基于减隔震装置的刚构桥地震效应控制方法

龚 纬，燕 斌

（1.铁道第三勘察设计院集团有限公司，天津市300142；2.北京工业大学城市与工程安全减灾教育部重点实验室，北京市100124）

0 前言

随着我国山区桥梁建设事业的蓬勃发展，刚构桥以其优越的跨越能力、与复杂地形良好的适应性、施工的简易性、维养的方便性，以及无需大吨位支座等显著优点而被广泛采用。然而，我国是世界上地震活动最强烈和地震灾害最严重的国家之一，大部分地区位于地震烈度Ⅵ度以上区域，50%的国土面积位于Ⅶ度以上的地震高烈度区域。在山区修建刚构桥，必须要解决的就是地震安全性问题。

在地震作用下，刚构桥可采用的抗震策略极为有限。纵观现行的三种抗震设计方法——强度设计方法、延性设计方法和减隔震设计方法，可以看出：如果采用强度设计方法，往往需要加大桥墩和基础的尺寸及配筋，然而即便如此，桥梁的抗震性能也不一定满足规范要求[1]；如果采用延性设计方法[2]，桥墩顶、底部都有可能出现塑性铰，震后修复极为困难；因此，减隔震设计方法[3]或许将成为解决刚构桥抗震问题的唯一办法。然而，目前的研究大多集中在对刚构桥抗震性能的评估上，很少将减隔震理念应用于刚构桥的抗震设计，并且尚未研究适于刚构桥的减隔震装置。

本文以某刚构桥为例，在对现有减隔震装置进行分类分析的基础上，指出了适于刚构桥的两种减隔震装置，通过分析设置减隔震装置前后刚构桥抗震性能的变化，对刚构桥采用减隔震设计方法进行了评述。本文提出的理念及结论可供理论研究与实践应用参考。

1 减隔震装置适应性探讨

减隔震设计的本质和目的就是通过设置减隔震装置将结构与可能引起破坏的地面运动尽可能分离开来，用以减小传至上部结构的地震作用。可应用于桥梁工程的减隔震装置可分为支座型和阻尼器型两大类，其中支座型减隔震装置包括滑动接触类支座、滚动接触类支座、柔性支承类支座等，阻尼器型减隔震装置包括金属耗能型阻尼器、液体黏滞型阻尼器等。目前技术成熟且以规范应用于桥梁工程的支座型减隔震装置有板式（盆式、球型）滑动支座、摩擦摆支座[4]、双曲面支座[5]、板式橡胶支座、（超）高阻尼支座[6]、铅芯橡胶支座[7]等，阻尼器型减隔震装置有弧形钢板阻尼器、液体黏滞阻尼器[8]、预载弹簧阻尼器[9]等。

刚构桥采用墩梁固结形式，仅可在边跨梁端设置减隔震支座；为适应温度、汽车冲击力、汽车制动力等作用下的变位，不宜采用对主梁纵向变位有限制作用的减隔震装置，如摩擦摆支座、双曲面支座、板式橡胶支座、（超）高阻尼支座、铅芯橡胶支座、弧形钢板阻尼器、预载弹簧阻尼器等；同时，刚构桥的跨径通常较大，支座吨位较大，主梁纵向变位也较大，不宜采用设计吨位较小、设计位移较小的板式滑动支座。因此，可用于刚构桥的减隔震装置仅有盆式（球型）滑动支座和液体黏滞阻尼器。

对于盆式（球型）滑动支座，通过滑动摩擦耗能，但不能限制刚构桥梁端与墩（台）的相对位移，因此需要对其进行改造。目前，可采用刚性和柔性两种方法对相对位移进行限制，一是通过在盆式（球型）滑动支座上设置拉索，二是盆式（球型）滑动支座与液体黏滞阻尼器的并联使用。本文将对这两种方案进行分析，其中第一种方案称为拉索支座方案，第二种方案称为阻尼器支座方案。

2 减隔震装置工作机理

2.1 拉索减震支座的工作机理

拉索减震支座[10]由抗剪销、钢绞线拉索与盆式滑动支座或球型滑动支座组合而成，工作机理（见图1）为：在正常使用极限状态或小震作用下，拉索减震支座所受荷载小于抗剪销的设计抗剪承载力，拉索减震支座表现为固定，桥梁各构件保持弹性；在承载能力极限状态或中震作用下，拉索减震支座所受荷载接近抗剪销的设计抗剪承载力，抗剪销即将被剪断，拉索减震支座表现为固定，桥梁各构件满足强度验算要求；在大震作用下，拉索减震支座所受荷载超过抗剪销的设计抗剪承载力，抗剪销被剪断，保证了桥梁其余构件满足强度验算要求，此时滑动支座开始工作，依靠摩擦有效耗能，当墩梁相对位移超过拉索的设计位移量时，拉索开始工作，起到缓冲限位、防止落梁的作用。

图1 拉索减震支座的工作机理

2.2 液体粘滞阻尼器的工作机理

液体粘滞阻尼器[11]的运动速度和阻尼力的关系为：

式中：F——阻尼力；

C——阻尼系数；

v——阻尼器两端的相对速度；

α——阻尼指数，取值范围为0.1～2.0，从抗震角度看，常用值一般在0.2～1.0范围内，其恢复力曲线见图2。阻尼力和最大冲程是确定阻尼器的主要指标，而阻尼系数和阻尼指数是阻尼器控制作用大小的两个关键参数。

图2 液体粘滞阻尼器的恢复力曲线

3 工程概况

某变截面预应力混凝土连续刚构桥的跨径布置为65 m+120 m+65 m=250 m。主桥采用单箱单室直腹板箱形断面。支点处梁高7.0 m，跨中处梁高2.7 m，箱梁高度按1.8次抛物线变化。箱梁顶板宽度为10.65 m，底板宽度为6.0 m。0号块顶板厚度为40 cm，底板厚度为100 cm，腹板厚度为70 cm；其它块件顶板厚度为28 cm，底板厚度从根部的100 cm按1.8次抛物线变化至跨中的32 cm，腹板厚为70 cm到45 cm。

主墩采用空心薄壁墩，主墩横桥向宽7.5 m，顺桥向长4.5m，桥墩壁横向厚1.2 m，纵向厚1.0 m，内设50×50 cm倒角，墩底设2.0 m厚实心段。主墩承台厚4.0 m，平面尺寸为12.4 m×8.5 m；主墩基础采用钻孔灌注桩基础，单幅每墩采用6根直径2.2 m桩基础。

过渡墩采用空心薄壁墩，过渡墩横桥向宽6.5 m，顺桥向长3.8 m，桥墩壁横桥向厚0.6 m，纵桥向厚0.6 m，内设30 cm×30 cm倒角，墩底设2.0m厚实心段。过渡墩承台厚3.0 m；平面尺寸为8.0 m×7.5 m。基础采用钻孔灌注桩基础，每墩采用4根直径1.8 m桩基础。

边界条件为：两个主墩处均采用墩梁固结，两个过渡墩处均设置一个横向固定支座和一个双向滑动支座。采用拉索支座方案时，将拉索减震支座替换上述两个常规支座，其中一个拉索减震支座不设置抗剪销，一个拉索减震支座仅设置横向抗剪销；采用阻尼器支座方案时，不改变常规支座设置，仅在梁端与过渡墩顶设置纵向液体粘滞阻尼器。

本刚构桥位于强烈度区，分析用地震动输入见图3，本文仅采用纵桥向地震动输入。

4 抗震性能分析

4.1 动力分析模型

图3 地震动输入

图4为刚构桥的动力分析模型，其中主梁与桥墩均采用空间梁单元模拟；忽略桩土相互作用影响，墩底按固结处理；拉索减震支座采用理想弹塑性单元和间隙单元并联模拟；液体粘滞阻尼器采用阻尼器单元模拟。拉索减震支座的参数取值分别为：抗剪销的屈服力为2 400 kN，滑动支座的屈服力F0=400 kN，摩擦刚度K1=200 000 kN/m（屈服位移取0.002 m），初始间隙u0=0.05 m，拉索刚度K2=100 000 kN/m。液体粘滞阻尼器的参数取值分别为：阻尼系数C=2 000 kN/(m/s)0.5，阻尼指数α=0.5。

图4 刚构桥动力分析模型

4.2 地震响应分析

根据动力分析模型及地震动输入，应用非线性动力时程方法进行刚构桥纵向地震响应分析，研究两种减隔震方案的效果。

图5为三种方案下纵桥向梁端相对于过渡墩顶的位移时程曲线计算结果。可以看出：采用三种方案时，位移时程曲线的频率接近，但最值上差异很大；采用常规方案时，位移最值为0.206 m；采用拉索支座方案时，位移最值为0.155 m，降幅为24.8%；采用阻尼器支座方案时，位移最值为0.104 m，降幅达49.5%。原因在于：拉索减震支座具有限位功能，梁端相对位移超过支座预设的初始间隙时，拉索发挥作用，限制了位移的进一步增大；液体粘滞阻尼器具有耗散地震能量的功能，可有效降低桥梁的位移响应。

图6为三种方案下主墩墩底纵桥向弯矩的时程曲线计算结果。可以看出：采用三种方案时，弯矩时程曲线的频率接近，但最值上差异很大；采用常规方案时，弯矩最值为327.3 MN·m；采用弯矩支座方案时，弯矩最值为265.1 MN·m，降幅为19.0%；采用阻尼器支座方案时，弯矩最值为168.2 MN·m，降幅达48.6%。原因在于：拉索减震支座和液体粘滞阻尼器均限制了梁端位移的增大，进而减小了上部结构传至主墩的剪力，最终使得墩底弯矩降低；由于液体粘滞阻尼器具有更为强大的耗能功能，因此阻尼器支座方案的降幅很大。

图5 纵桥向梁端相对与过渡墩顶的位移时程曲线

图6 主墩墩底纵桥向弯矩的时程曲线

图7为三种方案下过渡墩墩底纵桥向弯矩的时程曲线计算结果。可以看出：采用三种方案时，弯矩时程曲线的频率接近，但最值上差异很大；采用常规方案时，弯矩最值为23.7 MN·m；采用弯矩支座方案时，弯矩最值为91.2 MN·m，增幅达284.8%；采用阻尼器支座方案时，弯矩最值为61.2 MN·m，增幅为158.2%。原因在于：采用常规方案时，过渡墩表现为自由振动；采用拉索支座方案时，拉索对主梁的限制将引起墩顶剪力的急剧增大，进而引起墩底弯矩的突然增大；采用阻尼器支座方案时，液体粘滞阻尼器产生的阻尼力即为墩顶所增加的剪力，但由于液体粘滞阻尼器的耗能作用，该剪力增加有限，因此造成墩底弯矩的有限增加。

图7 过渡墩墩底纵桥向弯矩的时程曲线

5 结论和建议

以某刚构桥为工程背景，通过对比分析三种抗震方案，研究了减隔震装置对刚构桥纵向抗震性能的影响，得出以下结论：

（1）减隔震装置对于提高刚构桥纵向抗震性能是有利的，可用于刚构桥的减隔震装置主要有拉索减震支座和液体粘滞阻尼器；

（2）拉索减震支座具有限位功能，对于减小梁端位移和主墩地震内力具有明显的效果，但会急剧增大过渡墩的地震内力；

（3）液体粘滞阻尼器可增大刚构桥的整体阻尼，具有耗散地震能量的功能，对于减小梁端位移和主墩地震内力具有显著的效果，但会明显增大过渡墩的地震内力。

[1]JTG/T B02-01-2008,公路桥梁抗震设计细则[S].2008.

[2]范立础,卓卫东.桥梁延性抗震设计[M].北京:人民交通出版社,2001.

[3]范立础,王志强.桥梁减隔震设计[M].北京:人民交通出版社,2001.

[4]夏修身.铁路连续梁拱组合桥基于摩擦摆支座的减隔震研究[J].西北地震学报,2012,34(4):350-354.

[5]彭天波,李建中,范立础.双曲面球型减隔震支座的开发及应用[J].同济大学学报,2007,35(2):176-180.

[6]沈朝勇,周福霖,崔杰,等.高阻尼隔震橡胶支座的相关性试验研究及其参数取值分析[J].地震工程与工程振动,2012,32(6):95-103.

[7]吴彬,庄军生.铅芯橡胶支座力学性能及其在桥梁工程中减、隔震应用研究[J].中国铁道科学,2004,25(4):138-140.

[8]陈永祈,耿瑞琦,马良喆.桥梁用液体黏滞阻尼器的减振设计和类型选择[J].土木工程学报,2007,40(7):55-61.

[9]Yan Bin.A New Seismic-isolation Device Applied in Continuous Beam Bridge[J].Advanced Materials Research Vols.194-196(2011):2008-2013.

[10]袁万城,曹新建,荣肇骏.拉索减震支座的开发与试验研究[J].哈尔滨工程大学学报,2010,31(12):1593-1600.

[11]王志强,胡世德,范立础.东海大桥粘滞阻尼器参数研究[J].中国公路学报,2005,18(3):37-42.