可調制黏滯阻尼器的橋梁減振防震性能分析研究

姚杰義

（宜春市公路事業發展中心奉新分中心,江西 奉新 330700）

0 引言

橋梁減振防震是橋梁基建科研始終重視并不斷探索提高的技術項目，在橋梁特定位置配置耗能阻尼裝置，是橋梁減振防震探索所取得的一個技術成果。耗能阻尼裝置的功效特點是：阻尼裝置雖然不能消散所有地震破壞能量的輸入，但其耗能量足以保證橋梁結構主體無恙，耗能阻尼裝置雖然不能直接為橋梁結構進一步提供剛度，但其減振耗能量能夠盡最大可能發揮減振抗震作用。該研究基于工程應用，梳理介紹該黏滯阻尼器的工作原理，并通過結構自振周期、順橋向節點位移、墩頂剪力、墩底彎矩的有限元模擬分析，探討該型黏滯阻尼器的功效特點，并就相關參數優化給出建議。

1 工程背景

某混凝土預應力懸臂橋梁，跨度組合為（32+50+32）m，中跨采取掛孔式結構，普通型鋼筋混凝土梁，梁長16 m。混凝土預應力箱體梁T構主梁，墩側懸臂長度18 m，梁高呈1.6次拋線變化，邊跨為14 m等高段，梁墩固結。雙柱鋼筋混凝土橋墩，墩高16 m，呈1.2*1.2斷面。主梁采用C50混凝土，橋墩采用C40混凝土。預應力鋼材選用Std1860型號鋼絞線。

橋址屬于地震反應譜7度地區，特征周期0.45 s，地震水平加速度0.15 g。

2 可調制黏滯阻尼器基本原理

黏滯阻尼器是一種耗能減震裝置，其主要組成部分是液壓裝置，包括油缸、導桿、活塞、密封圈、阻尼孔、黏性介質以及其他小零件等。在地震載荷的影響下，黏滯阻尼器與結構共同承力，結構承力使阻尼器活塞往復運動，腔室兩側產生壓差，黏性介質從高壓腔向低壓腔流動，當介質流經阻尼孔時將發生阻尼力，從而消耗地震能量。根據活塞桿結構不同，黏滯阻尼器可分為單出桿和雙出桿兩種類型。

主缸內充滿黏性介質，副缸為空氣狀態，當活塞從右向左運動時，左側塞桿進入副缸。反之，塞桿從左向右運動，拉回主缸。由于主油腔的容積始終保證不變，因此在活塞往復運動中不會出現真空或頂死現象，也就無須安裝輔助部件，使雙桿減振器結構相對簡單、經濟[1]。

雙出桿型黏滯阻尼器增加預緊力調節功能，即構成可調制黏滯阻尼器。案例所應用的可調制黏滯阻尼器見圖1所示。

圖1 可調制黏滯阻尼器

可調制黏滯阻尼器所使用的黏性介質或者是黏度32 cst的HM32抗磨液壓油，或者是黏度1 000 cst的二甲基硅油。通過測力扳手調整調節桿，進行阻尼力控制。與普通黏滯阻尼器相比較，可調制黏滯阻尼器可以通過預緊力控制輸出的阻尼力，較小的預緊力能夠產生和輸出增大多倍的阻尼力。可調制黏滯阻尼器密封性好，滯回曲線飽滿，耗能性穩定可靠，預緊力調節實用簡單。案例應用阻尼器的相關參數見表1可調制黏滯阻尼器參數和表2可調制黏滯阻尼器的速度指數與阻尼指數所示。

表2 可調制黏滯阻尼器的速度指數與阻尼指數

3 可調制黏滯阻尼器功效模擬分析

借助有限元Midas Civil模擬系統，以Ritz向量法，按無應用阻尼器和應用阻尼器兩種工況，從結構自振周期、節點位移、墩底彎矩、墩頂剪力方面，對該黏滯阻尼器在橋梁抗震減振方面的功效優勢開展了模擬計算分析[2]。

3.1 結構自振周期模擬結果

與未裝配阻尼器的結構自振周期相比，裝配阻尼器的結構自振周期有所增加，詳見表3結構自振周期模擬結果。原因是配置阻尼器后，原結構剛度有了一定的增加，從而使結構整體也增加了一定的剛度。

表3 結構自振周期模擬結果

3.2 順橋向節點位移模擬結果

圖2節點位移時程曲線顯示，順橋配置2個阻尼器以后，節點1順橋向位移量明顯變小，最大位移值存在65%的降低量，雖然最大值發生的時間點有所改變，但總體看，阻尼器所產生的減振效果是明顯的。

圖2 順橋向的節點移位時程曲線

3.3 墩頂剪力模擬結果

通過圖3墩頂剪力時程曲線顯示，裝配黏滯阻尼器后，墩頂剪切力有了顯著的改善。橋梁震害多源于下部結構，因為有時雖然表現為上部結構破壞，但震害源還是來自下部結構的超度形變或毀壞所致。黏滯阻尼器分擔了橋墩的振動，耗散了地震破壞能量，使墩體剪力降低。

圖3 墩頂剪力時程曲線圖

3.4 墩底彎矩模擬結果

圖4墩底彎矩時程曲線顯示，配置阻尼器相比未配置阻尼器，墩底彎矩存在約60%的降低量，墩體內力改善明顯，較大程度上抑制了地震響應破壞。

圖4 墩底彎矩時程曲線圖

4 可調制黏滯阻尼器參數優化

4.1 橋向節點位移參數優化

不同阻尼系數和速度指數下，順橋節點位移響應

峰值的模擬結果見表4所示[3]。

表4 不同阻尼系數和速度指數下的順橋節點位移響應峰值 /mm

數據顯示，在主梁和橋臺間配置可調制黏滯阻尼器后：

（1）節點順橋向位移顯著降低。對于不同的速度指數和阻尼系數，阻尼吸收功效有所不同。當阻尼系數為500、1 000、1 500和2 000時，相比不設置阻尼器，設置阻尼器的節點順橋向位移響應的最大降低百分率分別為61.40%、71.60%、72.50%和76.00%。

（2）阻尼系數固定時，節點位移響應與速度指數呈正比關系；當速度指數固定時，節點位移響應與阻尼指數呈反比功效。從阻尼功效看，降低速度指數或增加阻尼系數，均可以使橋梁節點順橋向位移響應有所控制，進而降低地震對橋梁的破壞性影響。

4.2 墩頂剪力參數優化

不同阻尼系數和速度指數下，墩頂剪力響應峰值的模擬結果見表5所示。

表5 不同阻尼系數和速度指數下的墩頂剪力響應峰值/kN

數據顯示，在主梁和橋臺間配置可調制黏滯阻尼器后：

（1）墩頂剪力有所降低。對于不同的速度指數和阻尼系數，阻尼吸收功效有所不同。當阻尼系數為500、1 000、1 500和2 000時，相比不設置阻尼器，設置阻尼器的墩頂剪力響應的最大降低百分率分別為51.60%、

52.20%、52.70%、52.60%。

（2）當維持速度指數在（a＞0.3）的偏高值時，墩頂剪力響應值隨阻尼系數增加所產生的變化并不明顯。當維持速度指數在（a=0.2，a=0.3）偏低值時，墩頂剪力隨阻尼系數增加先降低后增加。因此當偏低的速度指數取值時，必然存在合適的阻尼系數可以將墩頂剪力控制在一個較佳狀態。

4.3 墩底彎矩參數優化

不同阻尼系數和速度指數下，墩底彎矩響應峰值的模擬結果見表6所示。

表6 不同阻尼系數和速度指數下的墩底彎矩響應峰值/（kN·m）

數據顯示，在主梁和橋臺間配置可調制黏滯阻尼器后：

（1）墩底彎矩顯著降低。對于不同的速度指數和阻尼系數，阻尼吸收功效有所不同。當阻尼系數為500、1 000、1 500和2 000時，相比不設置阻尼器，設置阻尼器的墩底響應的最大降低百分率分別為53.90%、57.10%、58.70%、61.50%。

（2）阻尼系數固定時，墩底彎矩響應與速度指數呈正比關系；當速度指數固定時，墩底彎矩響應與阻尼指數呈反比關系。從阻尼功效看，降低速度指數或增加阻尼系數，均可以使墩底彎矩響應有所控制，進而降低地震對橋梁的破壞性影響。

綜合上述模擬分析，可以得出如下結論：

（1）增大速度指數時，節點順橋向位移、墩頂剪力和墩底彎矩，對應呈現增大趨勢。此時的阻尼器減振抗震功效不夠明顯，故應當適當降低速度指數的取值。

（2）增大阻尼系數時，節點順橋向位移、墩頂剪力、墩底彎矩，對應呈現減小趨勢。此時的阻尼器減振抗震功效明顯，但增大阻尼系數也會造成阻尼器噸位增加，造成主梁與阻尼器連接區域的內力增大，此經濟性又不夠合理，故不應當選擇過大的阻尼系數取值。

（3）經綜合優選，該研究建議的阻尼器參數為：速度指數取值0.20，阻尼系數取值1 000（kN·m-0.2·s0.2），這樣節點順橋向位移可由原22.50 mm降至6.40 mm，墩頂剪力可由原274 kN降至137 kN，墩底彎矩可由原1 696 kN·m降至729 kN·m。

5 結語

綜上所述，該文介紹了可調制黏滯阻尼器基本原理，基于工程應用，借助有限元Midas Civil模擬系統，以Ritz向量法，按無應用阻尼器和應用阻尼器兩種工況，從結構自振周期、節點位移、墩底彎矩、墩頂剪力方面，對該黏滯阻尼器在橋梁抗震減振方面的功效優勢開展了模擬計算分析。分析顯示，適當降低速度指數的取值和增大阻尼系數時，該阻尼器減振抗震功效明顯。但增大阻尼系數也會造成阻尼器噸位增加，造成主梁與阻尼器連接區域的內力增大，此經濟性又不夠合理，故不應當選擇過大的阻尼系數取值。經綜合優選，該研究建議的阻尼器優化參數為速度指數取值0.20，阻尼系數取值1 000（kN·m-0.2·s0.2），這樣節點順橋向位移可由原22.50 mm降至6.40 mm，墩頂剪力可由原274 kN降至137 kN，墩底彎矩可由原1 696 kN·m降至729 kN·m。