新型钢阻尼支座减震性能分析

刘聪 高日

1.北京市市政工程设计研究总院有限公司 100082 2.北京交通大学土木工程学院 100044

引言

由于高速铁路对于轨道平顺程度的要求非常高，因此铁路线路中桥梁占比较高，铁路桥梁的抗震性能也由此成为铁路设计中的重要环节。传统的桥梁延性抗震设计会在桥墩底部产生塑性铰，导致桥梁局部损伤甚至破坏。减隔震技术可以通过各类减隔震装置将地震能量耗散，从而减小桥墩的地震响应，避免桥墩发生严重损伤，能够很好地解决高速铁路桥梁抗震设计困难的问题［1］。

现阶段桥梁减隔震技术常采用的是软钢阻尼器，此类阻尼器利用软钢屈服后塑性变形耗散地震能量，保护桥墩等下部结构。但是，软钢阻尼其自身初始刚度较小，难以满足铁路桥梁对于行车平稳性的要求，影响桥梁正常运行时的舒适性。针对于此，孟兮等人［2，3］对于减震榫的滞回性能、耗能能力以及其在铁路桥梁中的具体应用进行了研究，发现减震榫具有良好的滞回性能和较大的初始刚度，既能够保证铁路桥梁正常运行时的稳定性，又能够有效地减小铁路桥梁的地震响应。

李建中等［4］对于滑动支座与X型阻尼器结合使用的减隔震方式进行了振动台试验，验证了这种组合支座形式不仅能够避免过大的墩梁位移，还能够有效地减小桥梁的地震响应。但是，试验仅进行了横桥向方向的地震输入，并且由于支座以及阻尼器尺寸的原因，无法适应铁路桥梁标准化设计的要求。本文研究基于组合支座的概念，利用减震榫在铁路桥梁中的优异性能，将球形钢支座和减震榫进行组合形成新型钢阻尼支座。利用球形钢支座承担铁路桥梁的竖向荷载；减震榫在正常运营时满足列车对于桥梁水平刚度的要求，在地震作用下承担水平地震作用，并进入塑性工作阶段，耗散地震能量，减轻桥梁地震响应。

本文通过拟静力滞回实验研究钢阻尼支座的滞回性能和耗能能力。然后通过非线性时程分析探究钢阻尼支座在不同烈度、不同墩高情况下的减震效果，从而对钢阻尼支座的工作机理和减震效果进行研究。

1 钢阻尼支座设计

钢阻尼支座具体结构形式见图1，采用球形钢支座，其组成部分包括上支座板、上部框架、球形支座、减震榫、下滑动面以及下支座板。球形支座四周设置双固端减震榫，减震榫榫身截面按照等强度理论进行设计以保证榫身各截面能同时进入屈服，提高耗能能力。周围减震榫以“串联”的方式组合，通过上部整体框架相连接，并通过螺纹或焊接方式与球形钢支座形成一个整体。由于上部框架比球形支座高度低，所以所有的竖向荷载均由球形支座承担，减震榫仅承担水平荷载。滑动面与下支座板之间布置有一层改性超高分子量聚乙烯板以提供支座足够的摩擦力，并在两者之间设置剪力销以保证列车制动力等突发荷载不会使钢阻尼支座进入屈服，从而确保钢阻尼支座在正常使用状况下的可靠性。当球型支座在正常使用情况下发生转动时，下滑动面将球型支座的转动转化为整体支座的平动，依靠滑动面提供的摩擦力和减震榫自身初始刚度抵抗球型支座的转动位移。

图1 钢阻尼支座结构Fig.1 Structure of steel damping bearing

地震发生时，当水平载荷超过钢阻尼支座的设计水平初始刚度时，支座的上支座板带动球形支座移动，与下滑动面产生相对位移从而带动下滑动面上的减震榫发生塑性变形，同时滑动面上的减震榫通过上部框架带动固定在下支座板上的减震榫产生位移，以此实现“串联式”减震榫的变形耗能。采用这种“串联式”的组合方式，可以有效地降低支座的设计高度，同时可以增大减震榫上下端的相对位移，提高减震性能。在地震结束后，由于球形支座不承担水平地震力，基本保持完好，因此仅需更换上部框架和四周的减震榫。

2 滞回性能试验

2.1 试验方案

本次试验选用两组钢阻尼支座试件（A1 和A2），其中A1 试件为设置有剪力销的钢阻尼支座，在实际桥梁正常使用中起到固定支座的作用，A2 试件中则不设置剪力销，在实际桥梁正常使用中起到活动支座的作用。钢阻尼支座中的减震榫全长0.36m，有效工作长度为0.3m，上下部连接端头各为0.03m，每个支座中均布置有24 根减震榫，钢阻尼支座具体结构如图1b。参考《桥梁减震、隔震支座和装置》［5］中对弹塑性钢阻尼元件力学性能试验的要求，试验采用位移控制方式；水平位移按照d（t）＝Asin（2πf0t）正弦波加载，其中频率f0＝0.04Hz，加载幅值A分别为25mm、50mm、75mm、100mm、125mm、150mm和175mm，每个位移幅值依次序加载三周循环，试验过程中记录试验循环周期数，测定水平力的大小，记录荷载-位移曲线。

2.2 试验结构及分析

试件的滞回曲线见图2，从图中可以看出两组试件滞回曲线呈梭形，滞回曲线形状非常饱满，表明钢阻尼支座具有良好的滞回耗能能力。在初始加载阶段减隔震支座的弹性刚度较大，可以很好地满足桥梁结正常使用时的刚度要求。随着荷载的不断增加，钢阻尼支座开始进入塑性变形阶段。在整个加载过程中，钢阻尼支座均未出现明显的承载力降低现象，说明钢阻尼支座在往复荷载作用下具有良好的稳定性。A1 试件滞回曲线在第一次加载至3mm 位移时出现了荷载突然下降的现象，这是由A1 试件中的剪力销发生断裂而造成的；由于剪力销在第一次加载时就发生了断裂，不会影响钢阻尼支座的滞回性能。根据《美国减隔震设计指导规范》［6］，采用每周最小等效刚度比（Minimum effective stiffness per cycle，MES）和每周最小能量耗散比（Minimum energy dissipation per cycle，MED）来衡量钢阻尼支座的滞回稳定性；最小等效刚度比表示相同位移幅值下，三周滞回曲线中最小等效刚度和最大等效刚度的比值，比值不小应于80%；最小能量耗散比表示相同位移幅值下，三周滞回曲线中最小滞回曲线的面积与最大滞回曲线面积的比值，比值不应小于70%。同时，采用等效阻尼比来衡量钢阻尼支座的耗能能力，其计算公式为：式中：W表示滞回阻尼耗能，即一个封闭滞回曲线所包围的面积；F 为该滞回曲线的最大荷载；u表示该滞回曲线的最大位移。

图2 试验滞回曲线Fig.2 Hysteretic curves of A1 and A2

表1 给出了两组试件在各个位移幅值下最小等效刚度比、最小能量耗散比和等效阻尼比的具体数值，等效阻尼比为各位移幅值下三周循环的平均值。从表中可以看出，最小等效刚度比和最小能量耗散比均远大于规范给出的最小值，说明在循环过程中，钢阻尼支座具有良好的滞回稳定性；等效阻尼比则随着位移幅值的增加不断增大，最终稳定在0.54 左右，说明钢阻尼支座的耗能能力随支座位移的增加而逐渐发挥。此外，对比A1 和A2 试件的各项具体参数，可以发现剪力销仅在小位移幅值下会减小钢阻尼支座的等效阻尼比，随着滞回循环次数和位移幅值逐渐增加，两组试件的等效阻尼比趋于一致。

表1 钢阻尼支座评价参数Tab.1 Evaluation parameters of the steel damping bearing

3 钢阻尼支座减震性能分析

3.1 模型分析

为进一步研究钢阻尼支座在桥梁中的减震效果，本文选取一座两跨简支高铁梁桥作为计算模型，桥梁上部结构为32m 跨径、C50 预应力混凝土箱梁，下部结构为圆端形2.3m ×6m实体桥墩，桥墩高度为10m，墩身为C30 现浇混凝土，桥墩与地面之间假设为刚性连接，具体桥梁分析模型示意如图3。计算考虑两种工况：工况1为梁体和桥墩之间采用盆式橡胶支座，活动支座和固定支座交替布置；工况2 为梁体和各个桥墩之间均采用钢阻尼支座进行连接，实际桥梁设计中，带有剪力销和不带剪力销的钢阻尼支座交替布置，但是由于剪力销在地震开始阶段即发生断裂，不会影响钢阻尼支座的工作，因此分析中不考虑剪力销。

图3 简支梁桥分析模型Fig.3 Analysis model for simply supported bridge

采用ANSYS 有限元软件建立全桥空间分析模型，梁体和桥墩采用Beam188 单元模拟。对于工况1，根据盆式橡胶支座的特点，采用重合节点建立Combin14 单元模拟支座力学性能；其中固定支座采用三向固定单元模拟，活动支座考虑竖向固定，水平向仅考虑0.05 的摩擦系数以模拟摩擦力对于支座位移的影响。在工况2 中引入Combin40 非线性单元模拟钢阻尼支座的力学性能，设置自由度方向为两个水平方向（顺桥向和横桥向），在竖向仍采用Combin14 单元进行模拟。模拟中，考虑摩擦系数为0.05，钢阻尼支座各项具体力学参数见表2。

表2 钢阻尼支座力学参数Tab.2 Mechanics parameters of the steel damping bearing

根据我国《铁路工程抗震设计规范》［7］的规定，通过人工合成地震波，模拟了二类场地和0.45s特征周期条件下，7度区设计地震（0.15g）和8度区设计地震（0.3g）两种地震，每种地震工况持时为40s，两种地震的最大峰值加速度分别为0.34g和0.673g。

3.2 减震性能分析

表3 给出了两类地震波作用下、两种桥梁工况下顺桥向的地震峰值响应，各项峰值响应均以模型中2 号桥墩作为分析对象。由表3 可知，相较于工况1，工况2 当中简支梁桥的各个桥墩墩顶剪力、墩底弯矩以及墩顶位移峰值均大幅减小；两类地震波下墩顶剪力减震率均在75%以上，墩顶位移减小在60%以上，减震效果显著。图4 给出了7 度区和8 度区情况下，2 号墩上钢阻尼支座的滞回曲线；从图中可以看出，钢阻尼支座滞回曲线饱满，且7 度区地震情况下滞回响应小于8 度区情况下的滞回响应，说明在较大地震作用下，墩梁位移增大，钢阻尼支座可以发挥更好的减震效果。在8度区地震条件下，上部梁体最大位移为55.4mm，仍然处于安全的位移范围。

表3 2 号墩地震响应Tab.3 Seismic responses of each condition for No.2 pier

图4 2 号墩钢阻尼支座滞回曲线Fig.4 Hysteretic curves of the steel damping bearing on No.2 pier

3.3 墩高对减震效果的影响

为了分析不同墩高对钢阻尼支座减震效果的具体影响，根据实际情况选择了5m、10m、15m、20m和25m 五种圆端形实体桥墩作为研究对象，桥梁其余参数不变，进行了7 度区和8 度区两种地震情况的加载，桥墩具体参数见表4。

表4 不同高度桥墩具体设计参数Tab.4 Parameters of various piers

不同地震情况下桥墩墩顶剪力的减震率如图5 所示，从图中可以看出，墩高对于钢阻尼支座的减震率有较大影响。当墩高小于10m时，减震率随着墩高的增大而增大，由于此时墩高较小，桥梁结构总体刚度大，在地震作用下墩梁相对位移较小，钢阻尼支座并未充分进入塑性阶段，因而耗能能力不强。随着桥墩高度的增大，桥梁结构刚度逐渐减小，墩梁相对位移不断增大，钢阻尼支座有较大的塑性变形，能够较好地

图5 2 号墩墩顶剪力减震率随墩高变化曲线Fig.5 Shear force mitigation ratios of No.2 pier with different height

图6 为墩梁相对位移随墩高的变化曲线，从图中可以看出，随着墩高的提高，支座位移不断增大；当墩高小于15m的时候，支座位移增加较快，而当墩高大于15m后，支座位移增加趋于平缓。这是由于墩高较低时，桥梁结构刚度较大，自身难以消耗地震能量，所有地震能量均依靠钢阻尼支座消耗，因此此时的支座位移随墩高增加而快速增大；当墩高较大时，桥墩本身能够耗散地震能量，此时支座位移的增幅则趋于平缓。同时，在8 度区地震作用下，25m 桥墩处的支座位移最大值为73.3mm，并未造成过大的墩梁相对位移，仍能够保证桥梁结构较好的整体性。

图6 2 号墩墩梁相对位移随墩高变化曲线Fig.6 Relative displacement of No.2 pier with different height

4 结论

钢阻尼支座通过将球形钢支座与减震榫相结合以实现支座功能的分离，利用“串联”的方式进行减震榫的连接，既降低了钢阻尼支座本身的尺寸，同时也提高了钢阻尼支座在地震作用下的塑性变形，使之更好地进行地震耗能。

1.通过对两组钢阻尼支座的拟静力试验，发现钢阻尼支座滞回曲线形状饱满，无明显捏缩效应。通过对最小等效刚度比和最小能量耗散比进行计算，两类参数均满足相应要求，说明钢阻尼支座具有良好的滞回稳定性能。通过计算，得出钢阻尼支座等效阻尼比约为0.54，表明其具有较强的耗能能力。

2.通过非线性时程计算分析，发现钢阻尼支座在不过度增大墩梁相对位移的情况下，能够有效地减小桥墩各项地震响应；并且地震烈度越高，钢阻尼支座的减震效果越好。

3.通过研究发现桥墩墩高对于钢阻尼支座的减震效果影响较大。对于刚度较大的低矮桥墩，进行地震能量的耗散。当桥墩高度超过15m之后，钢阻尼支座减震率开始降低，这是由于桥墩自身周期不断延长，结构柔性增加，部分地震能量被桥墩自身的变形所耗散，导致钢阻尼支座减震效果减弱。对于不同的地震条件，钢阻尼支座减震率的变化规律相同，但8 度区情况下钢阻尼支座塑性变形更为充分，所以减震率也略大于7度区情况下钢阻尼支座的减震率。钢阻尼支座的减震效果较为显著；当桥墩墩高超过一定限值后，由于桥墩刚度的减小以及自身耗能能力的增强，钢阻尼支座减震效率随墩高的增大出现下降。与此同时，随着墩高的增加，支座位移增大趋势逐渐平缓，且最大支座位移仍远小于安全的墩梁相对位移限值。因此，建议在低矮桥墩抗震设计中采用钢阻尼支座，而对于高度较高的桥墩，仍沿用传统的延性设计方法。