隔震体系对摇摆自复位高墩工作性能的影响

张育智

(西南交通大学 土木工程学院，成都 610031)

摇摆自复位桥墩[1-4]能够有效减小墩底弯矩的地震需求，地震结束后，在结构自重及所施加的后张预应力作用下能够自动恢复至初始位置，不产生残余变形，这对减小甚至避免结构地震损伤及震后迅速恢复使用具有重要意义。

国外对摇摆自复位结构的研究较早，Housner[5]根据计算分析发现尺寸效应使一些高而纤细的摇摆结构具有很强的抗倾覆稳定性，并且阐释了外形相似的两个块体中，体量大的能够承受更大强度的地震动而不倾倒，持时长的脉冲比持时短的脉冲更容易引起摇摆结构的倾倒等问题的原因，由此开启了对摇摆刚体的研究。Priestley等[6]利用试验验证了Housner提出的刚体摇摆理论，并提出了摇摆结构的简化设计方法——利用结构等效弹性特征参数的反应谱设计法。Makris等[7]的研究认为Priestley的设计方法并不正确，因为单摆与摇摆刚体的动力响应具有明显差异，因而不能将反应谱法用于摇摆结构的地震反应分析中。

最早将自复位体系应用于桥梁工程的是新西兰1981年建成的South Rangitikei铁路高架桥[8]，该桥是利用基底摇摆隔震技术进行横桥向减、隔震的高墩桥梁，为减小墩顶位移，该桥采用了扭转钢梁阻尼器。Ma等[9]对该桥进行了模型试验，证实了摇摆自复位结构的频率随摇摆振幅而变化。

夏修身等[10-11]以某铁路桥高墩为例，采用数值计算方法对摇摆隔震与墩顶设置铅芯橡胶支座的隔震效果进行了对比，证明了摇摆隔震效果更好；研究者还对提离弹簧刚度、基础宽度、参数λ对摇摆自复位高墩的地震响应影响规律进行了深入研究，提出了控制摇摆自复位桥墩地震响应的方法。

虽然国内外对摇摆自复位高墩的研究取得了许多的成果，但上述研究尚有两个方面值得改进。

1) 已有研究中摇摆自复位高墩与主梁通常为固结，可以考虑在墩顶与主梁间设置隔震支座以改善结构的隔震性能。原因如下：

(1)在墩顶设置铅芯橡胶支座的方法并不能有效提高墩底固结高墩的隔震性能，但能够显著改善摇摆自复位高墩的隔震性能。这是因为地震过程中，墩底固结高墩的非线性变形并非完全集中于铅芯橡胶支座处，因此，其主要耗能并非来自铅芯橡胶支座的滞回耗能，而是通过结构的弯曲变形，尤其是在设计位置出现塑性铰来实现的。但设计者期望摇摆自复位高墩在地震过程中处于弹性工作状态，因此不能依靠墩柱的弯曲变形来实现耗能，此时如果在墩顶设置铅芯橡胶支座，将有助于提高结构的耗能能力。

(2)摇摆自复位高墩在发生摇摆后，虽然墩底弯矩可以得到控制，但由于高阶效应的影响[12]，墩底剪力及墩身弯矩却仍会随着地震动强度的加大而增大，尤其在罕遇地震条件下，高阶效应将导致摇摆自复位高墩因墩底剪力或墩身弯矩过大而发生破坏。当墩顶的铅芯橡胶支座在地震过程中屈服后，将能够有效控制传递到墩顶的上部结构的惯性力，这将有助于减小墩底剪力和墩身最大弯矩，改善墩身的受力。由此可见，在墩顶设置铅芯橡胶支座对于提高罕遇地震条件下摇摆自复位高墩的工作性能非常必要。

2) 已有研究中摇摆自复位高墩的耗能装置通常安装在墩底摇摆界面附近，为了提高耗能装置的耗能效果，可以考虑将耗能装置安装在桥台与墩顶或主梁交界位置。原因如下：

(1)由于摇摆自复位桥墩墩底的提离位移和速度均较小，在摇摆界面附近安装的耗能装置的耗能效果非常有限。而地震引起的墩顶或主梁的位移和速度通常都较大，若将阻尼耗能装置安装在桥台与墩顶或主梁之间，则能大幅提高耗能装置的耗能效果。

(2)在墩顶设置的铅芯橡胶支座屈服后将引起墩、梁相对位移的增大，此时在桥台与主梁之间设置阻尼装置将有利于控制墩、梁相对位移。

基于上述考虑，以墩梁固结的摇摆自复位高墩作为体系1，提出将摇摆自复位高墩与液体黏滞阻尼装置及铅芯橡胶支座组成2种组合体系，即：体系2——墩梁固结，在主梁与桥台间设置液体黏滞阻尼装置；体系3——在墩顶与主梁间设置铅芯橡胶支座，同时在主梁与桥台间设置液体黏滞阻尼装置。本研究将对上述3种体系的隔震性能进行对比研究，研究中考虑了不同地震强度及不同场地条件下地震波特性的影响。

1 铁路摇摆自复位桥墩及计算模型

本文针对某圆端形铁路桥摇摆自复位高墩[13]进行计算分析。桥墩的几何尺寸如图1所示。空心墩身高56 m，实心墩身及扩大基础均高2 m，桥墩外壁坡度为1∶40，内壁坡度为1∶90。桥墩采用C30混凝土，上部结构的质量为7 190 kN，以集中质量形式施加在对应节点。桥墩扩大基础底面，即摇摆界面，传递的竖向荷载为36 357 kN。本模型无后张预应力，依靠重力提供自复位的恢复力。采用OpenSEES对桥墩顺桥向的地震动响应进行非线性时程分析，桥墩采用弹性梁柱单元进行模拟，采用夏修身等提出的两弹簧模型(即在墩底顺桥向两端各设1个提离弹簧，提离弹簧采用只受压不受拉单元进行模拟)，对桥墩在地震下的摇摆效应进行模拟，两提离弹簧间距即为墩底扩大基础顺桥向尺寸10 m。单个提离弹簧单元的竖向抗压刚度取为2.1×108kN/m，采用瑞利阻尼，阻尼比取为5%。

图1 桥墩尺寸图

相关研究[14-15]表明，当桥梁的各跨度相同，且各桥墩的截面尺寸及墩高相同的条件下，考虑墩顶主梁质量的单墩模型，其地震动响应可以反映全桥的整体地震响应。因此，本研究的计算模型并未建立主梁单元，而只计入主梁的质量，桥台以固定的节点来描述，在计算中未考虑主梁与桥台的碰撞效应，计算模型的示意图如图2所示。

(a)体系1(b)体系2(c)体系3

图2 有限元模型示意图

Fig.2 Sketch of finite element model

2 隔震支座性能介绍

本研究中铅芯橡胶支座采用OpenSEES中的zeroLength单元进行模拟，材料特性取为双线性模型，其滞回曲线如图3所示。铅芯橡胶支座弹性阶段刚度Ki=51.7×103kN/m，塑性阶段刚度Kp=8.0×103kN/m，屈服荷载Fy=432 kN。铅芯橡胶支座在铅芯屈服后能够延长结构的周期，表1给出了墩梁固结与采用隔震支座时结构的前3阶周期。

表1 桥墩前3阶周期对比

3 液体黏滞阻尼器性能介绍

在计算模型中，液体黏滞阻尼器采用OpenSEES中的zeroLength单元进行模拟，单元的材料属性通过定义单轴Viscous材料的阻尼系数及速度指数来实现。

本研究中所采用非线性液体黏滞阻尼器，阻尼力表达式见式(1)

Fv=C·Vα

(1)

式中：Fv为阻尼力，C为阻尼系数，V是阻尼器两端的相对速度，α为速度指数。本研究取C=3 162 kN/(m/s)0.5，α=0.5。

图3 铅芯橡胶支座双线性滞回曲线

4 地震动输入

为考虑地震动差异性的影响，选取了表2中的3条地震波作为输入，各地震动加速度反应谱见图4～图6，反应谱峰值对应的周期分别为0.2 s，0.95 s和2.05 s。这三条地震动分别代表特征周期远小于纯摇摆墩柱第一阶周期，接近纯摇摆墩柱第一阶周期，以及接近隔震支座屈服后摇摆墩柱第一阶周期的地震动。其中，第1条地震动代表坚硬场地条件下的地震动，而第3条地震动代表软土场地条件下的地震动，第2条地震动介于二者之间。为了考虑地震动强度的影响，分别将地震动的峰值加速度调幅至0.2g，0.4g。

表2 地震动记录信息

图4 Kocaeli地震动加速度反应谱

图5 永和天津地震动反应谱

图6 Mexico City地震动反应谱

5 隔震指标

为了对比各体系的地震响应，以墩梁固结的摇摆墩柱，即体系1为基准，构造以下隔震指标

(2)

IDI是体系I(I=2，3)的隔震指标，Rf，RI分别是体系1和体系I的结构响应。指标为正时表明体系I能够减小结构的地震响应，对结构有利；指标为负时表明体系I将增大结构的地震响应，对结构不利。分别对墩身最大剪力、墩身最大弯矩、墩顶位移及主梁位移的隔震指标进行计算，结果见表3～表5。

考虑到在墩、梁间设置铅芯橡胶支座将会导致墩梁相对位移增大，若墩梁相对位移过大将造成隔震支座设计困难或费用大幅提高，因此对墩梁相对位移的绝对值也应进行考察，相关数值见表3～表5。

表3 第1条地震动隔震指标计算结果

表4 第2条地震动隔震指标计算结果

表5 第3条地震动隔震指标计算结果

6 结果分析

由表3～表5的计算结果，我们可以得到以下规律：

(1)绝大部分结构响应的隔震指标随地震动强度的增大而减小，表明体系2和体系3对改善体系1隔震性能的能力随地震动强度的增大有所下降。

(2)体系2在桥台与主梁间增设了黏滞阻尼装置，体系3在体系2的基础上在墩、梁间设置了铅芯橡胶支座，这两种体系与体系1相比，均增大了体系消耗地震能量的能力，因此显著减小了墩身最大弯矩、墩顶位移和主梁位移。

(3)体系3与体系2相比，因为在墩、梁间设置了铅芯橡胶支座，其受剪屈服后，体系3中由支座传至墩顶的主梁水平惯性力大为减小，因此体系3比体系2对墩身最大剪力的削减效果更显著，尤其对于第1条地震动，最为明显。

(4)由表3可知，第1条地震动输入下，体系2增大了墩身最大剪力的地震需求。由此可见，在桥台与主梁间设置液体黏滞阻尼器并不能同时改善所有指标的地震响应需求，而且结构的隔震效果还会受到地震动特性的影响：在第1条地震动为代表的坚硬场地条件下，体系3与其余两种体系相比，在减小墩身最大剪力、墩身最大弯矩及主梁位移方面的综合优势非常显著，而且此时体系3的墩梁相对位移最大值只有23 mm，因此可以认为体系3非常适合作为坚硬场地条件下修建的自复位高墩的组合隔震体系。

(5)由表4可知，在第2条地震动条件下，当地震动加速度峰值为0.2g时，体系2和体系3的性能接近；当地震动加速度峰值为0.4g时，体系2对墩身最大剪力的削减作用显著低于体系3，但体系3的墩梁相对位移最大值已达到277 mm，这可能引起铅芯橡胶支座选型或设计困难。在此种条件下，应该在综合考虑设计需求的基础上进行隔震体系的选取。

(6)由表5可知，体系2在减小墩身最大剪力、最大弯矩、墩顶位移及主梁位移等方面的效果均与体系3接近，这表明在第3条地震动为代表的软土场地条件下，对摇摆自复位高墩隔震性能起到明显改善作用的是设置在主梁与桥台之间的液体黏滞阻尼器，而墩、梁间设置的铅芯橡胶支座发挥的作用非常有限。且此时体系3的墩梁相对位移在地震动强度为0.4g时最大已达到174 mm。由此可以认为，形式简洁的体系2非常适合作为软土场地条件下修建的自复位高墩的组合隔震体系。

7 结 论

根据上述分析，可以得到以下几点结论：

(1)对于采用摇摆自复位高墩的桥梁，可以采用体系2或体系3改善其隔震性能，但在选择隔震体系时必须考虑桥址场地条件对结构隔震性能的影响；

(2)对于第1条地震动代表的坚硬场地上的以短周期成分为主的地震动，为了改善摇摆自复位高墩的隔震性能，宜采用在墩、梁间设置铅芯橡胶支座，同时在桥台与主梁间设置液体黏滞阻尼装置的体系3；

(3)对于第3条地震动代表的软土场地上的以长周期成分为主的地震动，为了改善摇摆自复位高墩的隔震性能，宜采用只在桥台与主梁间设置液体黏滞阻尼装置的体系2；

(4)对于第2条地震动代表的场地条件，为了改善摇摆自复位高墩的隔震性能，隔震体系的选择需要在综合考虑对墩身最大剪力的削减效果和墩、梁相对位移的控制效果的条件下进行选择。

上述结论是在采用文中的桥墩结构及特定参数对应的铅芯橡胶支座和液体黏滞阻尼装置的条件下得到的，而铅芯橡胶支座及液体黏滞阻尼装置的工作性能受其力学参数的影响较大，因此，下一步应针对铅芯橡胶支座及液体黏滞阻尼装置的力学参数对体系2和体系3隔震性能的影响规律进行深入研究。