減隔震裝置對獨塔斜拉橋抗震性能的影響

韓璐璐，鄧旭東

(1.西南交通大學土木工程學院橋梁工程系，四川成都 610031；2.云南省公路科學技術研究院，云南昆明 650200)

近年來，國內外地震災害頻發，橋梁作為交通網絡的重要樞紐，若在地震中遭到嚴重破壞，將給震后的抗震救災工作造成極大的困難。因此關于橋梁結構抗震性能的研究也受到了學者們的廣泛關注。與此同時，斜拉橋因其跨越能力強、造型美觀、受力均勻等優點，在眾多橋梁結構中脫穎而出，在我國得到廣泛應用，例如蘇通長江大橋、上海崇明長江大橋、北盤江大橋等。隨著設計跨徑的不斷增大，以及抗震需求的不斷提高，斜拉橋通常采用漂浮體系或半漂浮體系，并在橋塔與主梁連接處設置一定的減隔震裝置[1]。減隔震裝置通過降低橋梁結構剛度，提高橋梁結構阻尼來提高其的抗震性能[2]。目前，應用較為成熟的減隔震裝置有板式橡膠支座、鉛芯橡膠支座、高阻尼橡膠支座、摩擦擺支座、液體粘滯阻尼器等。

以下為一些學者對減隔震裝置對斜拉橋抗震性能影響的研究，婁鋒[3]研究了粘滯阻尼器參數對大跨度斜拉橋抗震性能的影響；劉保文等[1]以某大跨度斜拉橋為研究對象，采用非線性時程分析方法，研究了橋塔在有、無阻尼器的情況下內力變化情況；胡可等[4]以全漂浮斜拉橋為例，提出了斜制阻尼器體系，并給出了斜制阻尼器體系的參數設計流程；鄧璐銘等[5]分析對比了僅采用鉛芯橡膠支座和組合減隔震裝置時雙塔斜拉橋的減隔震效果。但是現有研究多數以對稱雙塔斜拉橋為研究對象，而關于非對稱獨塔斜拉橋研究尚且不多，且大多僅圍繞單一減隔震裝置進行研究，缺乏系統的對比分析。

本文以某非對稱獨塔斜拉橋為工程背景，運用有限元分析軟件Midas Civil建模分析，對比研究了采用板式橡膠支座、鉛芯橡膠支座和液體粘滯阻尼器時橋梁結構的地震響應，并進一步對減隔震效果較好的液體粘滯阻尼器進行參數敏感性分析。

1 工程概況

某獨塔混凝土斜拉橋全長212 m，跨徑布置為92 m+120 m(圖1)。主梁采用C60混凝土，橋塔采用C50混凝土。主梁形式為預應力混凝土板肋結構，根據無索區、有索區、現澆段、合龍段施工工藝以及配筋的不同，分別設計了5種主梁斷面形式，標準段主梁梁高均為2.3 m。橋塔采用H型橋塔，塔高69.9 m，其中橋面以上塔高54.4 m，橋面以下塔高15.5 m。斜拉索采用空間平行雙索面，布置形式為扇形，每個索面張拉16根斜拉索，在主梁上斜拉索的標準索距為6.5 m，邊跨主梁現澆段拉索的索距為3.45 m。

圖1 橋梁標準橋面布置(單位:mm)

2 結構動力分析模型

2.1 有限元模型的建立

采用有限元軟件Midas Civil建立全橋地震響應模型。為真實反映結構的受力特性，主梁、橋塔、輔助墩均采用梁單元模擬，斜拉索采用桁架單元模擬。

該獨塔斜拉橋為漂浮體系，橋臺處設置縱橋向滑動支座，本文根據橋塔和主梁之間約束條件，選取了三種最常見的減隔震布置方案(表1)。其中，板式橡膠支座用彈性連接模擬，鉛芯橡膠支座和液體粘滯阻尼器分別采用一般連接特性值中的鉛芯橡膠支座隔震裝置和粘彈性消能器模擬。

表1 不同減隔震方案

2.2 鉛芯橡膠支座

鉛芯橡膠支座通常由上連接板、上封板、鉛芯、多層橡膠、加勁鋼板、下封板和下連接板組成。其中鉛芯具有良好的力學性能，在支座承受水平荷載作用時，表現出較高的初始剛度和較低的屈服剪力。所以鉛芯橡膠支座既能滿足靜力荷載下的承載需求，又能在地震荷載作用下提供良好的耗能效果。此外，鉛芯橡膠支座還能夠有效延長結構的自振周期，從而減小結構物的地震響應[6]。

鉛芯橡膠支座的滯回特性與剪切變形存在相關性，分析時多用雙線性滯回曲線模擬。根據目標橋梁的實際尺寸和有限元計算結果，結合現有JT/T 800-2011《公路橋梁鉛芯減隔震支座》[7]，該獨塔斜拉橋選取的鉛芯橡膠支座規格如下：屈服力為417 kN，屈服前剛度為34.3 kN/mm，屈服后剛度為5.3 kN/mm。

2.3 液體粘滯阻尼器

液體粘滯阻尼器通常由缸體、活塞和流體組成，活塞上有小孔，缸體內充滿粘滯流體(圖2)。通過活塞在缸體內的往復運動，使得活塞前后產生壓力差，擠壓缸內流體從活塞小孔通過，從而產生阻尼力，以達到減小結構物地震響應的目的。液體粘滯阻尼器是一種與活塞運動速度相關的阻尼器，其力學性能可以用關系式描述為：

圖2 液體粘滯阻尼器

(1)

式中：F表示阻尼力，V表示阻尼器兩端相對運動速度，α表示阻尼指數(在抗震領域，其值一般在0.1～1.0之間)。

由式(1)可知，液體粘滯阻尼器取不同的阻尼系數C和不同的阻尼指數α，結構的地震響應也將不同。故結合現有斜拉橋抗震設計經驗以及第4節計算結果，選取液體粘滯阻尼器系數如下：阻尼系數C為6 000 kN/(ms-1)α,阻尼指數α為0.55。由于液體粘滯阻尼器對頻率有較強的依賴性，故在Midas Civil中采用Maxwell模型來模擬。

2.4 地震波的選取與輸入

采用動力時程分析研究橋梁的抗震性能，首先要選取合適的地震波。選波時要考慮地震動的加速度峰值、頻譜特性和持續時間[8]。該橋設防烈度為7度，罕遇地震水平地震基本加速度為0.32g。采用常用的已有地震波EI-Centro波，參照加速度峰值調整公式對上述地震波進行調幅，得到EI-Centro波修正系數為0.28(圖3)。地震波以縱橋向+豎向，其中，豎向地震動加速度取水平向加速的的0.65倍。

圖3 地震動輸入

3 計算結果

本文選取了塔頂位移、塔底剪力及塔底彎矩進行分析，地震荷載作用下各工況位移及內力如圖4～圖6所示。

圖4 塔頂位移

圖5 塔底剪力

圖6 塔底彎矩

由圖4～圖6計算結果可以看出，當主梁與橋塔橫梁間采用鉛芯橡膠支座時，塔頂位移比采用板式橡膠支座時減小了5.58 %，橋塔塔底剪力減小了10.18 %，橋塔塔底彎矩減小了7.10 %。當采用液體粘滯阻尼器減震時，塔頂位移比采用板式橡膠支座時減小了67.64 %，橋塔塔底剪力減小了9.15 %，橋塔塔底彎矩減小了55.84 %。由此可見，在鉛芯橡膠支座或液體粘滯阻尼器的耗能作用下，塔頂位移、塔底剪力及塔底彎矩均有所減小，且采用液體粘滯阻尼器時塔頂位移和塔底彎矩減小更為顯著。

4 液體粘滯阻尼器參數分析

由于鉛芯橡膠支座可依據《公路橋梁鉛芯減隔震支座》[7]，通過豎向承載力和地震作用下支座的容許位移，選取合適的規格，其自身參數的變化不大，因此本文僅針對液體粘滯阻尼器的阻尼系數C和阻尼指數α進行敏感性分析[5]。本文參考已有工程實踐經驗，分別取粘滯阻尼器的阻尼指α為0.35、0.45、0.55、0.65、0.75、0.85、1.0，阻尼系數C為2 000 kN/(ms-1)α、3 000 kN/(ms-1)α、4 000 kN/(ms-1)α、5 000 kN/(ms-1)α、6 000 kN/(ms-1)α、7 000 kN/(ms-1)α、8 000 kN/(ms-1)α進行分析。根據以上參數選擇，對橋梁結構進行非線性時程分析，比較研究橋梁關鍵部位的內力響應和變形響應，繪制其關于阻尼系數C及阻尼指數α的變化曲線，以此來最終確定液體粘滯阻尼器的較優阻尼系數C及阻尼指數α。地震荷載作用下結構位移及內力隨阻尼系數C和阻尼指數α變化規律如圖7～圖12所示。

圖7 塔底彎矩

圖8 塔底彎矩

圖9 塔頂位移

圖10 塔頂位移

圖11 塔底剪力

圖12 塔底剪力

由圖7～圖12計算結果可以看出：橋梁結構關鍵部位的位移和內力隨著阻尼系數C及阻尼指數α的變化，呈現出規律性變化：當阻尼器的阻尼系數C一定時，塔底彎矩和塔頂位移均隨著阻尼指數α的增大而增大，當阻尼指數α一定時，塔底彎矩和塔頂位移均隨著阻尼系數C的增大而減小，由此可見，可以通過減小阻尼系數α或增大阻尼系數C來減小塔底彎矩和位移；當阻尼器的阻尼系數C一定時，塔底剪力隨著阻尼指數α的增大而減小，當阻尼指數α一定時，塔底剪力隨著阻尼系數C的增大而減小，由此可見，可以通過增大阻尼系數α或阻尼系數C來減小塔底彎矩。

總體而言，液體粘滯阻尼器的阻尼指數α及阻尼系數C對橋梁結構地震響應均具有規律性影響，且影響較為明顯。綜合考慮，從保證橋梁結構關鍵部位變形及受力的角度出發，擬采用阻尼系數C=6000kN/(ms-1)α，阻尼指數α=0.55的液體粘滯阻尼器作為該獨塔斜拉橋的較優選擇。

5 結論

依據某獨塔斜拉橋為研究對象，通過非線性動態時程分析方法，得到以下結論：

(1)相比板式橡膠支座，采用鉛芯橡膠支座或液體粘滯阻尼器，均能一定程度的減小獨塔斜拉橋在地震作用下關鍵部位的變形和內力，改善橋梁結構的抗震性能，且相比鉛芯橡膠支座，液體粘滯阻尼器的改善效果更為明顯。

(2)采用液體粘滯阻尼器時，結構的減震效果取決于阻尼系數C和阻尼指數α，隨著液體粘滯阻尼器阻尼系數C及阻尼指數α的變化，結構關鍵部位的位移和內力呈現出規律性變化。

(3)在實際工程設計中，可以通過綜合考慮阻尼器的噸位以及液體粘滯阻尼器的參數不同取值對橋梁結構關鍵部位變形和內力的減震情況，選取較優的液體粘滯阻尼器規格。