隔震體系對搖擺自復位高墩工作性能的影響

張育智

(西南交通大學 土木工程學院，成都 610031)

搖擺自復位橋墩[1-4]能夠有效減小墩底彎矩的地震需求，地震結束后，在結構自重及所施加的后張預應力作用下能夠自動恢復至初始位置，不產生殘余變形，這對減小甚至避免結構地震損傷及震后迅速恢復使用具有重要意義。

國外對搖擺自復位結構的研究較早，Housner[5]根據計算分析發現尺寸效應使一些高而纖細的搖擺結構具有很強的抗傾覆穩定性，并且闡釋了外形相似的兩個塊體中，體量大的能夠承受更大強度的地震動而不傾倒，持時長的脈沖比持時短的脈沖更容易引起搖擺結構的傾倒等問題的原因，由此開啟了對搖擺剛體的研究。Priestley等[6]利用試驗驗證了Housner提出的剛體搖擺理論，并提出了搖擺結構的簡化設計方法——利用結構等效彈性特征參數的反應譜設計法。Makris等[7]的研究認為Priestley的設計方法并不正確，因為單擺與搖擺剛體的動力響應具有明顯差異，因而不能將反應譜法用于搖擺結構的地震反應分析中。

最早將自復位體系應用于橋梁工程的是新西蘭1981年建成的South Rangitikei鐵路高架橋[8]，該橋是利用基底搖擺隔震技術進行橫橋向減、隔震的高墩橋梁，為減小墩頂位移，該橋采用了扭轉鋼梁阻尼器。Ma等[9]對該橋進行了模型試驗，證實了搖擺自復位結構的頻率隨搖擺振幅而變化。

夏修身等[10-11]以某鐵路橋高墩為例，采用數值計算方法對搖擺隔震與墩頂設置鉛芯橡膠支座的隔震效果進行了對比，證明了搖擺隔震效果更好；研究者還對提離彈簧剛度、基礎寬度、參數λ對搖擺自復位高墩的地震響應影響規律進行了深入研究，提出了控制搖擺自復位橋墩地震響應的方法。

雖然國內外對搖擺自復位高墩的研究取得了許多的成果，但上述研究尚有兩個方面值得改進。

1) 已有研究中搖擺自復位高墩與主梁通常為固結，可以考慮在墩頂與主梁間設置隔震支座以改善結構的隔震性能。原因如下：

(1)在墩頂設置鉛芯橡膠支座的方法并不能有效提高墩底固結高墩的隔震性能，但能夠顯著改善搖擺自復位高墩的隔震性能。這是因為地震過程中，墩底固結高墩的非線性變形并非完全集中于鉛芯橡膠支座處，因此，其主要耗能并非來自鉛芯橡膠支座的滯回耗能，而是通過結構的彎曲變形，尤其是在設計位置出現塑性鉸來實現的。但設計者期望搖擺自復位高墩在地震過程中處于彈性工作狀態，因此不能依靠墩柱的彎曲變形來實現耗能，此時如果在墩頂設置鉛芯橡膠支座，將有助于提高結構的耗能能力。

(2)搖擺自復位高墩在發生搖擺后，雖然墩底彎矩可以得到控制，但由于高階效應的影響[12]，墩底剪力及墩身彎矩卻仍會隨著地震動強度的加大而增大，尤其在罕遇地震條件下，高階效應將導致搖擺自復位高墩因墩底剪力或墩身彎矩過大而發生破壞。當墩頂的鉛芯橡膠支座在地震過程中屈服后，將能夠有效控制傳遞到墩頂的上部結構的慣性力，這將有助于減小墩底剪力和墩身最大彎矩，改善墩身的受力。由此可見，在墩頂設置鉛芯橡膠支座對于提高罕遇地震條件下搖擺自復位高墩的工作性能非常必要。

2) 已有研究中搖擺自復位高墩的耗能裝置通常安裝在墩底搖擺界面附近，為了提高耗能裝置的耗能效果，可以考慮將耗能裝置安裝在橋臺與墩頂或主梁交界位置。原因如下：

(1)由于搖擺自復位橋墩墩底的提離位移和速度均較小，在搖擺界面附近安裝的耗能裝置的耗能效果非常有限。而地震引起的墩頂或主梁的位移和速度通常都較大，若將阻尼耗能裝置安裝在橋臺與墩頂或主梁之間，則能大幅提高耗能裝置的耗能效果。

(2)在墩頂設置的鉛芯橡膠支座屈服后將引起墩、梁相對位移的增大，此時在橋臺與主梁之間設置阻尼裝置將有利于控制墩、梁相對位移。

基于上述考慮，以墩梁固結的搖擺自復位高墩作為體系1，提出將搖擺自復位高墩與液體黏滯阻尼裝置及鉛芯橡膠支座組成2種組合體系，即：體系2——墩梁固結，在主梁與橋臺間設置液體黏滯阻尼裝置；體系3——在墩頂與主梁間設置鉛芯橡膠支座，同時在主梁與橋臺間設置液體黏滯阻尼裝置。本研究將對上述3種體系的隔震性能進行對比研究，研究中考慮了不同地震強度及不同場地條件下地震波特性的影響。

1 鐵路搖擺自復位橋墩及計算模型

本文針對某圓端形鐵路橋搖擺自復位高墩[13]進行計算分析。橋墩的幾何尺寸如圖1所示。空心墩身高56 m，實心墩身及擴大基礎均高2 m，橋墩外壁坡度為1∶40，內壁坡度為1∶90。橋墩采用C30混凝土，上部結構的質量為7 190 kN，以集中質量形式施加在對應節點。橋墩擴大基礎底面，即搖擺界面，傳遞的豎向荷載為36 357 kN。本模型無后張預應力，依靠重力提供自復位的恢復力。采用OpenSEES對橋墩順橋向的地震動響應進行非線性時程分析，橋墩采用彈性梁柱單元進行模擬，采用夏修身等提出的兩彈簧模型(即在墩底順橋向兩端各設1個提離彈簧，提離彈簧采用只受壓不受拉單元進行模擬)，對橋墩在地震下的搖擺效應進行模擬，兩提離彈簧間距即為墩底擴大基礎順橋向尺寸10 m。單個提離彈簧單元的豎向抗壓剛度取為2.1×108kN/m，采用瑞利阻尼，阻尼比取為5%。

圖1 橋墩尺寸圖

相關研究[14-15]表明，當橋梁的各跨度相同，且各橋墩的截面尺寸及墩高相同的條件下，考慮墩頂主梁質量的單墩模型，其地震動響應可以反映全橋的整體地震響應。因此，本研究的計算模型并未建立主梁單元，而只計入主梁的質量，橋臺以固定的節點來描述，在計算中未考慮主梁與橋臺的碰撞效應，計算模型的示意圖如圖2所示。

(a)體系1(b)體系2(c)體系3

圖2 有限元模型示意圖

Fig.2 Sketch of finite element model

2 隔震支座性能介紹

本研究中鉛芯橡膠支座采用OpenSEES中的zeroLength單元進行模擬，材料特性取為雙線性模型，其滯回曲線如圖3所示。鉛芯橡膠支座彈性階段剛度Ki=51.7×103kN/m，塑性階段剛度Kp=8.0×103kN/m，屈服荷載Fy=432 kN。鉛芯橡膠支座在鉛芯屈服后能夠延長結構的周期，表1給出了墩梁固結與采用隔震支座時結構的前3階周期。

表1 橋墩前3階周期對比

3 液體黏滯阻尼器性能介紹

在計算模型中，液體黏滯阻尼器采用OpenSEES中的zeroLength單元進行模擬，單元的材料屬性通過定義單軸Viscous材料的阻尼系數及速度指數來實現。

本研究中所采用非線性液體黏滯阻尼器，阻尼力表達式見式(1)

Fv=C·Vα

(1)

式中：Fv為阻尼力，C為阻尼系數，V是阻尼器兩端的相對速度，α為速度指數。本研究取C=3 162 kN/(m/s)0.5，α=0.5。

圖3 鉛芯橡膠支座雙線性滯回曲線

4 地震動輸入

為考慮地震動差異性的影響，選取了表2中的3條地震波作為輸入，各地震動加速度反應譜見圖4～圖6，反應譜峰值對應的周期分別為0.2 s，0.95 s和2.05 s。這三條地震動分別代表特征周期遠小于純搖擺墩柱第一階周期，接近純搖擺墩柱第一階周期，以及接近隔震支座屈服后搖擺墩柱第一階周期的地震動。其中，第1條地震動代表堅硬場地條件下的地震動，而第3條地震動代表軟土場地條件下的地震動，第2條地震動介于二者之間。為了考慮地震動強度的影響，分別將地震動的峰值加速度調幅至0.2g，0.4g。

表2 地震動記錄信息

圖4 Kocaeli地震動加速度反應譜

圖5 永和天津地震動反應譜

圖6 Mexico City地震動反應譜

5 隔震指標

為了對比各體系的地震響應，以墩梁固結的搖擺墩柱，即體系1為基準，構造以下隔震指標

(2)

IDI是體系I(I=2，3)的隔震指標，Rf，RI分別是體系1和體系I的結構響應。指標為正時表明體系I能夠減小結構的地震響應，對結構有利；指標為負時表明體系I將增大結構的地震響應，對結構不利。分別對墩身最大剪力、墩身最大彎矩、墩頂位移及主梁位移的隔震指標進行計算，結果見表3～表5。

考慮到在墩、梁間設置鉛芯橡膠支座將會導致墩梁相對位移增大，若墩梁相對位移過大將造成隔震支座設計困難或費用大幅提高，因此對墩梁相對位移的絕對值也應進行考察，相關數值見表3～表5。

表3 第1條地震動隔震指標計算結果

表4 第2條地震動隔震指標計算結果

表5 第3條地震動隔震指標計算結果

6 結果分析

由表3～表5的計算結果，我們可以得到以下規律：

(1)絕大部分結構響應的隔震指標隨地震動強度的增大而減小，表明體系2和體系3對改善體系1隔震性能的能力隨地震動強度的增大有所下降。

(2)體系2在橋臺與主梁間增設了黏滯阻尼裝置，體系3在體系2的基礎上在墩、梁間設置了鉛芯橡膠支座，這兩種體系與體系1相比，均增大了體系消耗地震能量的能力，因此顯著減小了墩身最大彎矩、墩頂位移和主梁位移。

(3)體系3與體系2相比，因為在墩、梁間設置了鉛芯橡膠支座，其受剪屈服后，體系3中由支座傳至墩頂的主梁水平慣性力大為減小，因此體系3比體系2對墩身最大剪力的削減效果更顯著，尤其對于第1條地震動，最為明顯。

(4)由表3可知，第1條地震動輸入下，體系2增大了墩身最大剪力的地震需求。由此可見，在橋臺與主梁間設置液體黏滯阻尼器并不能同時改善所有指標的地震響應需求，而且結構的隔震效果還會受到地震動特性的影響：在第1條地震動為代表的堅硬場地條件下，體系3與其余兩種體系相比，在減小墩身最大剪力、墩身最大彎矩及主梁位移方面的綜合優勢非常顯著，而且此時體系3的墩梁相對位移最大值只有23 mm，因此可以認為體系3非常適合作為堅硬場地條件下修建的自復位高墩的組合隔震體系。

(5)由表4可知，在第2條地震動條件下，當地震動加速度峰值為0.2g時，體系2和體系3的性能接近；當地震動加速度峰值為0.4g時，體系2對墩身最大剪力的削減作用顯著低于體系3，但體系3的墩梁相對位移最大值已達到277 mm，這可能引起鉛芯橡膠支座選型或設計困難。在此種條件下，應該在綜合考慮設計需求的基礎上進行隔震體系的選取。

(6)由表5可知，體系2在減小墩身最大剪力、最大彎矩、墩頂位移及主梁位移等方面的效果均與體系3接近，這表明在第3條地震動為代表的軟土場地條件下，對搖擺自復位高墩隔震性能起到明顯改善作用的是設置在主梁與橋臺之間的液體黏滯阻尼器，而墩、梁間設置的鉛芯橡膠支座發揮的作用非常有限。且此時體系3的墩梁相對位移在地震動強度為0.4g時最大已達到174 mm。由此可以認為，形式簡潔的體系2非常適合作為軟土場地條件下修建的自復位高墩的組合隔震體系。

7 結 論

根據上述分析，可以得到以下幾點結論：

(1)對于采用搖擺自復位高墩的橋梁，可以采用體系2或體系3改善其隔震性能，但在選擇隔震體系時必須考慮橋址場地條件對結構隔震性能的影響；

(2)對于第1條地震動代表的堅硬場地上的以短周期成分為主的地震動，為了改善搖擺自復位高墩的隔震性能，宜采用在墩、梁間設置鉛芯橡膠支座，同時在橋臺與主梁間設置液體黏滯阻尼裝置的體系3；

(3)對于第3條地震動代表的軟土場地上的以長周期成分為主的地震動，為了改善搖擺自復位高墩的隔震性能，宜采用只在橋臺與主梁間設置液體黏滯阻尼裝置的體系2；

(4)對于第2條地震動代表的場地條件，為了改善搖擺自復位高墩的隔震性能，隔震體系的選擇需要在綜合考慮對墩身最大剪力的削減效果和墩、梁相對位移的控制效果的條件下進行選擇。

上述結論是在采用文中的橋墩結構及特定參數對應的鉛芯橡膠支座和液體黏滯阻尼裝置的條件下得到的，而鉛芯橡膠支座及液體黏滯阻尼裝置的工作性能受其力學參數的影響較大，因此，下一步應針對鉛芯橡膠支座及液體黏滯阻尼裝置的力學參數對體系2和體系3隔震性能的影響規律進行深入研究。