滿足高鐵橋梁雙重性能需求的新型減震裝置研發及力學性能研究

李雪紅， 孫 磊， 徐秀麗， 王 蕊

(南京工業大學 土木工程學院，南京 211816)

從以往的地震災害可知，高鐵的事故率偏高。在青海玉樹地震中，40%以上的鐵路橋梁出現了軌道折角，可能導致高速運行的列車發生脫軌事故[1]。2008年的汶川地震之后，中國鐵道學會召開了“地震災害對鐵路的影響及對策”學術交流會。與會專家普遍認為，我們應從傳統的“抗震”設計理念中走出來，應該用“減隔震”的設計理念來代替以往的抗震理念[2]。

采用減震裝置減小地震響應的優點目前已被無數專家學者肯定。最早提出減隔震概念的是在1881年,日本學者河合浩藏[3]。隨后掀起了一股減隔震研究的浪潮[4-6]。很多減隔震產品被應用到建筑上后，其有效性還在實際地震中得到了驗證[7]。如1994年美國Northridge地震中采用減、隔震技術設計的南加州福尼亞大學醫院，震后完好無損，迅速投入搶險救災中。

與建筑結構相比，橋梁雖引入減、隔震設計較晚，但在國內外公路橋梁結構中已有廣泛發展。美國、新西蘭、日本和歐洲的一些國家已將減、隔震設計納入橋梁抗震規范中[8]。范立礎等[9]概述了國外的橋梁減、隔震技術的發展，與我國橋梁減隔震技術的研究和發展進行了對比，討論了結構采用減隔震技術的一些特點并提出了促進我國橋梁減、隔震發展的意見。普通公路橋梁中大跨度的柔性結構主要采用具有減震耗能作用的液體黏滯阻尼器、彈塑性軟鋼阻尼支座、LUB速度鎖定支座、調諧質量阻尼器(TMD)、調諧液體阻尼器(TLD)等裝置以增大阻尼，實現減小結構地震響應的目的[10-12]。目前的減隔震措施大多是針對公路橋梁或一般的鐵路橋梁，針對高鐵橋梁特殊的結構特性及高速運行的列車的行車安全性需求所做的研究尚較少，還缺少成熟有效的減隔震措施。

本文借鑒黏滯型阻尼器的設計思想，研發出一種適用于高鐵橋梁的新型耗能減震裝置(以下簡稱新型裝置)。該裝置在地震發生時，盆式支座剪斷瞬間，可抵抗較大的沖擊作用，提供足夠的剛度，保證高鐵橋梁的整體剛度不發生突變，并且控制軌道不出現較大變形和較大振動，保證高速運行的列車在地震發生時的行車安全性，并提供列車減速制動的時間；隨后，該裝置發揮耗能作用，減小高鐵橋梁的地震響應，保證橋梁的抗震安全性。即，該裝置既可以保證高速運行的列車的行車安全性，亦可以保證高鐵橋梁的抗震安全性，具有雙重性能。

對該裝置進行耗能性能及抗沖擊性能試驗。通過試驗，分析該新型耗能減震裝置在低速穩態輸入下，不同運動頻率和速度對其耗能能力的影響；分析在高速瞬時輸入下的抗沖擊性能及沖擊力相關性；提出阻尼力公式，為實際工程應用提供理論依據。

1 新型裝置的設計和工作機理

本文利用結構耗能減震控制技術，結合土木工程領域應用廣泛的黏滯阻尼墻和圓筒式黏滯阻尼器的設計思想[13]，研發滿足高鐵橋梁雙重性能需求的新型耗能減震裝置。其汲取黏滯流體流經節流孔產生阻尼力的液體黏滯阻尼器的優點、由黏滯阻尼材料的剪切阻抗產生阻尼力的黏滯阻尼墻的優點以及結合滾珠絲杠副的變直線運動為旋轉運動的機械傳動原理來進行創新構思。

本新型裝置具體構造設計如圖1所示，包括傳遞部分和阻尼部分。

傳遞部分如圖2所示，由螺母旋轉式滾珠絲杠副組成，絲杠受力時帶動螺母旋轉，將直線運動變成旋轉運動。阻尼部分包括密封圈、阻尼筒、黏滯液體、螺釘。各阻尼筒同軸線嵌套設置如圖3所示。阻尼筒奇數層與螺母相連，偶數層與另一端相連。阻尼筒奇偶層間留有間隙填充黏滯液體且間隙兩側設有密封圈確保黏滯液體處于密封環境內。阻尼部分通過螺釘與傳遞部分相連。傳遞部分的螺母通過螺釘帶動阻尼筒旋轉。本新型裝置在耗能的同時可有效控制墩梁間的相對位移，控制軌道的變形。可通過調整阻尼筒的層數、長度、阻尼筒直徑、阻尼筒層間間隙及滾珠絲杠副的螺距來改變阻尼力。

(a) 總裝圖

(b) 剖面圖

圖2 原理示意圖(滾珠絲杠副)

圖3 阻尼筒設置

2 新型裝置的耗能性能研究

2.1 試驗工況

根據新型耗能減震裝置的工作原理，通過設置不同的加載頻率、加載速度，采用低周反復試驗驗證該裝置的耗能能力并分析耗能能力與加載頻率、加載速度等的相關性。試驗工況如表1所示，圖4為試驗現場。

根據實驗設備的實際加載能力確定加載制度。實驗采用正弦激勵法，位移控制加載，位移、速度與時間的關系如式(1)、(2)所示：

表1 低周反復試驗加載工況

圖4 實驗現場

S(t)=S0·sin(2πft)

(1)

V(t)=S0·2πf·cos(2πft)

(2)

2.2 加載頻率對耗能能力的影響

圖5為溫度保持一定(3 ℃)，不同位移幅值(2 mm、3 mm、4 mm、5 mm)時，各加載頻率下的裝置的滯回曲線。

由圖5可知，在不同位移幅值時，阻尼力隨加載頻率的變化規律相似，均隨著加載頻率的增加而增大，以位移幅值4 mm為例，加載頻率0.01 Hz、0.015 Hz、0.02 Hz和0.025 Hz對應的最大阻尼力依次為102 kN、159 kN、177 kN和235 kN。并且，滯回曲線所包圍的面積隨加載頻率的增大亦逐漸增大，耗能能力逐漸增強；除此之外還可看出，各工況下滯回曲線均有明顯傾斜且隨加載頻率增加，傾斜程度有一定的增大趨勢，即該裝置的剛度隨加載頻率的增加而增大。

(a) 2 mm (b) 3 mm (c) 4 mm (d) 5 mm

從實驗結果可看出，所有工況的滯回曲線中均有一個1 mm長，阻尼力為0 kN的傳動失效部分。這一現象的出現與本文新型裝置上的扭矩平衡裝置的構造設計存在一定關聯。為使平衡筒不影響平衡銷上下方向的自由移動，將平衡筒上銷槽的寬度設置成比平衡銷的寬度大1 mm。

2.3 加載速度對耗能能力的影響

溫度依然取室內溫度3 ℃，最大加載速度保持Vmax=0.157 mm/s、0.314 mm/s、0.628 mm/s一定，所得滯回曲線如圖6所示。

(a) Vmax=0.157 mm/s

(b) Vmax=0.314 mm/s

(c) Vmax=0.628 mm/s

由圖6可以看出當加載速度Vmax保持為0.157 mm/s、0.314 mm/s和0.628 mm/s不變時，各工況下的阻尼力最大值分別保持在83～89 kN、137～141 kN和235～242 kN之間。考慮實驗誤差的影響，可以認為當最大加載速度保持一定時，各工況下的最大阻尼力保持一致。

除此之外，由圖7還可以看出，隨著加載速度的增大，該新型裝置的阻尼力不斷增大，當速度從0.157 mm/s增加到0.314 mm/s時，阻尼力增大64.7%，當速度從0.314 mm/s增加到0.628 mm/s時，阻尼力最大值增大71.4%。即新型裝置的耗能能力隨最大加載速度的增加而增大。

圖7 不同工況下阻尼力最大值

3 新型裝置的抗沖擊性能試驗研究

3.1 試驗工況

本文的新型耗能減震裝置應滿足高鐵橋梁的雙重性能需求。首先該裝置應有較強的耗能能力，減小地震發生時高鐵橋梁的地震響應；其次，該裝置在地震發生時，支座剪斷瞬間，能夠承受較大的沖擊作用，并能夠提供較大的剛度，使橋梁的整體剛度不發生突變，從而使軌道不出現較大變形，保證高速運行的列車能夠有一定的減速時間，使之不發生脫軌或傾覆的安全事故，或降低其發生概率。因此，需要對所研發的裝置的抗沖擊性能及在沖擊力作用下的位移情況進行深入研究。

根據新型耗能減震裝置的工作原理，通過設置不同的沖擊力、沖擊頻率來驗證其抗沖擊性能及位移，并分析與沖擊頻率、沖擊力的相關性。

考慮實驗設備的實際加載能力，確定每組實驗工況的加載制度，實驗采用正弦激勵法，力控制加載，力與時間的關系表達式為：

F(t)=f0·sin(2πft)

(3)

實驗工況見表2，表中F(kN)為沖擊力,f(Hz) 為加載頻率。

表2 沖擊試驗加載工況

3.2 抗沖擊性能

沖擊實驗每組工況循環兩次，分別沿著上拉和下壓兩個方向各沖擊一次。若兩個方向受沖擊后的位移沒有較大突變且沖擊力能夠達到額定力，則說明實驗構件沒有損壞，即新型耗能減震裝置的抗沖擊性能良好。圖8～圖10為加載頻率保持10 Hz不變，依次增加沖擊力的條件下得出的力-時間-位移(F-t-S)曲線。

(a) 上拉F-t-S曲線

(b) 下壓F-t-S曲線

(a) 上拉F-t-S曲線

(b) 下壓F-t-S曲線

(a) 上拉F-t-S曲線

(b) 下壓F-t-S曲線

從圖8～圖10可看出：在各工況下的沖擊力均能達到額定力且正反兩方向受沖擊后產生的位移均相差無幾，說明該裝置在兩個方向上性能一樣。由圖10可知，當沖擊力達到310 kN時，新型裝置的位移只有2.115 mm，說明該裝置在受到較大沖擊力時位移非常小，故可以證明該新型裝置的抗沖擊性能良好。

3.3 抗沖擊相關性

相關性實驗主要用于研究該新型裝置的位移與力、頻率的相關性。通過保持某一參數值不變而改變另一參數值，對比分析測得的位移，從而判斷新型裝置工作時位移的穩定性。

圖11～圖15為新型裝置保持加載頻率不變，改變沖擊力時的S-t(位移-時間)曲線。下圖中0～2 s均為實驗準備時間。

圖11 位移與沖擊力的相關性(3 Hz)

圖12 位移與沖擊力的相關性(5 Hz)

圖13 位移的沖擊力相關性(7 Hz)

圖14 位移與沖擊力的相關性(10 Hz)

圖15 位移與沖擊力的關系曲線

從圖11～圖15可知：①在頻率保持不變的情況下，新型裝置的位移隨沖擊力的增加而增大，但位移值總體上較小。②在沖擊力保持恒定不變的情況下，新型裝置的位移隨頻率的增加逐漸趨于穩定。故可知，該新型裝置在沖擊力作用下，位移很小，具有很好的抗沖擊性能。

4 新型裝置主要力學參數的確定

借鑒國內外相關學者的研究成果[14]。本文采用Maxwell模型作為所研發的新型耗能減震裝置的理論模型基礎。Maxwell模型(圖16)由一個阻尼單元(C0)和一個彈簧單元(K)構成，彈簧單元K代表阻尼器的內部剛度。圖中Fd(t)為阻尼力，u(t)為阻尼器位移。

圖16 Maxwell模型示意圖

Maxwell 模型阻尼力Fd(t)表達式為：

(4)

影響阻尼系數C的因素主要為剪切面積Ae、剪切間隙d、阻尼液動力黏度μ。影響阻尼速度指數α的主要因素為阻尼液的黏度。經過對低周反復加載實驗結果的分析可知，加載速度與阻尼力之間存在一定的相關性，α可取定值。故可根據現有理論和實測值進行擬合，進一步確定α的取值。

根據之前的分析可知，每個工況的滯回曲線中均有長1 mm、阻尼力為0的傳動失效部分。這種現象是由于實驗設備的作動頭沒有抗扭能力，需要加裝抗扭裝置導致的。在實際工作環境中，連接件有一定的抗扭能力，不會出現這種現象。因此，需對上述實驗實測值進行調整，才能反映該新型耗能減震裝置在實際工作條件下的滯回特性。根據上述分析，實驗實測值的有效部分,如圖17所示。

圖17 調整后滯回曲線對比

圖18 阻尼力的速度相關性

圖18中，虛線為根據現有理論和實驗實測值擬合出的計算值，實線為修改后的實驗實測值。從圖18可看出，計算值可以較好的反應實測值的變化規律，其表達式為：

y=1 832.9x0.568 4

(5)

式中：y為阻尼力；x為阻尼筒旋轉速度；可將α取為0.57。

借鑒以往學者對黏滯型剪切阻尼器的阻尼系數C的取值[14]，故本文取阻尼系數C=ζμtAe/d; 式中：ζ為調整系數；μt為t℃下黏滯體的黏度；Ae為剪切面積；d為阻尼筒間的剪切間隙。從上文對實驗實測值的分析可知，該新型裝置的剛度特性隨頻率的增加而越發明顯，故彈性剛度對阻尼力的影響不可忽略。

在多數國內外學者對黏滯型剪切阻尼器的研究中，均忽略了彈性剛度對阻尼力的影響。而日本學者Arima等[15]提出的黏滯型剪切阻尼墻的阻尼力計算公式中同時考慮了黏滯體的黏滯阻尼力和彈性恢復力，符合本文實驗結果中滯回曲線反映出的黏滯特征和剛度特性。故本文借鑒其對彈性恢復力的考慮方法對本文的實驗實測值進行了擬合。且滾珠絲杠副可將直線速度轉變為旋轉運動，此時剪切速度可放大πR，有效提高了耗能能力。因此，綜合考慮以上因素，阻尼力計算公式可表達為：

(6)

式中：F為阻尼力；μt為t℃下黏滯液體的粘度；Ae為阻尼筒的有效剪切面積；d為阻尼筒間的剪切間隙；R為可動阻尼筒的直徑；L為螺桿導程；V為螺桿的直線速度；f為頻率；S′為阻尼筒間相對位移。

將此計算公式與調整后的實驗實測滯回曲線進行對比，以2.5 mm-0.08 Hz-3 ℃、3.5 mm-0.015 Hz-3 ℃、5.5 mm-0.02 Hz-3 ℃三個工況為例。結果如圖19所示。圖中計算值滯回曲線總體與實驗值接近，變化趨勢一致，尤其是在最值大小的預測上比較準確，再次證明了計算公式的合理性。

(a) 2.5 mm-0.008 Hz (b) 5.5 mm-0.02 Hz (c) 3.5 mm-0.015 Hz

5 結 論

(1) 所研發的新型裝置在低速穩態輸入下耗能性能較好，滯回曲線形狀飽滿，且多次循環加載對滯回曲線形狀無明顯影響，裝置的耗能性能較為穩定；隨加載頻率的增大，裝置的耗能能力逐漸增強，剛度逐漸增大，具有更強的位移限制能力。裝置穩定高效的耗能能力可以滿足橋梁結構在地震作用下的安全性，使結構不發生破壞。

(2) 高速瞬時輸入下，頻率保持不變，新型裝置的位移隨沖擊力的增加而增大，但位移值很小；沖擊力保持不變，新型裝置的位移隨頻率的增加逐漸趨于穩定。該新型裝置在沖擊力作用下，位移穩定，具有很好的抗沖擊性能。可保證地震發生瞬間，橋梁結構的整體剛度不發生突變，主梁和軌道不發生較大的橫向變形和振動，滿足高速運行的列車的行車安全性需求。

(3) 新型耗能減震裝置的耗能能力與加載速度相關，在保持最大加載速度一定的情況下，不同工況下的最大阻尼力均一致。當加載速度增大時阻尼力隨之增加，表明該裝置屬于速度型阻尼器的范疇。通過對實驗實測數據的分析并結合現有理論，提出了新型裝置的阻尼力公式，可為實際工程應用提供理論依據。