多阶适时控制连接装置性能试验及应用研究

2022-06-09陈士通张茂江许鑫祥

中国铁道科学 2022年3期

陈士通，张茂江，李然，许鑫祥

（1.石家庄铁道大学省部共建交通工程结构力学行为与系统安全国家重点实验室，河北石家庄 050043；2.石家庄铁道大学河北省交通应急保障工程技术研究中心，河北石家庄 050043；3.石家庄铁道大学土木工程学院，河北石家庄 050043）

桥梁结构作为交通枢纽和生命线工程，目前正朝长联大跨度方向发展。国内外历次地震表明，桥梁结构一旦发生破坏，不仅直接损失严重，更会对人民生命财产安全造成极大威胁，因此，提高长联大跨桥梁在地震作用下的抗震性能越来越成为桥梁抗震领域研究的热点问题[1]。

国内外学者围绕长联大跨度桥梁抗震开展了大量研究。Ramadan等[2]考虑行波效应影响对连续梁桥地震易损性进行了分析，发现行波效应对连续梁桥地震响应有着显著影响；张常勇等[3]以某大跨径钢桁架连续梁桥为工程背景探究了行波效应的影响，研究表明行波效应对该桥地震响应具有十分明显的影响。可见，对长联大跨桥梁进行抗震分析时需考虑行波效应的影响。采用减隔震支座是提高桥梁抗震性能的有效手段之一，曾永平等学者[4−6]通过研究发现摩擦摆支座可有效降低连续梁桥桥墩地震响应；黄俊豪等[7]对多级设防标准下的大跨度连续梁桥减隔震方案进行了优化研究，结果表明设防标准越高联合布设摩擦摆支座、阻尼器方案的减震效率越突出；刘正楠等[8]对基于摩擦摆支座的高速铁路连续梁桥进行了减隔震研究，结果表明摩擦摆支座与普通盆式支座、减震榫等配合布置均可起到预期的减震效果；陈宇等[9]提出了一种基于MR阻尼器的连续梁桥地震损伤控制方法并对其进行了分析，结果表明该方法可有效降低桥梁损伤；杨大余等[10]研究发现利用SMA-负刚度双曲面隔震装置进行减震既可为桥梁提供自复位能力，又可减小桥梁位移与内力响应。上述减隔震方案虽可有效降低连续梁桥的地震响应，但连续梁桥活动墩的抗震潜力未能得到有效利用。为充分发挥连续梁桥活动墩的抗震潜力，文献[11]探究了黏滞阻尼器在连续钢桁梁桥中的纵向减震性能，文献[12]和文献[13]分别提出了基于锁定控制技术的连续梁桥用安全带装置与锁死销装置，并对两者的减震性能进行了探究，结果表明3种装置均能够有效地使活动墩与连续梁桥梁体临时锁定，实现活动墩与固定墩协同抗震，以降低连续梁桥固定墩地震响应，但3种装置均存在连接刚度固定不变，不能有效适应不同地震动作用下的连接需求，连接刚度不适可能导致连续梁桥整体地震响应加大、减震效果不佳等问题，于是，针对上述3种装置存在的问题，文献[14]提出了1种连续梁桥用多阶适时控制连接（Multi-stage Timely Control Connection，简称MTC）装置并对其在连续梁桥中的减震性能进行了探究，结果发现该装置在不同剧烈程度地震下均可发挥连续梁桥活动墩的抗震潜力，能够有效降低固定墩地震响应并限制梁端位移。但该文献仅对MTC装置连续梁桥在一致激励下的抗震性能进行了探究，装置本身的力学特性及考虑行波效应时MTC装置在连续梁桥中的减震应用研究尚未涉及。

为此，本文基于MTC装置多阶控制方式，进行MTC装置连接刚度计算方法和性能试验研究，并在此基础上考虑行波效应分析MTC装置应用于大跨连续梁桥时的减震效果，以期为连续梁桥抗震设计提供理论依据。

1 MTC装置构造及工作原理

1.1 MTC装置构造形式

MTC装置可根据需要设置多区限位装置，本文以图1所示设置2区限位装置的MTC装置为例进行分析。I区和Ⅱ区限位装置均包括主体装置、锁死装置及牛腿3部分，主体装置固定于活动墩顶端，由箱体、耗能挡板、连接柱体及连接触板组成，耗能挡板长底边焊接于箱体内壁，短底边与连接柱体固接，连接柱体顺桥向两侧设有连接触板；锁死装置与牛腿固接，由锁死销、连接槽及插板组成；牛腿固接于梁体底部。锁死装置连接槽设有开孔的上下耳板，插板同样开设圆孔，其一端插入连接槽槽口内，另一端固接连接板，地震动作用时连接槽耳板与插板圆孔竖向齐平，锁死销在重力作用下落入圆孔内，使梁体与活动墩通过MTC装置临时固接。为实现分阶适时控制连接功能，MTC装置Ⅱ区限位装置整体刚度、激活间隙均大于I区装置。

图1 MTC装置构造示意图

1.2 MTC装置工作原理

根据MTC装置构造形式，图2给出了其力学模型。图中：ΔⅠ和ΔⅡ分别为Ⅰ区和Ⅱ区限位装置预留间隙；ks，Ⅰ和ks，Ⅱ分别为Ⅰ区和Ⅱ区锁死装置刚度；km，Ⅰ和km，Ⅱ分别为Ⅰ区和Ⅱ区主体装置刚度；cⅠ和cⅡ为Ⅰ区和Ⅱ区限位装置阻尼系数；Fmax，Ⅰ和Fmax，Ⅱ分别为Ⅰ区和Ⅱ区限位装置的极限承载力。

图2 MTC装置力学模型

根据图2说明其工作原理。

（1）正常运营时，MTC装置未激活，连续梁桥梁体与活动墩之间可自由滑动。

（2）中小震作用下，梁墩相对位移|Δr|达到I区限位装置预留间隙ΔI时，I限位区装置被激活，提供较小连接刚度使连续梁桥活动墩与梁体临时锁定，与固定墩协同抗震，并消耗部分地震能量。

（3）大震作用下，连续梁桥梁墩相对位移|Δr|进一步增大，达到Ⅱ区锁死销激活间隙ΔⅡ时，Ⅱ区限位装置被激活，I区和Ⅱ区限位装置同时发挥限位与耗能作用。

2 MTC装置刚度计算方法

地震发生时，上部结构地震荷载向活动墩传递以及其在各个活动墩上的分配均与MTC装置连接刚度密切相关，为此，需明确MTC装置连接刚度计算方法。

2.1 单区限位装置连接刚度

2.2 MTC装置连接刚度

3 MTC装置性能试验

3.1 试验准备

MTC装置拟静力试验在石家庄铁道大学本部河北省交通应急保障工程技术研究中心1楼试验室进行。首先对MTC装置材料力学性能进行探究，MTC装置耗能挡板既可由相同材质钢板组成，也可由多种不同材质钢板构成，分别采用LYP100，LYP160与LYP225级钢材加工MTC装置耗能挡板，装置其余部件均采用Q355B钢加工。由于Q355B钢所构成部件在加载过程中始终处于弹性状态，故仅对LYP100，LYP160与LYP225级钢进行材料拉伸性能试验，试验所得材料应力-应变关系曲线如图3所示。

图3 材料应力-应变关系曲线

结合图3与式（11）分析可知：3种材料在屈服前应力与应变均呈线性关系，其斜率保持不变，弹性模量E为常量，此时MTC装置处于弹性工作状态，其连接刚度保持不变；材料屈服后应力在达到抗拉极限之前应力−应变关系曲线变化趋势均逐渐减缓，故切线模量Et取值逐渐减小，此时MTC装置连接刚度取值会逐渐减小。切线模量Et的取值是变化的，分为急剧减小阶段、平缓减小阶段及平稳阶段（Et取值相对较小且基本保持不变），分别对应MTC装置的弹塑性工作状态、塑性工作状态和极限滑移状态。

其次对试验试件与拟静力试验加载装置进行设计，鉴于Ⅰ区和Ⅱ区限位装置几何构造相近，本文仅选取I区限位装置进行力学性能研究，其设计图如图4所示。

图4 MTC装置试验试件设计图

为实现MTC装置连接刚度由主体装置刚度控制的要求，锁死装置锁死销简化为单根直径为120 mm的柱体；主体装置耗能挡板2个底边分别与箱体及连接柱体焊接，连接触板焊接于连接柱体两端。

MTC装置试件编号及耗能挡板材料与相关参数见表1，耗能挡板各几何参数位置示意图如图5所示。

表1 MTC装置试件耗能挡板相关参数

图5 耗能挡板设计参数示意图

MTC装置试验加载设备主要包括反力架、50 t作动器、试验底座，为适应MTC装置高度，另外加工了底座配件，如图6所示。底座配件与底座之间采用10.9级高强螺栓连接，并利用焊缝进行加固；试验底座与地面之间采用4根φ75地锚固定，试验试件与底座配件上翼缘通过高强螺栓连接，并利用焊缝进行加固；此外，为防止试验底座与地面之间、试验试件与底座配件之间产生不必要的滑移，分别设置斜撑将反力架与试验底座、试验底座与MTC装置试件连接，斜撑两端均焊接。

3.2 试验结果及分析

基于拟静力试验结果，根据JGJ/T 101−2015《建筑抗震试验规程》[15]，针对MTC装置力学性能，从滞回特性、耗能能力、承载能力及连接刚度4方面进行分析。

3.2.1 滞回特性与耗能能力

滞回曲线可以综合反映试件在加载及卸载过程中的受力状况。图7给出了根据试验结果得到的MTC装置的滞回曲线。

图7 MTC装置滞回曲线

由图7可知：

（1）MTC装置滞回曲线总体上呈梭形，且较为饱满，说明MTC装置具有良好的滞回性能。其中，滞回曲线中存在漂移现象，应是由锁死销与销孔之间存在的间隙所致。

（2）MTC装置屈服前滞回曲线为直线，卸载后无残余变形，此时MTC装置不具备耗能能力；随着荷载的逐渐增大，MTC装置所受荷载达到屈服荷载后开始进入弹塑性工作状态，此时滞回曲线逐渐变为梭形，装置开始耗能，随着加载的进行，MTC装置逐渐进入塑性工作状态，滞回曲线所围面积增大，装置耗能能力增强，上述现象说明MTC装置在工作前期可提供预设刚度将梁体和活动墩弹性连接，实现固定墩与活动墩共同承载，随着地震动作用的增大，MTC装置连接刚度会逐步降低，上部地震荷载将由各活动墩弹性分载为主转变为各墩分载及MTC装置形变耗能共同作用。

等效黏滞阻尼系数ζeq可直接反映MTC装置耗能能力的大小，图8给出了MTC装置等效黏滞阻尼系数ζeq的变化曲线。

图8 等效黏滞阻尼系数变化曲线

由图8可见：MTC装置等效黏滞阻尼系数ζeq在装置屈服前均较小，接近于0，装置屈服后随着加载位移的增大ζeq逐渐増大，且装置处于弹塑性工作状态时其变化较快，在转变为塑性工作状态后趋于平缓，最大等效黏滞阻尼系数均大于0.2，说明MTC装置屈服前基本不具备耗能能力，屈服后耗能能力迅速增强。

3.2.2 骨架曲线

骨架曲线是将滞回曲线上每次循环的峰值点进行连线所得曲线，可直观反映试件在加载过程中荷载与位移的变化关系，MTC装置骨架曲线如图9所示。

图9 MTC装置骨架曲线

由图9可知：MTC装置所受荷载随加载位移的增大而增大，装置达到屈服后继续加载，其承载力仍有所提高，且上升趋势逐渐变缓，其所承受荷载均大于300 kN，说明MTC装置在转变为塑性工作状态过程中仍有良好的承载能力，即MTC装置在弹性、弹塑性和塑性工作状态均可将上部地震荷载传递至活动墩，实现活动墩和固定墩协同承载目的。

3.2.3 连接刚度

地震发生时利用合适的连接刚度临时限制梁墩相对变位是MTC装置应用于连续梁桥抗震设计的基础，因此，有必要了解MTC装置连接刚度的变化情况。根据拟静力试验结果，图10给出了装置连接刚度随加载位移变化的关系曲线。

图10 MTC装置连接刚度变化曲线

由图10可知：加载初期，MTC装置连接刚度较小，且随加载位移增大呈上升趋势，与理论分析有所差异，其原因在于加载方向上试件之间及连接槽处存在间隙、而连接刚度计算时未考虑几何非线性的影响，尽管存在一定间隙，但MTC装置在加载初期可提供一定连接刚度，具备较好的连接限位能力，说明MTC装置具有较强的工程适用性，其连接处加工精度不必太高即可满足工程应用要求；加载后期，随着加载位移的增大，加载到一定程度后MTC装置连接刚度出现下降趋势，其下降趋势随加载位移增大有所减缓，说明MTC装置在工作中存在弹性状态、弹塑性状态至塑性状态的转变过程，与理论分析基本一致，但限于作动器加载量程，试验中MTC装置未出现极限滑移状态。

综上所述，MTC装置具有良好的滞回特性、耗能能力、承载能力与连接限位能力。

4 行波效应下MTC装置连续梁桥减震应用研究

地震动具有随时间变化和空间变化的特性，对于长联大跨度桥梁结构尤为明显，因此，对长联大跨桥梁进行抗震设计时有必要考虑行波效应的影响。本文基于某7跨连续梁桥，考虑行波效应分析MTC装置应用于大跨连续梁桥的减震效果。

该桥为跨径（55+72×5+55）m的7跨预应力混凝土连续梁桥，梁体采用单箱双室等截面箱梁，箱宽9.2 m，顶板悬臂长4.4 m，底板悬臂长5.5 m，梁高4.0 m；桥墩高度为15 m，其纵向抗弯惯性矩为2.3 m4，截面面积为8.3 m2，混凝土密度为2 500 kg·m−3，弹性模量为34.5 GN·m−2。原设计4#墩为固定墩，其他墩均为纵向活动支座。其计算简图如图11所示。

图11 某7跨连续梁桥计算简图（单位：m）

利用ANSYS软件建立连续梁桥有限元模型，梁体、桥墩采用梁单元模拟，MTC装置采用link1与combin40组合单元模拟。设Ⅰ区限位装置单元刚度为140 MN·m−1，Ⅱ区限位装置单元刚度为280 MN·m−1，Ⅰ区限位装置预留间隙为0.01 m，Ⅱ区限位装置预留间为0.05 m，不考虑装置阻尼及屈服作用，即仅考虑MTC装置弹性阶段的工作状态。忽略碰撞产生的能量损失，计算过程中假设各桥墩均保持弹性，桥墩与地面作固接处理。

计算采用2种工况：工况1为未安装MTC装置，即4#固定墩与梁体铰接，其他桥墩上梁体可沿桥纵向自由滑动；工况2为安装MTC装置的连续梁桥模型，即4#墩与主梁铰接，2#，3#，5#，6#和7#活动墩与梁体间布设MTC装置。

选取El-Centro波作为激励波开展非线性时程分析，地震动峰值加速度（PGA）为341.70 cm·s−2，输入方向为顺桥梁行车方向，视波速分别取200，500和1 000 m·s−1，峰值地震加速度取0.1g和0.4g，分别模拟小震和大震作用，地震动调幅系数分别为0.2 868和1.1 472。

4.1 小震作用下MTC装置减震效果

中小地震作用下，MTC装置仅Ⅰ区限位装置激活，限制连续梁桥活动墩与梁体相对变位，使活动墩与固定墩协同受载。图12给出了地震动峰值加速度为0.1g的不同视波速v时MTC装置Ⅰ区限位装置激活前后连续梁桥各墩墩底剪力和弯矩的地震响应仿真分析结果。

图12 不同地震动视波速时连续梁桥各桥墩墩底剪力和弯矩地震响应

由图12可知：考虑行波效应时MTC装置激活后连续梁桥固定墩墩底剪力、弯矩明显降低，两者降低幅度基本一致；固定墩墩底剪力、弯矩在3种视波速下均分别为原桥的0.37倍、0.40倍及0.48倍，而各活动墩墩底剪力、弯矩有不同程度的增大，说明行波效应影响下MTC装置Ⅰ区限位装置激活后能够将上部结构传递给固定墩的地震荷载分配给各活动墩，可有效减轻固定墩的抗震负担，提高连续梁桥抗震性能；不同视波速地震动作用下各墩墩底剪力、弯矩均出现了分配不均匀的现象，其变化幅度随视波速的增大逐渐降低，说明各墩地震响应分配受视波速变化影响，视波速越大行波效应影响程度越低，各墩地震响应分配不均匀程度亦越低。

梁端碰撞是连续梁桥的典型震害之一，为进一步探究小震作用下MTC装置减震效果，图13给出了不同视波速下的梁端位移时程曲线。

图13 不同地震动视波速时连续梁桥梁端位移时程曲线

根据图13可知：不同视波速下MTC装置激活后连续梁桥梁端位移均有所减小，说明考虑行波效应影响时小震作用下MTC装置Ⅰ区限位装置激活后能够有效限制梁端位移的增大，可有效减小相邻梁墩之间的碰撞几率，避免落梁现象的发生；考虑行波效应影响时，不同视波速地震动作用下MTC装置对梁端位移的限制程度有差异，如地震动视波速为200，500，1 000 m·s−1时，MTC装置连续梁桥最大梁端位移分别为原桥结构的0.37倍、0.39倍和0.47倍，即MTC装置用于连续梁桥减震时梁端位移的减小幅度与地震动视波速相关，说明MTC装置用于大跨连续梁桥抗震时需要考虑行波效应的影响。

4.2 大震作用下MTC装置减震效果

大震作用下，MTC装置Ⅱ区限位装置被激活，Ⅰ，Ⅱ区限位装置共同发挥作用，提供较大连接刚度使活动墩与固定墩协同受载。表2给出了大震作用下安装MTC装置的连续梁桥固定墩墩墩底剪力、弯矩及梁端位移的地震响应及相应的减震率λ1，λ2，λ3和三者均值λa。

表2 行波效应下MTC装置连续梁桥地震响应及减震率

由表2可见：考虑行波效应影响时，不同视波速地震动作用下MTC装置Ⅱ区限位装置激活后固定墩墩墩底剪力、弯矩及梁端位移均有大幅度下降，三者减震率均在50%以上，且三者幅值相近，说明此时MTC装置的利用仍能降低固定墩的地震响应及限制梁端位移，仍可有效避免梁端碰撞，有利于连续梁桥结构整体抗震性能的提高；随着视波速的增大，连续梁桥墩底剪力、弯矩及梁端位移的减震率均呈现缓慢降低趋势，说明大震作用下MTC装置应用于连续梁桥时的减震效果受视波速影响，但影响程度较小。