高效吸能合金鋼耗能限位裝置力學性能及減震效果研究

魏思斯， 耿 波， 楊德舉， 何沛建， 鄭 植,3

(1.招商局重慶交通科研設計院有限公司 橋梁工程結構動力學國家重點實驗室，重慶 400067；2.重慶交通大學 土木工程學院，重慶 400074；3.重慶大學 土木工程學院，重慶 400045)

橋梁作為道路的組成部分之一，對維持正常交通起到了至關重要的作用。一旦發生落梁震害，將直接導致交通運輸線的中斷，且極難修復。為了防止落梁震害的出現，保障生命線工程的貫通以便震后救災以及重建工作的順利開展，國內外學者對防落梁裝置展開了研究，提出了各種限位裝置、連梁裝置以及阻尼器。早期國內外學者開發了纜索式、鋼板式以及鏈式防落梁裝置，采用高強鋼索、鋼板或者鏈條進行墩-梁或梁-梁連接，同時在順橋向預留一定的間隙，允許溫升、溫降引起的梁端相對位移，在地震作用下梁端位移超過非工作長度后開始發揮作用，限制橋梁上下部結構的相對位移[1-2]。美國與日本規范及國內外學者也基于主梁質量、支座反力或者水平地震力提出了相應的靜力設計方法[3-6]。我國學者還基于國內外已有設計方法，研究了裝置長度、設計位移量、剛度等參數對其防落梁效果的影響[7-8]。該類裝置構造簡單，力學性能明確，設計方法簡單，在美國、日本以及我國部分強震區橋梁上得到了應用，是目前較為常用的防落梁措施。相關研究表明該類防落梁裝置能夠有效減小橋梁上部結構的地震位移及加速度，對于落梁震害有一定的預防作用[9]。但這一類裝置在地震作用下保持彈性，不具有耗能能力，并且會增大橋墩的受力以及地震損傷。為了改善防落梁裝置的抗震性能，國內外學者開始研究具有耗能、緩沖能力的防落梁裝置。國內外學者將形狀記憶合金(shape memory alloy，SMA)這種具有良好耗能能力以及超彈性特性的新型材料引入橋梁抗震領域研發防落梁裝置,并通過理論及試驗研究驗證了SMA防落梁裝置能有效降低地震作用下的墩梁相對位移，既能降低落梁震害發生的可能性，又能一定程度地減輕梁梁間的碰撞，且其限位效果優于傳統的纜索式防落梁裝置[10-13]。但是形狀記憶合金的力學性能受到溫度的影響，且制作工藝復雜，造價較高，目前尚未得到廣泛的應用。國內外學者還將金屬阻尼器引入了橋梁耗能減震領域，研發了軟鋼阻尼器、復合式金屬阻尼器、緩沖型防落梁鋼圈等限位裝置[14-18]，利用金屬進入塑性滯回耗能，從而減小橋梁結構的地震位移響應，達到限位防落梁的目的。

高效吸能合金鋼是一種新型航天材料，其具有明顯優于普通鋼材的延性和變形能力，且其斷裂延伸率遠大于普通鋼材，本文將這種新材料引入橋梁抗震領域，與波紋鋼管組合起來，研發了一種新型耗能限位裝置。該裝置在地震作用下利用合金鋼桿件受拉，波紋鋼管受壓，兩種構件進入塑性滯回耗能，減小橋梁的地震響應，從而起到耗能緩沖、限位的作用。本文首先通過試驗及有限元模擬研究合金鋼拉桿及波紋鋼管的力學性能，再對整個裝置進行擬靜力試驗及有限元模擬，分析其力學性能。最后將該裝置應用于一座三跨簡支梁橋，進行地震動力時程分析，分析其對橋梁地震響應的影響，驗證其耗能防落梁防碰撞效果。

1 耗能限位裝置構造及工作原理

高效吸能合金鋼耗能限位裝置主要由拉桿以及波紋鋼管組成。其中，拉桿采用高效吸能合金鋼，波紋鋼管采用Q345B鋼材。高效吸能合金拉桿一端通過螺紋與連接件進行機械連接，另一端穿過連接件上的預留孔在端部擰有螺母，螺母與連接件豎板間留有一定的間隙,如圖1所示。合金鋼拉桿外側套有波紋鋼管，鋼管在一端與連接件豎板焊接固定，另一端端部與連接件留有一定間隙。無地震作用時，主梁在溫升、溫降、汽車等荷載作用下的位移小于預留的間隙，裝置不工作。在中小地震(E1)作用下，主梁間縱向相對位移超過預留的初始間隙后，高效吸能合金鋼耗能限位裝置開始受力，先處于彈性工作階段；當橋梁遭受罕遇地震(E2)時，高效吸能合金耗能限位裝置的拉桿與波紋鋼管進入塑性，耗散一部分能量，起到緩沖作用，從而減小橋梁結構的地震位移響應，達到限位防落梁的目的。

1.間隙端連接件;2.螺母;3.波紋鋼管端板;4.高效吸能合金鋼拉桿;5.波紋鋼管;6.固定端連接件。圖1 高效吸能合金鋼耗能限位裝置構造圖Fig.1 Configuration of the effective energy-absorbing alloy steel energy-dissipating restrainer

高效吸能合金鋼耗能限位裝置兩端可通過連接件及高強螺栓分別與兩側主梁連接(見圖2(a))，也可通過改變連接件的形式進行墩-梁連接(見圖2(b))。該裝置既可用于新建橋梁，也可用于既有橋梁抗震加固，也便于震后維修更換。間隙端連接件豎板上供合金鋼拉桿穿過的預留孔為圓端形，可允許主梁在橫橋向一定的位移量。

(a) 梁-梁連接

(b) 墩-梁連接圖2 耗能限位裝置安裝示意圖Fig.2 Schematic diagram of installation of the effective energy-absorbing alloy steel energy-dissipating restrainer

拉桿的材料為高效吸能合金鋼，而波紋鋼管的制作材料為Q345B鋼材。由于兩者采用不同的材料及結構構造，其力學性能存在一定的差異。而耗能限位裝置在往復荷載作用下，兩個方向的力學性能及耗能效果宜較為接近，因此在設計時,裝置高效吸能合金桿件和波紋鋼管試件按照兩者的耗能性能基本一致的原則確定尺寸。

2 高效吸能合金鋼拉桿力學性能分析

2.1 高效吸能合金鋼材料力學性能

通過拉伸試驗對高效吸能合金鋼拉桿的材料力學性能進行研究，試驗參照國家標準GB/T 228.1—2010《金屬材料 拉伸試驗 第1部分：室溫試驗方法》進行，試驗設備采用SHT4206電液伺服萬能試驗機,如圖3所示;試驗件直徑10 mm如圖4所示，共計3個試件。加載時，在彈性階段采用應力控制，加載速率20 MPa/s，在塑性階段采用位置控制，加載速率為10 mm/min。

圖3 高效吸能合金拉桿棒材拉伸試驗Fig.3 Tensile tests of the effective energy-absorbing alloy steel bar

圖4 試驗件規格尺寸(mm)Fig.4 Dimensions of specimens(mm)

試驗測得的高效吸能合金應力-應變曲線,如圖5所示。圖5還給出了Q355鋼材的應力-應變曲線[19]作為對比。3個試件根據試驗數據擬合得到的材料力學性能參數,如表1所示。

圖5 吸能合金應力-應變曲線Fig.5 Stress-strain curves of the effective energy-absorbing alloy steel

如圖5所示，高效吸能合金鋼的應力-應變曲線無明顯的屈服平臺，進入塑性后即進入強化階段，取塑性延伸率為0.2%對應的應力為屈服強度(見表1)。其中，試件3實測強度最低，其屈服強度為223 MPa，低于Q355鋼。試件3的斷裂強度達到564 MPa，高于Q355鋼；高效吸能合金鋼的斷裂應變超過0.5，也高于Q355鋼。如表1所示，高效吸能合金鋼的斷后伸長率達到了68%，遠高于常用鋼材的17%～22%。因此，高效吸能合金具有明顯優于普通鋼材的延性和變形能力，具有較低的屈服強度，較高的斷裂強度，良好的吸能能力。

表1 高效吸能合金材料力學性能參數Tab.1 Mechanical properties of effective energy-absorbing alloy steel

2.2 設計參數對高效吸能合金鋼拉桿力學性能的影響

高效吸能合金鋼拉桿構造,如圖6所示。由高效吸能合金鋼錨固試驗可知，其可焊性不佳，宜于采用梯形螺紋的形式進行機械連接和錨固。因此，拉桿兩端采用梯形螺紋進行錨固，為了保證拉桿不發生錨固段的破壞，塑性變形與破壞均發生在中間工作段，錨固段的有效直徑大于工作段的直徑，并在錨固段和工作段之間設置一定長度的過渡段，過渡段與工作段之間采用圓弧過渡。

圖6 高效吸能合金鋼拉桿構造圖Fig.6 Configuration of the effective energy-absorbing alloy steel bar

高效吸能合金鋼拉桿的設計參數為工作段直徑db和總長度Lb，而錨固段直徑可根據錨固強度大于工作段截面強度的原則進行設計確定。為了研究這兩個設計參數對拉桿力學性能的影響，利用有限元軟件ABAQUS進行數值模擬，對拉桿進行單次受拉位移加載模擬。數值模擬工況,如表2所示。工況1中各分組保持總長度Lb=750 mm不變，工作段直徑db由35 mm逐漸增加至60 mm；而工況2則保持工作段直徑db=42 mm不變，總長度Lb由550 mm逐漸增加至800 mm。

表2 高效吸能合金拉桿設計參數Tab.2 Parameters of effective energy-absorbing alloy steel bars

試件加載的過程中，隨著荷載的增大，試件截面積逐漸減小，試驗直接得到的應力-應變曲線不能準確地反應材料的實際應力應變情況。因此，在假定體積不變的情況下，本文將2.1節中經由試驗得到的應力、應變轉化為材料的真實應力和真實應變,如圖7所示，在此基礎上進行合金鋼拉桿的有限元模擬分析。本文保守地取抗拉強度、屈服強度最低的試件3對應的應力-應變曲線，轉化為真實應力-應變曲線，再轉化為真實應力-塑性應變曲線作為該材料的本構關系，如圖7所示。拉桿采用C3D8R(三維六面體含減縮積分)單元進行模擬，拉桿下端固定，上端施加位移，由0加載至50 mm，得到拉桿拉伸至50 mm的力-位移曲線，各工況力-位移曲線對比,如圖8所示。

圖7 高效吸能合金材料真實應力-應變關系Fig.7 True stress-strain curves of the effective energy-absorbing alloy steel

(a) 工況1(Lb=750 mm)

(b) 工況2(db=42 mm)圖8 高效吸能合金拉桿力-位移曲線Fig.8 Force-displacement curve of effective energy-absorbing alloy steel bars

當保持總長度Lb不變時，高效吸能合金鋼拉桿的彈性剛度、強度及耗能能力隨著直徑db增加而逐漸增加,如圖8(a)所示。當保持工作段直徑db不變時，高效吸能合金鋼拉桿的強度及耗能能力隨著總長度Lb增加而略有下降,如圖8(b)所示?？傞L度Lb對桿件強度的影響較小，桿件的強度及耗能能力主要由工作段直徑db控制。由有限元分析求得工況1中不同直徑拉桿的力學參數,如表3所示。

表3 高效吸能合金鋼拉桿力學參數Tab.3 Mechanical parameters of effective energy-absorbing alloy steel bars

3 波紋鋼管力學性能分析

3.1 波紋鋼管力學性能有限元分析

為使得波紋鋼管在軸向受壓時具有良好的延性及耗能效果，對波紋鋼管進行詳細設計，并通過數值模擬分析各設計參數對其力學性能的影響。波紋鋼管波形由兩個半圓組成，其波距與波深比例為2∶1，如圖9所示。

(a) 波形示意圖

(b) 整體構造圖9 波紋管波構造示意圖Fig.9 Schematic diagram of corrugated tubes

為了研究各設計參數對波紋鋼管的力學性能的影響，以便于選取合適的規格尺寸，使得波紋鋼管的受壓耗能能力與高效吸能合金鋼拉桿匹配，并滿足橋梁抗震需求，采用有限元軟件ABAQUS建立實體模型進行參數分析,如圖10所示，采用C3D8R單元進行模擬，對波紋鋼管上部施加軸向單向壓縮50 mm的位移，下部固定。波紋管材料為Q345B鋼材，考慮的設計參數包括波紋半徑r、鋼管外徑Dt、鋼管壁厚t以及總長度Lt(見圖9)。

圖10 波紋管有限元計算模型Fig.10 Finite element model of corrugated tube

參數分析分3個工況進行，工況1研究r和t對波紋鋼管力學性能的影響，并假定r=t，取Lt=650 mm，Dt=200 mm，各組設計參數如表4所示。數值模擬分析得到波紋鋼管的力-位移曲線，如圖11所示。

圖11 波紋鋼管力-位移曲線(工況1)Fig.11 Force-displacement curves of corrugated tubes(condition 1)

表4 波紋管設計參數(工況1)Tab.4 Parameters of corrugated tubes(condition 1)

如圖11所示，工況1中各波紋鋼管耗能效果均較好，進入塑性后均有較長的屈服平臺，且當總長度Lt與外徑Dt不變時，波紋鋼管的強度及彈性剛度均隨著波紋半徑r及壁厚t增加而增加。

然后取工況1中的第三組，即r=t=5 mm，進行工況2和工況3的數值模擬分析，分別分析Lt和Dt對波紋鋼管力學性能的影響，設計參數如表5所示;各工況力-位移曲線如圖12所示。

(a) 工況2

(b) 工況3圖12 波紋鋼管力-位移曲線(工況2、工況3)Fig.12 Force-displacement curves of corrugated tubes(condition 2, condition 3)

表5 波紋管設計參數(工況2、工況3)Tab.5 Parameters of corrugated tube(condition 2, condition 3)

如圖12所示，波紋鋼管的強度及彈性剛度隨著鋼管外徑Dt的增加逐漸增大，而隨著長度Lt的增加逐漸減小。

3.2 波紋鋼管靜壓試驗

為驗證波紋鋼管耗能效果，對6個波紋鋼管試件進行靜壓試驗,如圖13所示，試件以壁厚t和波紋半徑r為變化參數，其他設計參數保持不變。6個波紋鋼管兩端焊接厚度為5 mm，直徑250 mm的圓形薄鋼板，以保證受壓穩定性，波紋鋼管具體尺寸如表6所示。

(a) 1～3號試件

(b) 4～5號試件圖13 波紋鋼管試件(試驗前)Fig.13 Corrugated tube specimens(before tests)

表6 波紋鋼管試件尺寸表Tab.6 Dimensions of corrugated tube specimens

波紋鋼管靜壓試驗采用微機控制電液伺服萬能試驗機進行加載，如圖14所示。試驗采用位移控制，對波紋鋼管進行單向壓縮，試驗加載速率為5 mm/min，測得其位移和反力，試驗結果與數值模擬結果對比,如圖15所示。各波紋管的實測力學參數,如表7所示。

圖14 波紋鋼管靜壓試驗Fig.14 Static compressive tests on corrugated tubes

(a) 1號波紋管

(b) 2號波紋管

(c) 3號波紋管

(d) 4號波紋管

(e) 5號波紋管

(f) 6號波紋管圖15 波紋鋼管實測及數值模擬力-位移曲線對比Fig.15 Comparison between the measured and simulated force-displacement curves of corrugated tubes

表7 波紋鋼管實測力學參數Tab.7 Measured mechanical parameters of corrugated tubes

6個波紋管試件靜圧試驗得到的力-位移曲線與數值模擬結果較為吻合，其力學性能與預期相符,如圖15所示。由圖15(a)～圖15(c)中力-位移曲線和表7中各力學參數的變化規律可知，在其他設計參數保持不變的情況下，隨著波紋鋼管壁厚的增加，其彈性剛度、屈服強度、極限強度也逐漸增大。而圖15(d)～圖15(e)中力-位移曲線和表7各力學參數的變化規律可知，在其他設計參數保持不變的情況下，隨著波紋鋼管波紋半徑的增加，其彈性剛度、屈服強度、極限強度反而逐漸減小。其中，3號、5號試件當被壓縮到波紋擠緊后,如圖16所示，其力-位移曲線出現了上升段。而其余試件在加載到極限狀態時均出現了不同程度的側向屈曲現象(見圖16)，而未能加載至上升段。而在數值模擬中，波紋鋼管底部固結，其處于理想的軸心受壓狀態，并未出現側向屈曲失穩的現象。這可能是因為試驗采用的萬能試驗機下端為一球鉸，在施加壓力荷載時試件可能未能完全居中放置，而不能保持完全軸向受力，同時也可能因為波紋鋼管試件存在加工誤差或者缺陷所導致的。

圖16 波紋鋼管試件(試驗后)Fig.16 Corrugated tubes specimens(after tests)

4 耗能限位裝置力學性能試驗

為了驗證耗能限位裝置的耗能性能及工作狀態，對其進行了擬靜力試驗，得到裝置的耗能滯回曲線，并與數值模擬結果進行對比。

4.1 試驗試件設計與加載方式

為了使得耗能限位裝置在往復荷載作用下受拉及受壓的力學性能相近，以受拉、受壓耗能性能基本一致、匹配的原則確定高效吸能合金桿件和波紋鋼管的尺寸，具體尺寸及構造分別如表8和圖17所示。

表8 耗能限位裝置試件尺寸Tab.8 Dimensions of energy-dissipating restrainer specimen

為模擬地震作用下耗能限位裝置的工作狀態及耗能性能，設計如圖17和圖18所示的加載裝置。該加載裝置主要由固定連接件、作動器連接件以及作動器組成。由合金鋼拉桿及波紋鋼管數值模擬分析結果可知，拉桿與波紋鋼管的拉伸、壓縮強度均約為220 kN，因此試驗加載選用100 t作動器，作動器最大行程為±280 mm。

1.錨固連接件;2.螺母;3.波紋鋼管端板;4.高效吸能合金鋼拉桿;5.波紋鋼管;6.作動器連接件。(a) 整體圖

(b) 合金鋼拉桿

(c) 波紋鋼管

(d) 波形大樣圖圖17 耗能限位裝置試件構造圖(mm)Fig.17 Configuration of energy-dissipating restrainer specimen(mm)

圖18 耗能限位裝置擬靜力試驗Fig.18 Pseudo static test onenergy-dissipating restrainer specimen

試驗時，通過固定螺栓將錨固連接件固定于實驗室地面，耗能限位裝置試件中合金鋼拉桿穿過錨固連接件豎板中的預留孔后在另一端通過梯形螺紋與螺母連接，螺母與豎板留有10 mm的初始間隙作為非工作段。錨固連接件豎板另一端與波紋鋼管端板間也留有10 mm的初始間隙。波紋鋼管另一端與作動器連接器焊接。作動器連接件中設置了梯形螺紋，以便于與合金鋼拉桿錨固連接。作動器連接件另一端通過螺栓與作動器連接。作動器另一端與反力墻固結。加載時作動器通過連接件帶動試件水平往復運動。

高效吸能合金防落梁裝置受力性能試驗采用位移控制加載，水平位移幅值首先按±5 mm往復加載一次，然后按5 mm的位移遞增形式往復加載，最大加載位移幅值為±75 mm，試驗裝置和數值模擬中初始間隙均取為10 mm。試驗位移加載為變幅勻速加載，加載制度如圖19所示。

圖19 水平加載制度Fig.19 Horizontal loading pattern

4.2 試驗現象及結果分析

試驗開始后，隨著位移幅值增加，當達到耗能限位裝置的不工作位移(即初始間隙)后，作動器向試件移動時，波紋鋼管端板與錨固連接件豎板接觸受壓；作動器遠離試件移動時，高效吸能合金鋼拉桿端部螺母與錨固連接件豎板接觸，拉桿開始受拉；耗能元件逐漸產生變形，并迅速進入塑性階段，殘余變形也逐漸增大。試件實測與數值模擬滯回曲線對比,如圖20所示。

圖20 耗能限位裝置滯回曲線Fig.20 Hysteresis curves of energy-dissipating restrainer specimen

如圖20所示，滯回曲線形狀為滑動的紡錘形，滑移量為裝置預留的間隙，整體形狀較為飽滿，具有較好的耗能能力，且試驗結果與數值模擬分析較為吻合，高效吸能合金鋼耗能限位裝置在往復荷載作用下的工作狀態與預期基本符合。

從圖20可以看出,高效吸能合金耗能限位裝置具有較大的初始剛度和屈服強度，且能迅速進入屈服狀態，耗能效果較好。可根據橋梁在地震作用下的抗震需求對合金鋼拉桿和波紋鋼管的規格尺寸進行設計。

耗能限位裝置的最終破壞形態,如圖21所示。試驗加載至最后合金鋼拉桿并未出現破壞，波紋鋼管出現了側向屈曲現象，這可能是由于作動器固定端為球鉸支座，而并非完全固結；也可能是由于試驗安裝時或試件制作存在誤差，未能保證加載過程中保持完全軸向受壓。耗能限位裝置擬靜力試驗及波紋鋼管靜壓試驗中均出現了鋼管屈曲的現象，可考慮增設導向裝置等措施保障波紋鋼管軸向受壓以提高耗能限位裝置的極限強度。

圖21 耗能限位裝置破壞形態Fig.21 Failure form of energy-dissipating restrainer specimen

5 地震作用下裝置減震效果分析

5.1 耗能限位裝置設計原則

耗能限位裝置的規格尺寸可根據橋梁的抗震需求進行設計確定。即可先選定合金鋼拉桿和波紋鋼管的規格尺寸，通過拉桿和波紋鋼管的有限元模擬分析確定其力學參數，然后建立橋梁有限元模型進行地震作用下的受力分析，分別采用僅受拉和僅受壓線性彈簧模擬合金鋼拉桿和波紋鋼管，計算在罕遇地震作用下高效吸能合金鋼拉桿和波紋鋼管承受的設計地震力，檢驗是否滿足屈服強度小于設計地震力，且極限強度大于設計地震力兩個條件。若不滿足則重新擬定拉桿的規格尺寸再次進行試算，直到滿足為止。

耗能限位裝置在往復荷載作用下，兩個方向的力學性能及耗能效果較為接近，因此在設計裝置時高效吸能合金桿件和波紋鋼管還按照兩者的耗能性能基本一致的原則確定尺寸。

5.2 有限元分析模型

本節以一座三跨簡支梁橋為依托，運用非線性時程對未設置高效吸能合金鋼耗能限位裝置(工況1)和設置耗能限位裝置(工況2)，橋梁的地震響應進行對比分析。重點分析高效吸能合金鋼耗能限位裝置對橋梁墩(臺)梁相對位移、臺梁間及梁梁間碰撞、墩底內力的影響，并分析裝置在地震作用下的受力及耗能性能，驗證裝置在地震作用下的防落梁、防碰撞效果。

簡支梁橋跨徑布置為3×20 m，主梁為4片T梁，橋墩為雙柱式，單根墩柱直徑1.4 m，墩高16 m。蓋梁截面為1.4 m×1.7 m，橫系梁截面為1.2 m×1.0 m。主梁采用C50混凝土，下部結構采用C30混凝土。橋臺處設置單排4個矩形板式橡膠支座(GJZ350×350×85)，橋墩處設置雙排8個矩形板式橡膠支座(GJZ350×350×85)。橋面板與橋臺間和梁體間的伸縮縫寬度為80 mm。簡支梁橋有限元模型,如圖20所示，橋墩底部固結，不考慮樁土效應。主梁、橋墩、蓋梁、橫系梁均采用三維梁單元進行模擬。支座采用彈性連接進行模擬。由于橋臺剛度遠大于橋墩的剛度，本文近似地認為橋臺的剛度為無窮大，未建立橋臺單元，橋臺處支座彈性連接下側節點設置固定邊界。計入二期恒載作用。

在0號、1號、2號、3號軸線處各設置4個高效吸能合金鋼耗能限位裝置。耗能限位裝置的的初始間隙為1 cm，根據5.1節所述設計方法擬定合金鋼拉桿尺寸為：Lb=750 mm，db=42 mm；波紋鋼管尺寸為：Lt=650 mm，Dt=200 mm，r=t=5 mm。

圖22 簡支梁橋有限元模型Fig.22 Finite element model of a simply-supported bridge

耗能限位裝置綜合采用一般連接中的鉤、間隙、滯后系統進行模擬，根據對高效吸能合金拉桿與波紋鋼管的有限元分析結果，其力學參數詳如表9所示。如圖23所示，當兩側主梁發生相對運動，即兩主梁間距縮小時，且相對位移超過裝置初始間隙(即間隙1)后，波紋鋼管(即滯后系統1)開始工作，起到防碰撞的作用；而當兩側主梁背向運動，即主梁間距變大時，且相對位移超過裝置初始間隙(即鉤1)后，高效吸能合金鋼拉桿(即滯后系統2)開始工作，防止主梁出現落梁震害;當兩側主梁相對運動時，且相對位移超過了伸縮縫寬度(間隙2)時，兩側主梁發生碰撞，碰撞單元采用線性彈簧進行模擬，間隙3設為伸縮縫寬度8 cm，T梁碰撞剛度約為EA/L=15.5×105kN/m。

圖23 耗能限位裝置有限元模型Fig.23 Finite element model of energy-dissipating restrainer

表9 耗能限位裝置力學參數Tab.9 Mechanical parameters of energy-dissipating restrainer

地震波選用某Ⅷ度區工程場地地震安全性能評價報告中的50 a超越概率2%的3條地震波,如圖24所示，沿縱橋向輸入，分析罕遇地震作用下的橋梁地震響應。

(a)

(b)

(c)圖24 地震時程曲線Fig.24 Time-history earthquake curves

5.3 橋梁地震響應分析

地震作用下有無耗能限位裝置對應的各墩臺最大墩梁相對位移,如圖25所示。由圖25可知，設置耗能限位裝置以后各墩臺的最大墩(臺)梁相對位移均大幅下降。其中，在地震作用下1號橋墩左右兩側主梁的墩梁相對位移時程和最大位移值分別,如圖26和表10所示。

圖25 地震作用下各墩臺的最大墩(臺)梁相對位移Fig.25 Comparison between time-history of displacement of the main girder to relative pier 1

(a) 左側主梁

(b) 右側主梁圖26 1號橋墩兩側梁端墩梁相對位移時程曲線對比Fig.26 Comparison between time-history of displacement of the main girder to relative pier 1

表10 1號橋墩兩側梁端最大墩梁相對位移Tab.10 Maximum displacement of the main girder to relative pier 1

如圖26和表10所示，右側主梁與1號橋墩的最大墩梁相對位移已超過板式橡膠支座的最大變形能力6.1 cm，支座發生滑動。設置耗能限位裝置后，左側和右側主梁與1號橋墩的最大墩梁位移分別減小了68.2%和51.0%。由此可見，設置高效吸能合金鋼耗能限位裝置能有效地減小墩(臺)梁間的相對位移，預防落梁震害的發生。

未設置耗能限位裝置時，0～4號墩(臺)兩側主梁間或主梁與橋臺間的碰撞力時程,如圖27所示。設置耗能限位裝置后，0～4號墩(臺)梁或主梁與橋臺間的碰撞次數均為0，由此可見耗能限位裝置能夠有效地起到防碰撞的作用。

(a) 0號橋臺

(d) 3號橋臺圖27 地震作用下主梁碰撞力時程曲線Fig.27 Time-history curves of girder pounding forces under seismic load

當有無耗能限位裝置時，橋梁在地震作用下1號、2號橋墩墩底最小軸力、最大剪力絕對值以及最大彎矩絕對值,如表11所示。其中，1號橋墩墩底軸力、剪力以及彎矩的時程圖對比,如圖28所示。由表11和圖28可知，設置耗能限位裝置對橋墩墩底地震軸力影響較小，且還能一定程度地降低墩底剪力和彎矩，對橋墩在地震作用下的受力未造成不利影響，不會加重橋墩的地震損傷。

(a) 墩底軸力

(b) 墩底剪力

(c) 墩底彎矩圖28 地震作用下1號橋墩墩底內力時程曲線Fig.28 Time-history curves of internal forces of pier 1 under seismic load

表11 地震作用下的墩底內力Tab.11 Internal forces at the bottom of piers subjected to seismic load

由于該三跨簡支梁為對稱結構，以0號橋臺和1號橋墩為例，說明地震作用下耗能限位裝置的受力情況。圖29給出了0號橋臺和1號橋墩處設置的耗能限位裝置在地震作用下的滯回曲線。0號橋臺和1號橋墩處設置的耗能限位裝置均進入了塑性，均發揮了滯回耗能的作用,如圖29所示。由圖29(a)、圖29(b)對比可知， 0號橋臺處的耗能限位裝置耗能能力發揮的充分程度大于1號橋墩，這是由于0號橋臺處下部結構的剛度大于1號橋墩，更多地震力傳遞到了0號橋臺。

(a) 0號橋臺

(b) 1號橋墩圖29 地震作用下耗能限位裝置滯回曲線Fig.29 Hysteresis curves of energy-dissipating restrainer under seismic load

6 結 論

本文對高效吸能合金鋼耗能限位裝置各耗能構件進行力學試驗研究及結構設計，對整個裝置進行了擬靜力試驗，驗證其工作狀態及耗能能力，并依托一座三跨簡支梁橋分析了橋梁在有無耗能限位裝置時的地震響應，對比分析了裝置的耗能防落梁效果，主要得出以下結論：

(1) 由高效吸能合金鋼的材料力學性能試驗可知，其斷后伸長率達到了68%，該材料的斷裂強度高達564 MPa。其具有斷裂延伸率高、斷裂強度高等優點，在橋梁抗震、抗沖擊領域具有十分廣闊的應用前景。

(2) 由數值模擬分析可知，高效吸能合金鋼拉桿的彈性剛度、強度及耗能能力隨著工作段直徑增加而逐漸增加，而總長度對桿件強度的影響較小。

(3) 根據數值模擬分析及靜壓試驗可知，波紋鋼管具有較長的屈服平臺，其耗能能力較好。波紋鋼管的屈服強度、極限強度隨著壁厚及外徑的增加而逐漸上升，隨著波紋半徑及總長度的增加而逐漸降低。

(4) 由高效吸能合金鋼耗能限位裝置擬靜力試驗可知，其滯回曲線形狀為較為飽滿的滑動的紡錘形，具有較好的耗能緩沖能力。裝置在往復荷載作用下的工作狀態與耗能能力與預期基本相符。

(5) 將高效吸能合金鋼耗能限位裝置應用于簡支梁橋，可有效降低主梁梁端與橋臺、以及梁端與橋墩間的相對位移，起到防落梁防碰撞的效果，且在橋臺處的耗能效果更為顯著。并且設置耗能限位裝置不但不會加重橋墩的地震損傷，還能一定程度地降低墩底剪力、彎矩。其在橋梁抗震防落梁領域具有一定的應用前景。