ε型钢阻尼减震支座在连续箱梁桥中的减隔震应用效果分析

唐志， 刘军， 徐向东， 张小锋

(1.贵州省交通规划勘察设计研究院股份有限公司， 贵州 贵阳 550081; 2.株洲时代新材料科技股份有限公司)

1 引言

在山区公路中，由于地形复杂、地势高差明显，高墩大跨连续梁桥多，除了为数不多的斜拉桥应用隔震支座起到支承和耗能的作用外，减隔震支座在连续箱梁桥中应用较多。根据连续梁桥地震变形主要集中在支座位置的结构特性，且支座起到了 “承上启下”的作用，选用合理的减隔震支座是确保桥梁减隔震效果的关键。连续梁桥通常采用的减隔震装置有铅芯橡胶支座、高阻尼橡胶支座、速度锁定支座、弹塑性钢阻尼支座等。弹塑性钢阻尼支座不但具有阻尼特性稳定、阻尼比受温度影响小，阻尼比高等特性，还具有形状设计自由、加工容易、可靠性好等优点，在桥梁减震设计中得到推广应用。目前, E型和C型钢阻尼减震支座是桥梁减隔震设计中应用较多的弹塑性钢阻尼支座。但是，现行的E型或C型钢阻尼支座在安装尺寸方面偏大，在阻尼耗能方面要求高，支座材料增加，而且使得桥墩盖梁及梁底的尺寸做得很大，建筑耗材量大，相应的桥梁建设成本也变大，经济性较差。

为了解决上述问题，在E型钢阻尼支座基础上进行优化及改进，开发了一种新型ε型钢阻尼减震支座(图1)，主要是对钢阻尼减震支座的阻尼元件进行了改进，将原来的C型或E 型钢阻尼元件替换成ε型钢阻尼元件，使支座尺寸仅有原E型钢阻尼支座的85%左右。改进后的支座不仅具有普通E型钢阻尼支座的优点，如滞回曲线饱满，地震时耗能大，还具有疲劳寿命长、安装尺寸小、支座重量轻等特点。目前，ε型弹塑性钢阻尼减震支座在中国部分公路连续箱梁桥中已经进行了示范应用。为了研究ε型钢阻尼减震支座在连续梁桥中的减震性能和应用效果，该文以某(20+33+20) m连续梁桥为背景建立有限元模型进行分析。

图1 ε型钢阻尼减震支座示意图

2 ε型钢阻尼减震支座力学模型

ε型钢阻尼减震支座由球形支座(或盆式支座)和ε型钢构成，其力学模型为支座的摩擦和ε型钢耗能的组合。ε型钢阻尼元件的力学分析模型可以进行简化，具体如图2所示，两边为铰支约束、中央可以进行水平运动的曲梁模型。“ε”型钢阻尼元件在水平力F作用下，通过对型钢截面受力进行分析，可知半弧形中心处的弯矩最大，为使整个钢阻尼元件受力均匀，此处截面尺寸应设计为最大。

图2 ε型钢力学模型

ε型钢阻尼元件为双线性力学模型参数：

(1)

式中：Fε为ε型钢受到的水平力;K1为ε型钢的弹性刚度;Fy为ε型钢的屈服力;x为ε型钢发生的水平位移;dy为ε型钢的屈服位移;K2为ε型钢的屈后刚度。

球形支座(或盆式支座)的摩擦力学模型参数：

(2)

式中：Fz为支座受到的水平力;Ks为球形支座(或盆式支座)的刚度;Fs为球形支座(或盆式支座)静摩擦极限强度;x为支座发生的水平位移;ds为支座的静摩擦屈服位移。

ε型钢阻尼减震支座的力学模型应综合考虑ε型钢的恢复力力学模型，由ε型钢的滞回耗能及支座的摩擦耗能组成。因此，ε型钢阻尼减震支座的力-位移关系如图3所示。

图3 ε型钢阻尼减震支座的F-d关系图

由此可见，通过对ε型钢阻尼元件的弹性刚度(即初始刚度)及屈服力等参数进行合理设计，可以满足桥梁在不同水平地震作用下的减隔震需求。在设计地震作用下，ε型钢阻尼元件处于弹性阶段，其刚度相对于非隔震支座较低，可延长桥梁自振周期，可起到隔震效果。在偶然地震作用下，通过ε型钢阻尼元件滞回耗能，发挥支座的减震效果。

3 计算模型

3.1 桥梁基本建模情况

陕西省某三跨连续梁上部结构采用跨度为(20+33+20) m双箱双室现浇混凝土箱梁，桥宽12.0 m，下部结构采用双柱式桥墩，1#～4#墩柱高32 m，5#～8#墩柱高18 m，桥墩直径1.5 m，桩径1.6 m。地震抗震设防烈度为8度，设计基本地震加速度值为0.2g，设计地震分组为第一组，地震动反应谱特征周期为0.45 s，场地类型为Ⅱ类。桥梁有限元模型如图4所示，墩底按固结考虑，板式支座采用弹性连接模拟，ε型钢阻尼减震支座采用Midas/Civil中的非线性特性值滞后系统模拟，横隔板荷载和二期恒载作为梁单元附加质量。根据抗震设计规范规定选择输入地震加速度时程曲线，设计加速度时程不得少于3组，计算结果取最大值。由于桥梁长度较小，采用一致性地震激励输入，计算采用Midas/Civil中的3条地震波： EI Centro南北波、 Taft 东西波及Taft 南北波。

图4 桥梁有限元模型

3.2 支座布置方案

为了对比分析，有限元模型分别采用以下两种支座方案：板式橡胶支座(方案1)、ε型钢阻尼减震支座(方案2)。支座布置方案和计算参数如下，由于减隔震设计需要综合考虑地震安全性、经济性和桥梁结构的构造要求等内容后不断调整方案和减隔震装置参数，这里仅给出最终确定的一组减震支座的计算参数。其中：

方案1：选用GYZ-600板式橡胶支座，竖向设计承载力273.4 t；四氟滑板式支座选用GYZF4-400支座，竖向设计承载力119.5 t，支座布置情况见图5。

方案2：选用固定型TJGZ-6000-300/300-GD-ei150/150和活动型TJGZ-6000-300/300-ZX- ei150/150，竖向设计承载力均为600 t。固定型ε型钢阻尼器选用初始刚度为25 000 kN/m，屈服力200 kN，活动型ε型钢阻尼器选用初始刚度为16 667 kN/m，屈服力为100 kN；边支座选用多向型活动盆式支座JPZ-2.5-SX-Ⅰ，竖向设计承载力250 t，滑动摩擦系数为0.01，支座布置情况见图6。

图5 方案1支座布置示意图

图6 方案2支座布置示意图

4 计算结果分析

根据规范抗震设防目标，E2地震作用下桥梁的动力时程响应包络值为支座及减隔震装置设计的重要依据，为了对比分析钢阻尼减震支座的减震性能和应用效果，限于篇幅，这里仅列出E2地震作用下桥梁结构进行地震动力时程分析结果。

4.1 桥墩受力性能分析

通过计算，得到桥梁结构位移和内力响应，限于篇幅，仅列出方案1中3#、4#中墩墩底顺桥向和横桥向弯矩时程图(图7、8)。

图7 3#、4#墩柱墩底顺桥向弯矩时程曲线

图8 3#、4#墩柱墩底横桥向弯矩时程曲线

由图7、8可知：桥梁墩柱弯矩响应随着地震加速度的衰减逐渐减小。

对方案1桥梁结构所有桥墩顺桥向及横桥向墩底内力的计算结果进行统计，所得计算结果均是地震荷载和恒载作用下的包络值，E2地震作用下桥梁墩底内力最大包络值如表1所示。根据计算结果，桥梁梁端位移顺桥向为153 mm。

表1 方案1桥梁墩柱墩底最大内力响应

对桥梁结构所有桥墩顺桥向及横桥向墩底内力的计算结果进行统计， E2地震作用下桥梁墩底内力最大包络值如表2所示。根据计算结果，桥梁梁端位移顺桥向为67.9 mm。

表2 方案2桥梁墩柱墩底最大内力响应

由表1、2可知：在地震作用下，桥墩内力与结构体系的刚度和支座约束类型密切相关，桥梁采用ε型钢阻尼减震支座后，使地震作用下桥梁各墩柱内力重新分布，不但从整体上减小了桥梁各墩柱内力，而且桥墩受力更均匀。同时，采用减震支座后还大大减小了地震作用下桥梁梁端位移。

4.2 ε型钢阻尼减震支座的剪力-变形曲线分析

通过对方案2桥梁E2地震作用下地震动力时程分析，可得到墩底顺桥向和横桥向支座的剪力-变形曲线，3#、4#墩柱ε型钢阻尼减震支座的剪力-变形曲线如图9、10所示。

图9 3#、4#墩柱顺桥向ε型钢支座剪力-变形曲线

图10 3#、4#墩柱横桥向ε型钢支座剪力-变形曲线

由图9、10可知：ε型钢阻尼支座的剪力-变形曲线(滞回曲线)饱满，呈纺锤形(梭形)，性能稳定，说明ε型钢阻尼支座具有良好的滞回耗能性能。同时，这也与ε型钢阻尼支座的阻尼元件性能试验测试结果一致。

4.3 支座隔震率分析

通常情况下对减隔震支座的减隔震效果进行分析，可以通过计算减隔震支座的隔震率参数来反映，隔震率是将采用普通支座与减隔震支座结构的响应差值与采用普通支座的结构响应的比值来表示。一般说来，隔震率计算值越大，则减隔震效果越好，反之越差。ε型钢阻尼支座隔震率见图11。

图11 ε型钢阻尼支座隔震率

由图11可知：采用ε型钢阻尼减震支座可以大幅减小地震作用下桥墩的内力，且对剪力和弯矩的隔震率基本相当。可见，就顺桥向剪力和弯矩来说，除固定墩5#、6#墩柱外其他墩柱的隔震率接近50%，对横桥向剪力和弯矩来说，除1#、2#墩外隔震率为20%～40%。由此可见，对该桥来说，采用ε型钢阻尼支座减小了桥梁墩柱的内力，对纵向相对较高桥墩尤为明显，体现了其良好的耗散地震能量性能，对桥梁减震作用明显。

5 结论

通过对连续箱梁桥采用普通橡胶支座和ε型钢阻尼减震支座两种方案在地震作用下的受力性能分析，得出以下结论：

(1) 采用ε型钢阻尼减震支座方案使地震作用下桥梁各墩柱内力重新分布，减小了桥梁各墩柱内力，同时大大减小了桥梁梁端位移。

(2) ε型钢阻尼减震支座的滞回曲线饱满，呈纺锤形(梭形)，说明ε型钢阻尼支座具有良好的滞回耗能性能。

(3) 采用ε型钢阻尼减震支座可明显减小桥梁墩柱的内力，顺桥向隔震率接近50%，横桥向隔震率为20%～40%，说明在连续箱梁桥中采用ε型钢阻尼减震支座的减震效果明显。