基于黏滞阻尼器的连续梁桥减震控制振动台试验研究

2018-12-21王维凝闫维明

振动与冲击 2018年23期

李勇, 王维凝, 闫维明

(1.石家庄铁道大学土木工程学院，石家庄 050043；2.中国建筑科学研究院，北京 100013；3.北京工业大学建筑工程学院，北京 100124)

连续梁桥是一种典型的公路桥梁，一旦在地震中发生严重的震损，势必会影响震后的救援工作。在2008年的汶川地震中，大量的连续梁桥发生倒塌，如百花大桥等，给震后的救灾工作带来了不便[1]。

随着减震控制理论及技术的发展，黏滞阻尼器在一定数量的桥梁工程上已经展开了应用[2-3]，尤其是大跨桥梁上应用的较多[4-5]。由于黏滞阻尼器属于速度型阻尼器，缓慢变形发生时不会引起阻尼器的出力，所以将其安装在梁-墩、梁-台之间不会影响主梁在温度、混凝土收缩等作用下的纵向伸缩效应。既有相关研究均认为黏滞阻尼器能够对各类型桥梁起到较好的减震控制作用，不论在设计远场地震动还是在近场地震动输入下，黏滞阻尼器的减震效果均较明显，与隔震支座和位移型阻尼器(如摩擦阻尼器、铅阻尼器等)相比具有一定的优势[6-8]。

由于连续梁桥每3～5跨设置为一联，只在中间一个墩顶设置固定支座，其余桥墩均设置滑动支座，在纵向地震作用下固定墩为主要受力对象，当处于地震高设防烈度地址时，宜采用使主梁所产生的水平地震荷载能由各个墩、台共同承担的措施，以免固定墩受力过大[9]。而在其它墩台上设置黏滞阻尼器，可以在地震作用下让固定墩之外的墩台参与受力，从而降低固定墩的地震反应。由于梁端-桥台之间设置了伸缩缝间隙，黏滞阻尼器安装在梁-台之间，也有一定的位移量使阻尼器发生相对运动而耗能。

基于黏滞阻尼器的桥梁减震控制研究绝大部分均依据动力弹塑性数值模拟，大多认为安装黏滞阻尼器后桥梁的地震响应会有所降低，黏滞阻尼器在桥梁减震控制方面的应用具有一定的实用性和适用性，但是目前缺乏针对此方面的振动台试验验证[10-14]，同时安装黏滞阻尼器的实际桥梁工程经历地震考验的工程实例也较少，所以开展安装阻尼器的连续梁桥减震控制振动台试验研究是十分必要的。

分别设计了四个黏滞阻尼器及一座连续梁桥缩尺模型，首先通过往复加载试验得到了黏滞阻尼器的滞回曲线，然后将黏滞阻尼器安装在连续梁桥模型上开展振动台台阵试验，通过对比安装前后的连续梁桥动力响应，验证黏滞阻尼器对此连续梁桥缩尺模型的减震控制效果。

1 黏滞阻尼器设计、制作与测试

设计并制作四个孔隙式黏滞阻尼器，其主体结构图及制作完成后的实物图见图1，相关设计参数见表1。

(a) 阻尼器设计示意图

(b) 活塞侧视图

表1 黏滞阻尼器的主要设计参数

图2 黏滞阻尼器的循环往复加载试验

通过对黏滞阻尼器开展基于不同加载频率正弦位移波输入下的循环往复加载试验，得到了阻尼器在不同加载频率下对应的力-位移关系曲线，如图3所示。由图3可以看出，随着加载频率的逐渐提高，黏滞阻尼器的阻尼力也随之提高，正弦加载下获得的阻尼器阻尼力-位移关系曲线大致呈椭圆形，滞回曲线较为饱满。

2 连续梁桥缩尺模型设计与制作

选取某1联4跨连续梁桥进行缩尺模型的设计与制作，原桥总长160.0 m，单跨跨径40.0 m，上部结构主梁为单箱两室预应力混凝土箱梁，下部结构为双圆柱式钢筋混凝土桥墩，如图4所示。

根据振动台台阵系统的设计技术参数，确定本实验的几何缩尺比例为1∶10。在进行模型设计制作的过程中，主要考虑了以下方面：

(1) 上部结构在地震作用下往往发生落梁破坏或梁端因碰撞引起局部混凝土破损，很少发生基于钢筋混凝土材料的非线性损伤，可以认为是弹性；加之普通钢筋及预应力筋数量多、布置复杂，腹板及顶底板缩尺后较薄，所以根据刚度等效的原则将上部结构预应力混凝土主梁用钢箱梁进行替换，如图5(a)所示。

(a) 频率0.5 Hz/位移20 mm(b) 频率1.0 Hz/位移20 mm(c) 频率1.5 Hz/位移15 mm(b) 频率2.0 Hz/位移15 mm

图3 黏滞阻尼器测试滞回曲线

Fig.3 Hysteresis loop of viscous dampers

(a) 立面图

(b) 侧视图

(2) 下部结构分别由盖梁、墩柱和承台组成，若将图1(a)中的0#及4#桥台进行几何缩尺，则桥台的重量较大，会超过振动台的最大重量，所以综合考虑桥台的功能及剪切刚度，也采用一定直径的双圆柱桥墩进行替换。下部结构墩柱的几何形状及配筋如图5(b)～(c)所示。

(3) 墩梁之间设置盆式支座，其中3号墩的墩顶设置三向固定支座，其它桥墩的墩顶均设置为沿纵桥向可滑动的单向滑动支座，均按照剪切刚度相似的原则进行缩尺设计，试验模型上的支座高度为7.5 cm，动摩擦因数通过试验标定为0.15。

(b) 桥墩几何尺寸

(d) 梁顶配重示意图

(e) 阻尼器布置图(正视)

(f) 阻尼器布置图(俯视)

(g) 安装阻尼器的连续梁桥整体模型

(4) 由于几何缩尺比例较小，会造成地震波动力压缩系数较大，会导致地震波输入时程过短，所以通过在主梁顶部布置配重来调整动力相似系数，共设置6片重约1 000 kg的配重梁及1 560 kg的配重铁砖，配重布置如图5(d)所示。

安装完成后的整体模型如图5(g)所示，其中分别在边墩(1#和5#墩)和主梁之间共安装了黏滞阻尼器(图5(e)和图5(f))。

连续梁桥模型设计过程中各物理量及相似关系，如表2所示。

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表2 主要设计参数的相似关系

模型设计制作使用到的各种材料的实测强度及弹模，如表3所示。

表3 实测材料特性

3 安装黏滞阻尼器的连续梁桥振动台试验结果

3.1 地震波选取及调整

选择3条适合II类场地输入的地震动记录进行振动台输入，分别为集集地震波(ILA063)、El-centro地震波和拟合规范反应谱的人工地震波，如图6所示，按照表2所示的时间t动力相似比进行压缩，并按照加速度幅值a调整其峰值相当于桥梁原型所对应的E1(0.043g，重现期约50～100年)和E2地震作用(0.13g，重现期约475～2 000年)，调整之后的峰值分别为0.598g和1.198g。

(a) 集集地震波(b) El-centro地震波(c) 人工波(d) 反应谱对比

图6 选用的地震波记录

Fig.6 Selected earthquake records

试验过程中，先对安装阻尼的高架桥模型分别输入了三条地震动记录，地震动峰值按照先E1后E2的原则进行输入；然后将阻尼器在高架桥模型上卸掉，再次输入三条地震动记录，获得并对比安装阻尼器和不安装阻尼器的高架桥动力响应。因为先开展安装阻尼器的减震控制试验工况，所以可以保证桥梁模型不致发生非线性的损伤，以保证后续试验工况的顺利开展。

3.2 阻尼器的动力响应

以集集地震波输入为例，1#墩和5#墩处阻尼器在地震动输入得到的阻尼力时程、位移时程及滞回曲线如图7所示。由图7可知，阻尼器在地震输入下滞回曲线较为饱满，耗能效果较好，能够对连续梁桥模型起到减震控制的作用。由于1#墩处阻尼器的阻尼力及位移基本一致，同样5#墩处的3#和4#阻尼器也一致，所以后续只给出1#和3#阻尼器的动力响应。

3.3 连续梁桥减震前后动力响应对比

实测连续梁桥缩尺模型纵向基频为2.43 Hz，分别输入3条所选的地震动记录，获得安装阻尼器前后连续梁桥桥墩墩底纵筋动应变、墩顶纵向位移及支座纵向位移响应对比，进而根据不同的实测响应结果确定黏滞阻尼器的减震效果和减震率。

图8给出了不同地震输入工况下的阻尼器的阻尼力响应。由图8可以看出，1#和5#两个边墩处的阻尼器出力相差不大，E2输入下阻尼器的出力大于E1输入，即阻尼力随着地震波输入峰值的增加而增大，增大约80%；不同地震动输入下阻尼器的出力有所不同，集集波和人工波的阻尼器出力均大于El-cento地震波。

图9给出了不同地震输入工况下的墩底钢筋应变动力响应实测结果对比。由于结构纵向周期对应的El-centro地震波的反应谱值最小，说明在同样加速度峰值的地震动输入下，所选取的结构模型动力响应值也较小，远小于集集波和人工波。所以对于El-centro地震波而言阻尼器减震率也不明显，但是集集波和人工波输入下墩底钢筋应变的减震率达到30%～50%，减震效果较好。

(a) 1#阻尼器阻尼力(b) 1#阻尼器位移(c) 3#阻尼器阻尼力(d) 3#阻尼器位移(e) 1#阻尼器滞回曲线(f) 3#阻尼器滞回曲线

图7 集集地震波输入下阻尼器动力响应

图8 E1和E2地震波输入下阻尼器的阻尼力

图9 E1和E2地震波输入工况下墩底钢筋的动应变

Fig.9 Dynamic strain of reinforcements at the bottom of pier subjected to E1 and E2 earthquake inputs

图10给出了不同地震输入工况下的固定墩墩顶纵向位移动力响应实测结果对比。E2输入比E1输入墩顶纵向位移增大约1倍，但是安装阻尼器后墩顶纵向位移得到有效控制，在E1和E2输入下，集集波和人工波的减震率可以达到约50%。

图11给出了不同地震输入工况下的活动支座位移响应实测结果对比，其中活动支座编号与桥墩编号保持一致。活动支座位移也即墩梁之间的相对位移，纵向活动支座(纵向活动，横向限位)位移一旦超限，极有可能引起墩梁横向约束失效，进而引起横向落梁现象。由图11可以看出，安装阻尼器后，除了3#固定墩外，其它墩顶的纵向活动支座位移均得到了有效控制。