多階適時控制連接裝置設計參數(shù)分析

陳士通， 張茂江， 許鑫祥， 李 然

(1.石家莊鐵道大學 省部共建交通工程結構力學行為與系統(tǒng)安全國家重點實驗室，石家莊 050043；2.石家莊鐵道大學 河北省交通應急保障工程技術創(chuàng)新中心，石家莊 050043；3.石家莊鐵道大學 土木工程學院，石家莊 050043)

歷次地震發(fā)生過程中，橋梁結構均遭受了嚴重破壞，因此，如何提高橋梁結構的抗震性能已成為當前橋梁抗震領域的熱點話題[1]。Fang等[2-3]分別探究了安全帶和鎖死銷用于連續(xù)梁橋的減震性能，發(fā)現(xiàn)兩種裝置均可有效降低固定墩地震響應；陳宇等[4]提出了一種基于MR阻尼器的連續(xù)梁橋地震損傷控制方法并對該方法的實用性進行了分析，結果表明該方法可有效降低橋梁損傷，提高連續(xù)梁橋的抗震性能。減隔震裝置是提高連續(xù)梁橋抗震性能的有效技術手段之一，但裝置參數(shù)取值對減震效果影響明顯，合理的設計參數(shù)是減隔震裝置充分發(fā)揮作用的前提，為此，劉文光等[5]對影響滑動型三維隔震裝置力學性能的設計參數(shù)進行了探究，給出了裝置傾斜角度的合理取值范圍，為其實際工程應用提供了參考；楊大余等[6]研究發(fā)現(xiàn)通過調整曲面半徑可實現(xiàn)對SMA-負剛度雙曲面隔震裝置剛度的優(yōu)化；王占飛等[7-8]探究了緩沖型防落梁鋼圈限位裝置力學性能的影響因素，結果表明不同設計參數(shù)對裝置力學性能的影響程度不盡相同；孫天威等[9]通過試驗研究發(fā)現(xiàn)氮氣彈簧起始荷載取值對負剛度摩擦阻尼裝置滯回性能影響顯著。

文獻[10]提出了一種適用于連續(xù)梁橋的多階適時控制連接裝置(multi-stage timely control connection，MTC)，并對其抗震性能進行了探究，結果表明該裝置可適應連續(xù)梁橋在不同程度地震作用下的抗震需求，但其并未涉及MTC裝置力學性能研究及相關設計參數(shù)影響分析，因此，本文首先針對MTC裝置力學性能，開展擬靜力試驗及數(shù)值仿真驗證分析，在此基礎上探求影響MTC裝置初始剛度的顯著參數(shù)以及初始剛度隨顯著參數(shù)變化的一般規(guī)律，為MTC裝置連續(xù)梁橋抗震設計參數(shù)取值提供依據(jù)與參考。

1 多階適時控制連接裝置構造及設計參數(shù)

MTC裝置可設有多區(qū)限位，本文以設置2區(qū)限位為例對MTC裝置構造進行說明：I區(qū)限位裝置和Ⅱ區(qū)限位裝置構造形式相似，均包括主體裝置、鎖死裝置及牛腿3部分，如圖1所示。主體裝置固定于活動墩頂端，由箱體、耗能擋板、連接柱體及連接觸板組成，耗能擋板長底邊焊接于箱體內壁，短底邊與連接柱體固接，連接柱體順橋向兩側設有連接觸板；鎖死裝置與牛腿固接，由鎖死銷、連接槽及插板組成；牛腿固接于梁體底部。鎖死裝置連接槽設有開孔的上下耳板，插板同樣開設圓孔，其一端插入連接槽槽口內，一端固接連接觸板。為保障分階適時控制連接功能的實現(xiàn)，MTC裝置Ⅱ區(qū)限位裝置整體連接剛度、激活間隙均大于I區(qū)限位裝置。

(a) MTC裝置立面圖

經(jīng)分析可知，鎖死裝置剛度為主體裝置的10倍以上時，可實現(xiàn)MTC裝置連接剛度由主體裝置控制，極大簡化MTC裝置連接剛度控制方式，此時，MTC裝置力學性能僅與耗能擋板底邊長度、高度、厚度及擋板間距等設計參數(shù)相關。

結合MTC裝置構造形式，圖2給出了其在不同地震作用下的工作狀態(tài)示意圖，其中Δ1、Δ2分別為I、Ⅱ區(qū)限位裝置的預留間隙，其取值為0時表示該區(qū)限位裝置已被激活，ks,1、ks,2分別為I、Ⅱ區(qū)鎖死裝置的剛度，km,1、km,2分別為I、Ⅱ區(qū)限位裝置中的耗能擋板總剛度，c1、c2為I、Ⅱ區(qū)限位裝置的阻尼系數(shù)，F(xiàn)max,1與Fmax,2分別為I、Ⅱ區(qū)限位裝置的極限承載力。

(a) 正常運營狀態(tài)

根據(jù)圖2，MTC裝置工作原理說明如下：

(1) 如圖2(a)所示，正常運營狀態(tài)下Δ1>0、Δ2>0、Δ2>Δ1且梁墩相對位移Δ<Δ1，此時MTC裝置未激活，連續(xù)梁橋梁體與活動墩之間的水平位移僅受橋梁支座約束；

(2) 中小震作用下，當連續(xù)梁橋梁墩相對位移Δ達到Δ1時有Δ1=0，I限位區(qū)裝置被激活，此時Ⅱ區(qū)限位裝置預留間隙為Δ2-Δ1>0，仍未激活，MTC裝置提供較小連接剛度使連續(xù)梁橋梁體與活動墩臨時鎖定并消耗部分地震能量，如圖2(b)所示；

(3) 大震作用下，Δ進一步增大至Δ2時有Δ2=0，Ⅱ區(qū)限位裝置被激活，此時I、Ⅱ區(qū)限位裝置同時發(fā)揮限位與耗能作用，如圖2(c)所示。

2 MTC裝置擬靜力試驗及有限元驗證

2.1 擬靜力試驗概況

鑒于I、Ⅱ區(qū)限位裝置構造相近，本文僅選取I區(qū)限位裝置進行力學性能研究，MTC裝置各設計參數(shù)取值如表1所示，表中耗能擋板各幾何參數(shù)位置示意圖見圖3，符合鎖死裝置剛度為主體裝置的10倍以上的設計原則，以簡化MTC裝置控制方式。

表1 MTC裝置擬靜力試驗試件設計參數(shù)

圖3 耗能擋板設計參數(shù)圖示

MTC裝置擬靜力試驗加載裝置主要包括試件、反力架、50 t作動器、試驗底座和底座配件。試驗試件、底座配件、底座三者之間采用高強螺栓連接，試驗底座與地面之間采用φ75地錨固定，同時，順試驗加載方向，分別在反力架與試驗底座、試驗底座與MTC裝置間設置斜撐，避免試驗過程中產(chǎn)生水平滑移，具體如圖4所示。

圖4 擬靜力試驗加載裝置

2.2 有限元模型

利用ABAQUS建立MTC裝置有限元模型，由于MTC裝置連接剛度由主體裝置控制，因此，本文僅建立主體裝置有限元模型進行分析，MTC裝置各部件均采用三維實體單元C3D8R單元模擬，采用結構化網(wǎng)格劃分技術進行網(wǎng)格劃分，如圖5所示。

圖5 MTC裝置有限元模型

為保證有限元模型的準確性，模型中的材料本構關系根據(jù)材性試驗實測數(shù)據(jù)選取。MTC裝置耗能擋板與箱體、連接柱體及連接觸板與連接柱體端部的焊接關系均采用綁定約束進行模擬。根據(jù)MTC裝置工作原理，其邊界條件應為限制箱體底板自由度，于連接觸板一側施加水平荷載。

2.3 力學性能分析與有限元驗證

基于擬靜力試驗與仿真分析結果，根據(jù)JGJ/T 101—2015《建筑抗震試驗規(guī)程》[11]所述計算方法，針對MTC裝置力學性能，從滯回特性、耗能能力、承載能力及連接剛度4方面進行驗證分析。由于有限元建模僅考慮了主體裝置，但MTC發(fā)揮作用時，實際鎖死裝置與主體裝置連接處存在裝配間隙，故展開力學性能分析時，考慮三種情況：擬靜力試驗、有限元、有限元(考慮間隙，即考慮間隙對有限元結果進行調整)，以便在進行力學性能驗證分析同時探析間隙影響。

2.3.1 滯回特性

圖6為擬靜力試驗、有限元及考慮間隙影響調整所得滯回曲線，由圖6可知：

(1) MTC裝置滯回曲線總體上均呈梭形，說明MTC裝置具有良好的滯回特性。其中，試驗所得滯回曲線各級加載起始階段均存在荷載基本保持為0而位移有所增大的漂移現(xiàn)象，該現(xiàn)象應為裝配間隙所致。

(2) 有限元與試驗所得滯回曲線在飽滿程度上有所差異，有限元結果相對較為飽滿，這是因為加載過程中各種試驗條件如裝配間隙、插板與連接槽之間的摩擦、試件與底座之間的相對滑移及試件累積損傷等均未反映于有限元數(shù)值分析中。

(3) 考慮裝配間隙調整后有限元所得滯回曲線與試驗結果在形狀上較為吻合，進一步說明試驗所得滯回曲線各級加載起始階段存在的漂移現(xiàn)象是由裝配間隙所致。此時擬靜力試驗與有限元結果在數(shù)值上仍存在差異，試驗結果小于有限元結果，其原因在于，除裝配間隙外，前述試驗條件仍對試驗結果有所影響，導致試驗結果偏小。

(a) MTC-01

2.3.2 耗能能力

圖7給出了MTC裝置等效黏滯阻尼系數(shù)曲線。由圖7可知：

(1) MTC裝置等效黏滯阻尼系數(shù)在加載初期數(shù)值接近于零，隨著加載位移的增大其取值呈上升趨勢，說明MTC裝置在加載初期不具備耗能能力，隨著加載的進行，MTC裝置耗能能力逐漸增強，地震作用下可消耗部分地震能量。

(a) MTC-01

(2) 有限元所得等效黏滯阻尼系數(shù)曲線與試驗結果變化趨勢基本一致，但其數(shù)值明顯大于試驗結果，這是因為等效黏滯阻尼系數(shù)由滯回曲線轉化而得，各試驗條件的影響貫穿于整個加載過程，導致試驗結果偏小。

2.3.3 承載能力

圖8為裝置骨架曲線。由圖8可知：

(1) MTC裝置所受荷載隨加載位移的增大而增大，且加載后期上升趨勢逐漸變緩，說明MTC裝置具有良好的承載能力，在工作過程中可將上部地震荷載傳遞至活動墩，達到活動墩與固定墩協(xié)同承載目的。

(2) 有限元所得骨架曲線與試驗結果變化趨勢基本一致，但其數(shù)值略大于試驗結果，說明各種試驗條件對MTC裝置荷載變化趨勢影響不明顯，僅對其取值有所影響。

(3) 考慮裝配間隙調整后有限元與試驗結果在加載初期擬合較好，隨著加載的進行誤差逐漸增大，但誤差均值不足10%，兩者吻合較好，說明MTC有限元模型可反映MTC裝置實際承載能力。

(a) MTC-01

2.3.4 連接剛度

MTC裝置試驗、有限元及考慮間隙影響所得連接剛度變化曲線如圖9所示。由圖9可知：

(1) 試驗所得MTC裝置連接剛度變化曲線在加載初期取值較小且隨加載位移的增大呈上升趨勢，此時MTC裝置受裝配間隙影響，但仍具有較好的連接限位能力；隨著加載位移的增大，加載到一定程度后MTC裝置連接剛度出現(xiàn)下降趨勢，但下降趨勢較為平緩，說明MTC裝置逐漸進入塑性工作狀態(tài)后仍可提供較為理想的連接剛度。

(2) 有限元所得MTC裝置連接剛度前期與試驗結果有明顯差異，當MTC裝置開始進入塑性工作狀態(tài)后試驗與有限元所得連接剛度較為吻合，但考慮裝配間隙調整后所得MTC裝置連接剛度變化曲線與試驗結果基本保持一致，說明裝配間隙在加載初期對試驗結果影響較為明顯，其影響程度隨著加載進行逐漸降低。

(a) MTC-01

綜上所述，MTC裝置在工作過程中具有良好的滯回特性、耗能能力、極限承載能力及連接限位能力；受裝配間隙及個別試驗條件影響，試驗與仿真所得滯回曲線和等效黏滯阻尼系數(shù)曲線出現(xiàn)部分差異，但連接剛度和骨架曲線吻合較好。鑒于MTC裝置主要目的是將上部地震荷載分散至活動墩，故其連接剛度和承載能力是抗震設計時的首要考慮，在此基礎上最大限度實現(xiàn)耗能減震，此外，由于有限元分析時僅針對單一主體裝置進行了建模，但考慮間隙對有限元結果調整后的連接剛度和骨架曲線與試驗結果基本一致，說明針對主體裝置建立的有限元模型可有效反映MTC裝置連接剛度實際變化情況，可利用該有限元模型進行MTC裝置連接剛度參數(shù)影響相關分析。

3 MTC裝置連接剛度參數(shù)影響顯著性分析

地震作用下介入適當?shù)倪B接剛度以限制梁墩相對變位是MTC裝置應用于連續(xù)梁橋抗震設計的基礎，而耗能擋板兩底邊長度、高度、厚度及擋板間距等設計參數(shù)變化將對MTC裝置初始剛度有所影響，因此，本文將基于正交試驗設計對各參數(shù)影響的顯著性進行分析。

3.1 正交試驗設計及計算結果

為探究影響MTC裝置初始剛度的顯著性參數(shù)，本文利用L16(45)正交表進行正交試驗設計，以上述5種影響MTC裝置初始剛度的設計參數(shù)作為其影響因素，每種影響因素選取4種不同的水平，將原本需要大量計算工作的數(shù)值分析降至16次，各影響因素水平如表2所示[12-13]。

表2 各影響因素水平

根據(jù)L16(45)正交表，按照表2所確定的影響因素水平生成試驗方案，以MTC裝置初始剛度為試驗目標進行擬靜力分析，分析時選取LYP160級鋼作為耗能擋板材料，其本構關系根據(jù)材性試驗實測數(shù)據(jù)選取，正交試驗方案及計算結果如表3所示。

表3 試驗方案及計算結果

3.2 極差分析

采用極差分析探求各影響因素的主次關系，以MTC裝置初始剛度k1為試驗目標的各影響因素極差分析結果如表4所示。

表4 極差分析結果

分析表4可知：MTC裝置初始剛度各因素的影響顯著性順序為耗能擋板高度>耗能擋板厚度>耗能擋板短底邊長度>耗能擋板長底邊長度>耗能擋板間距，說明MTC裝置初始剛度受耗能擋板高度變化影響最為顯著，即對于MTC裝置初始剛度而言，耗能擋板高度為影響最為顯著的因素。

3.3 方差分析

方差分析法能區(qū)分試驗指標的波動是由各影響因素水平不同引起的還是由試驗誤差引起的，同時結合F檢驗可對影響因素的顯著性進行判斷。方差分析結果見如表5所示，由于耗能擋板間距s對MTC裝置初始剛度影響極小，且其計算方差最小，故選取其所在列為誤差列。

表5 方差分析結果

給出顯著性水平α，并從F分布表中查找臨界值Fα(dfj,dfe)，其中dfj為因素的自由度，dfe為誤差的自由度，通常取α=0.1。若F≤Fα(dfj,dfe)，則表示該影響因素的變化對試驗結果沒有顯著影響；反之，則表示該因素的變化對試驗結果具有顯著影響[14]。

由表5可知：耗能擋板高度、厚度與短底邊長度對MTC裝置初始剛度具有顯著性影響，耗能擋板長底邊長度與間距對初始剛度無顯著性影響，方差分析所得各因素影響的顯著性順序與極差分析結果基本保持一致。

綜上所述，對MTC裝置初始剛度影響最為顯著的設計參數(shù)為耗能擋板高度，其后依次為耗能擋板厚度、短底邊長度、長底邊長度與耗能擋板間距，其中，耗能擋板高度、厚度及短底邊長度為影響MTC裝置初始剛度的顯著性參數(shù)。

4 MTC裝置初始剛度顯著性參數(shù)影響分析

進一步探求MTC裝置初始剛度在耗能擋板高度、厚度及短底邊長度3個顯著性參數(shù)影響下的變化規(guī)律，為MTC裝置連續(xù)梁橋抗震設計提供理論依據(jù)。

4.1 耗能擋板高度與厚度變化影響分析

選取兩底邊長度為B1=100 mm與B2=300 mm的變截面耗能擋板構建表6所示三組MTC裝置有限元模型以探究耗能擋板高度h與厚度t變化對MTC裝置初始剛度k1的影響，分析時各耗能擋板的間距s保持為150 mm，表6中ξ=h/t，為耗能擋板高厚比，圖10為三組工況MTC裝置的初始剛度變化曲線。

表6 耗能擋板高度及厚度取值

由圖10可見：MTC裝置初始剛度k1隨著耗能擋板高度h和厚度t的增大呈現(xiàn)不同的變化趨勢，當h逐漸增大時k1呈降低趨勢，而當t增大時k1則逐漸增大，但在高厚比ξ保持不變時，k1隨h與t同時增大呈先升后降的小幅度變化，說明在MTC裝置連續(xù)梁橋抗震設計時，為達到理想的減震效果，可通過改變耗能擋板高度與厚度調整MTC裝置初始剛度取值，通過調整確定MTC裝置初始剛度取值后，亦可在保持高厚比不變的前提下，同時改變耗能擋板高度與厚度，實現(xiàn)在連接剛度無大幅變化情況下對其它力學性能指標的調整。

(a) h變化時

4.2 耗能擋板短底邊長度變化影響分析

為明確耗能擋板短底邊長度B1變化對MTC裝置初始剛度k1的影響規(guī)律，選取5種不同短底邊長度的耗能擋板構建MTC裝置有限元模型進行擬靜力分析，分析時各耗能擋板高度h取120 mm，厚度t取12 mm，長底邊長度B2取300 mm，擋板間距s保持為150 mm不變，根據(jù)擬靜力分析結果，圖11給出了耗能擋板短底邊長度變化時MTC裝置初始剛度的變化情況。

圖11 MTC裝置初始剛度變化情況

分析圖11可知：加載過程中，MTC裝置初始剛度k1隨耗能擋板短底邊長度B1的增大呈上升趨勢，說明MTC裝置發(fā)揮連接限位作用過程中，其初始剛度大小與耗能擋板短底邊長度正相關，短底邊長度越大，MTC裝置初始剛度越大，MTC裝置設計時，在受限于空間位置導致?lián)醢甯叨群秃穸炔荒苓M一步調整的情況下，亦可通過改變耗能擋板短底邊長度進一步優(yōu)化調整MTC裝置初始剛度。

5 結 論

(1) 裝配間隙對MTC裝置力學性能試驗結果存在一定影響，考慮裝配間隙調整后有限元與試驗所得連接剛度基本一致，所建有限元模型能反映MTC裝置連接剛度實際變化情況，可應用于MTC裝置連接剛度參數(shù)影響相關分析。

(2) MTC裝置初始剛度與耗能擋板底邊長度、高度、厚度及間距等設計參數(shù)相關，各參數(shù)影響的顯著性順序依次為耗能擋板高度、厚度、短底邊長度、長底邊長度、擋板間距，其中，耗能擋板高度、厚度及短底邊長度為影響裝置初始剛度的顯著性參數(shù)。

(3) MTC裝置初始剛度隨耗能擋板高度增大而減小，隨耗能擋板厚度與短底邊長度增大而增大，耗能擋板高厚比不變前提下同時增大高度與厚度時MTC裝置初始剛度呈先升后降的小幅變化，利用MTC裝置進行連續(xù)梁橋抗震設計時可適當改變三者取值調整裝置初始剛度，以實現(xiàn)理想減震效果。