工作機理截然不同。當黏滯阻尼器出力較小時，銷釘所受剪力小于其抗剪強度，因此，銷釘未被破壞，壓緊螺母正常工作，可動板在預壓彈簧和預拉彈簧作用下受力平衡，并與阻尼器外接套筒分離，此時，黏滯阻尼器活塞桿正常出力，黏滯阻尼器工作耗能。當黏滯阻尼器出力超過銷釘剪斷力時，銷釘剪斷，壓緊螺母失去作用，預拉彈簧失效，可動板在預壓彈簧作用下向外彈出，齒塊卡入凹槽內，完成鎖定，此時，黏滯阻尼器退出工作，活塞桿不再受力，轉由阻尼器外筒和鎖定裝置傳力，相當于剛性連桿，使活動墩變為固定墩，從而使多個主墩共同分配承擔地震力，達到抗震目的。由于鎖定后黏滯阻尼器不再參與受力，其最大設計出力可限制在鎖定力以下，且該鎖定力遠小于單獨使用黏滯阻尼器和速度鎖定器所需的阻尼器出力。同時，由于采用外部機械裝置進行鎖定，易于維修、更換，并且可以通過調整銷釘剪斷力來控制鎖定速度，從而可提高減震系統的有效性，降低減震系統的成本。

圖2 鎖定裝置示意圖Fig.2 Diagram of locking device

1.2 鎖定試驗

設計制作鎖定裝置的小比例模型，如圖3所示，通過靜力加載試驗驗證其鎖定效果。齒塊與凹槽寬度均為1 cm，高度為1.6 cm，銷釘剪斷力設為12 kN。由圖3(b)可知：鎖定前銷釘未剪斷，壓緊螺母工作良好，可動板與阻尼器外接套筒分離，在預壓彈簧和預拉彈簧共同作用下保持平衡。由圖3(c)可知：鎖定后銷釘剪斷，壓緊螺母退出工作，預拉彈簧失去作用，可動板在預壓彈簧作用下向外彈出，齒塊卡入凹槽內，完成鎖定。由試驗結果可知，鎖定裝置達到預期效果，鎖定可靠。

圖3 鎖定裝置小比例模型Fig.3 Small-scaled model of locking device

2 工程背景與仿真模型

2.1 工程背景

采用某高烈度區鐵路連續梁橋作為工程背景進行分析研究，連續梁立面布置如圖4所示。三跨變截面連續梁跨徑布置為(48.75+80.00+48.75) m；1號、2號與4號墩為活動墩，3號墩為固定墩。主梁采用C50混凝土，單箱單室截面，截面尺寸參照我國高速鐵路(48+80+48)m 雙線標準連續梁選取。橋墩采用C35 混凝土，圓端形截面，墩高均為20 m，邊墩橫橋向寬度與縱橋向厚度分別為2.80 m和7.00 m，主墩橫橋向寬度與縱橋向厚度分別為4.45 m和8.65 m。基礎采用鉆孔灌注樁，由群樁和聯結樁頂的承臺板組成。邊墩處樁徑為1.25 m，主墩處樁徑為1.50 m。

圖4 連續梁橋立面布置圖Fig.4 Elevation of continuous bridge

2.2 有限元模型

采用有限元分析軟件ANSYS 建立連續梁橋模型，有限元空間模型如圖5所示。主梁、橋墩和承臺均采用BEAM 單元模擬；基礎剛度選用六彈簧模式，并采用MATRIX 單元模擬；支座為球形鋼支座，采用COMBIN 單元模擬；黏滯阻尼器和速度鎖定器采用Maxwell 模型，利用COMBIN 單元模擬；鎖定-黏滯阻尼器組合系統鎖定前利用COMBIN單元模擬，鎖定后利用主從連接模擬。

圖5 連續梁橋有限元模型Fig.5 Finite element model of continuous bridge

利用子空間迭代法對該連續梁橋模型進行模態分析，發現該橋一階振型為縱飄，頻率為1.23 Hz，其原因是橋梁僅設置1 個固定墩，其余均為活動墩，縱向約束較弱。因此，在地震作用下，該橋會產生較大的主梁縱向位移以及墩底響應，對其采取相應的減震措施很有必要。

2.3 地震動輸入

根據相關工程場地地震安全性評價報告，橋梁抗震設防烈度為8 度，Ⅱ類場地，設計地震作用地表峰值加速度為0.20g(1g=9.8 m/s2)，對應的多遇地震和罕遇地震作用地表峰值加速度分別為0.07g和0.38g。選取3 條地震波進行計算，并取響應最大值作為計算結果。3 條地震波分別為El-Centro波、Taft波以及根據對應的加速度反應譜模擬的人工波，調幅至0.38g，時間取前40 s，時間步長取0.02 s。地震動加速度時程曲線如圖6所示。

行動主張：在質量需求的識別過程：建議學院或系部、教研室做好專業需求的社會調研，結合學生層次識別其固有特性滿足的程度，確定達到質量要求的任務；在質量目標定義過程：學院、教務處、各系、教研室確定為達到質量要求其任務的目標值應該怎樣，注意必須是一個能夠量化的指標，以及各教研室根據具體情況，提出更高的質量目標，創造精品教學工程。在質量目標的實現過程：建議學院、教務處、系或教研室制定內控標準，實施目標管理、過程監控，階段考核，持續改進的方法。

圖6 地震動加速度時程曲線Fig.6 Tme history curves of ground motion

3 減震效果仿真分析與驗證

3.1 阻尼器布置及參數選取

為了避免安裝阻尼器后顯著增大邊墩響應，使得邊墩破壞，僅于2 號活動主墩墩頂對稱設置2個阻尼器。在工程實際應用中，黏滯阻尼器阻尼系數一般取2 000～4 000 kN·(s/m)α，其中，α為速度指數，一般取0.2～0.4。考慮到本文算例僅為驗證組合系統的減震效果，黏滯阻尼器的阻尼系數和速度指數分別取為3 000 kN·(s/m)α和0.3。根據夏修身等[15]的研究結果，速度鎖定器的阻尼系數和速度指數分別取為2×108kN·(s/m)α和2.0。

對于鎖定-黏滯阻尼器組合系統，為了控制黏滯阻尼器最大出力，并且保證罕遇地震作用下鎖定裝置完成鎖定，選取多遇地震(幅值為0.07g)作用下黏滯阻尼器最大出力作為鎖定力。在多遇地震作用下，黏滯阻尼器滯回曲線如圖7所示。由圖7可知黏滯阻尼器最大出力為1.567 MN，因此，阻尼器鎖定力可取為1.570 MN。

圖7 多遇地震作用下黏滯阻尼器滯回曲線Fig.7 Hysteresis curve of viscous damper under frequent earthquake

3.2 減震效果對比分析

為了驗證鎖定-黏滯阻尼器組合系統的減震效果及其優越性，選取4種工況進行對比分析，各工況下的減震措施見表1，罕遇地震作用下結構響應減振率見表2。通過對前述連續梁橋有限元模型在罕遇地震作用下進行仿真分析，得到主梁縱向位移和墩底內力時程曲線如圖8所示。

表1 各工況下的減震措施Table 1 Measurements of reducing vibration in different working conditions

表2 罕遇地震作用下結構響應減震率Table 2 Reduction effect of structural responses under rare earthquake

由圖8(a)和圖8(b)可知：鎖定前，工況2 和工況4的時程曲線幾乎重合；鎖定后，工況3和工況4的時程曲線基本一致。這是因為，鎖定前，工況2 和工況4 中，結構響應均由黏滯阻尼器進行減震控制，工作狀態一致；而鎖定后，工況3 和工況4中，由于墩梁鎖定剛接，從而工作狀態一致。因此，地震響應基本相同。由于工況3 使用Maxwell模型模擬鎖定，而工況4 使用主從連接模擬鎖定，模擬方式不同導致二者的計算結果有微小差別。

由圖8(a)、圖8(b)和表2可知：安裝阻尼器后，主梁梁端位移和2 號主墩的墩梁相對位移均減小；對于梁端位移，工況2、工況3 和工況4 的減震率分別達到22.86%，32.18%和33.61%，鎖定-黏滯阻尼器組合系統和速度鎖定器的減震效果基本一致，且其減震效果比黏滯阻尼器的減震效果好。

由圖8(c)、圖8(d)和表2可知：安裝阻尼器后，2 號活動墩的內力顯著增大；工況2、工況3 和工況4 的彎矩增加率分別達60.96%，376.24%和368.69%，安裝了組合系統和速度鎖定器的結構效應基本一致。這是因為安裝阻尼器后提高了墩梁連接剛度，因此，活動墩承擔更多主梁慣性力作用，從而增加了其橋墩內力。

由圖8(e)、圖8(f)和表2可知：安裝阻尼器后，3號固定墩的內力減小；工況2、工況3和工況4的彎矩減震率分別為17.37%，28.76%和30.18%，組合系統和速度鎖定器的減震效果基本一致，且其減震效果比黏滯阻尼器的減震效果好。這是因為2號活動墩分擔了一部分地震荷載，使得固定墩內力減小。

對主墩墩底截面彎矩曲率進行分析，得到主墩墩底彎矩-曲率曲線如圖9所示。由圖9可知：該墩底截面首次屈服彎矩為587 MN·m；而由表2可知：在罕遇地震作用下，工況1和工況2的固定墩彎矩分別達788.91 MN·m和651.90 MN·m，因此，固定墩仍會進入塑性狀態；而工況3和工況4的固定墩和活動墩彎矩均在580 MN·m以下，處于彈性工作狀態，因此，與黏滯阻尼器相比，鎖定-黏滯阻尼器組合系統和速度鎖定器對地震力的分配更有效，且能保護主墩免于損傷。

圖9 主墩墩底截面彎矩-曲率曲線Fig.9 Moment curvature curve of pier at bottom’cross section

由表2可知：工況1中，固定墩所承擔的彎矩占總彎矩的比值為78.42%，而工況2、工況3和工況4 中固定墩彎矩占比分別為69.82%，45.42%和45.32%，且邊墩彎矩未明顯增大；單獨使用黏滯阻尼器時，雖然阻尼器能夠消耗一部分地震能量，但對于地震力的分配效果不夠理想，2號活動墩與3 號固定墩的內力仍相差較大，未能充分發揮2 號活動墩的抗震能力，大部分地震荷載仍由3號固定墩承擔；而鎖定-黏滯阻尼器組合系統和單獨使用速度鎖定器雖然改變了結構的動力特性，縮短了結構周期，在一定程度上增大了總地震響應，但是能夠更平均地分配地震力，使得2 號活動墩與3號固定墩的內力基本一致。考慮到實際工程中2個主墩的截面形式和尺寸均相一致，鎖定-黏滯阻尼器組合系統和單獨使用速度鎖定器能充分發揮2號活動墩的抗震能力，降低3 號固定墩分擔的地震力，對橋梁結構的整體抗震性能更有利。

提取工況3和工況4中的阻尼器出力，其與位移的關系如圖10(a)所示，出力時程曲線如圖10(b)所示。由圖10可知：在鎖定-黏滯阻尼器組合系統中，黏滯阻尼器在出力達到鎖定力時即退出工作，由鎖定裝置和阻尼器外筒承擔鎖定后的縱向力；組合系統中黏滯阻尼器的最大出力為1.57 MN。而對于單獨使用速度鎖定器，在罕遇地震作用下，其最大出力達16.56 MN。考慮到制作高出力阻尼器的成本以及高出力阻尼器的漏油和失效問題，鎖定-黏滯阻尼器組合系統明顯比單獨使用速度鎖定器的效果好。

圖10 阻尼器出力特征Fig.10 Forces characteristics of dampers

綜上所述，在罕遇地震作用下，鎖定-黏滯阻尼器組合系統不僅對連續梁橋的主墩內力具有良好的分配效果，保護主墩免于損傷，而且能顯著降低阻尼器的設計最大出力，其減震效果比單獨使用黏滯阻尼器的效果好，其成本比單獨使用速度鎖定器時小，而可靠性比單獨使用速度鎖定器時高。

4 結論

1)與單獨使用黏滯阻尼器相比，鎖定-黏滯阻尼器組合系統可實現地震力在連續梁橋各主墩間的有效、合理分配，有效降低固定墩內力，充分發揮活動墩的抗震能力。

2)鎖定-黏滯阻尼器組合系統具有與單獨使用速度鎖定器基本相同的減震效果，但可以顯著降低阻尼器的設計最大出力，提高減震系統的可靠性，降低減震系統的成本。

3)鎖定-黏滯阻尼器組合系統采用外部機械裝置鎖定，鎖定力可通過銷釘進行調整，損壞后易于維修和更換，降低了安裝和使用難度。

4)鎖定-黏滯阻尼器組合系統鎖定可靠，減震效果顯著，可為高烈度地區的大跨度連續梁橋抗震設計提供一種有效、可靠的減震方法。