多跨连续梁桥速度锁定装置的减震性能研究

尹 航 王子军

（1.四川省公路规划勘察设计研究院有限公司，四川 成都 610031；2.中国市政工程中南设计研究总院有限公司，湖北 武汉 430000）

0 引言

连续梁桥是我国高速公路和城市交通干线中广泛运用的桥型之一，通常具有多跨长联的特征。为减小温度变化及混凝土收缩徐变在顺桥向产生的附加内力，一般在每联中设置一个或少数几个固定墩，约束连续梁桥的纵向位移，以满足正常使用的需求。然而在强震作用下，上部结构的水平惯性力几乎全部由少数固定墩承担，导致固定墩的动力响应极为突出，给固定墩的抗震设计带来很大的困难。因此，减小固定墩在地震作用下的动力响应是多跨连续梁桥抗震设计的核心[1]。

传统抗震设计方法通常采用加大墩柱截面尺寸、增加截面配筋率等方式提升多跨连续梁桥抗震性能。但是过于粗壮的桥墩不仅成本增高、影响造型，更会增加结构自身刚度，可能增大地震作用下的结构动力响应[2]。近年来，通过引入合理的减隔震措施来提升连续梁桥的抗震性能正成为桥梁抗震研究领域中的一个热点[2-6]。速度锁定器因其环境友好，适用性强，减震力学原理明晰等优点，在国内外多座大跨度连续桥上获得了推广应用，是一种极具应用前景的减震装置。目前关于速度锁定装置的研究多集中于装置本身的计算分析模型[7-9]与工程运用实例[10-14]，而关于速度锁定装置在多跨连续梁桥上的减震性能与布设方案的探讨相对较少。

本文以成都北部的石亭江大桥为例，该桥系一座跨径分布为（45+9×60+45）m的多跨长联连续梁桥，采用非线性结构分析软件建立有限元模型，对比分析不同减震方案下结构的模态变化与动力响应结果，探讨速度锁定装置的合理布置方案。

1 速度锁定装置的力学原理

在桥梁上应用的速度锁定装置与普通双出杆粘滞阻尼器构造相近，但二者工作原理截然不同。与粘滞阻尼器相比，速度锁定装置的活塞孔很小，当活塞相对缸体速度大于设计速度时，液体无法从一室运动到另一室或运动得相当缓慢，活塞直接压缩腔内液体，速度锁定装置表现为大刚度特性，被连接的两个构件近似刚接。而当相对速度较小时，粘滞液体可以从被活塞分隔的两室中的一室缓慢移动到另一室，此时活塞杆上的反作用力很小。通常在连续梁桥活动墩上沿纵向设置速度锁定装置，在静力荷载以及温度变形、收缩徐变等作用下，速度锁定装置不产生纵向抗力或产生较小的抗力，活动墩在纵桥向对梁体不提供约束，对桥梁原功能几乎无影响。在地震作用下，速度锁定装置迅速产生较大抗力，使活动墩参与承担纵向地震力，改善整体结构的抗震能力。

根据速度锁定装置结构构造特点，本文中速度锁定器力学性能采用Maxwell非线性力学模型模拟。力学模型可用下列公式表示：

式中：

C——阻尼常数；

v——活塞运动速度；

α——速度指数。

2 工程背景与分析模型

2.1 结构概况

石亭江大桥为预应力混凝土连续梁桥，跨径布置为（45+9×60+45）m，设计行车速80km∕h。主梁为单箱多室截面，每幅箱梁顶板宽39.99m，底板宽36.95m，外翼缘板悬臂长1.52m，箱梁跨中及边跨现浇段梁高2m，根部断面高3.75m，以二次抛物线变化。主墩墩高约19m，桥墩编号为23～32号墩，采用三柱式钢筋混凝土矩形实心墩，单个墩柱横向宽5m，顺桥厚1.8m。单个墩柱对应基础为承台接群桩基础，桩基为4根直径1.8m的钻孔灌注桩。

2.2 分析模型

采用非线性结构分析软件建立了石亭江大桥的有限元模型。

石亭江大桥为位于7度区的B类桥梁，场地特性周期为0.45s，场地类别为II 类，基本地震加速度值为0.10g。选用《公路桥梁抗震设计细则》中E2地震作用下的设计地震反应谱作为期望反应谱，设计反应谱如式（2）。基于反应谱与功率谱的关系，采用三角级数方法合成3条人工地震波。经过反复迭代，保证人工波的反应谱与目标反应谱差值在5%以内。

式中：

Tg——特征周期；

T——结构自振周期；

S——水平加速度反应谱值；

Smax——水平加速度反应谱最大值。

3 减震方案

原结构设计方案中，27号墩为固定墩，其他桥墩为活动墩。为了分析速度锁定装置用于长联连续梁桥时的减震效果，研究合理的速度锁定装置布设方案，设计了以下五种减隔震方案。

方案一：在28号墩上设置速度锁定装置，27号墩仍为固定墩，其他桥墩为活动墩。

方案二：在26、28和29号3个墩上设置速度锁定装置，27号墩仍为固定墩，其他桥墩为活动墩。

方案三：在25、26、28、29和30号5个墩上设置速度锁定装置，27号墩仍为固定墩，其他桥墩为活动墩。

方案四：在24、25、26、28、29、30和31号7个墩上设置速度锁定装置，27号墩仍为固定墩，其他桥墩为活动墩。

方案五：27号墩仍为固定墩，其他9个桥墩上均设置速度锁定装置。

4 减震效果分析及方案对比

4.1 桥墩弯矩响应分析

由于石亭江大桥几乎为对称结构，速度锁定装置与固定墩也按对称形式布置，因此选取半结构的23～27号桥墩作为分析对象展开探讨，其他5个桥墩的动力响应特征与选取的分析对象基本呈对称分布。沿顺桥向输入三条人工合成地震波进行激励，取3条地震波弯矩峰值响应的包络值作为结构弯矩响应值，各方案墩底弯矩响应值如图1所示。

图1 各方案墩底峰值弯矩响应图

由图1可见，在活动墩上设置速度锁定装置后，27号固定墩的弯矩响应值明显减小，而设置速度锁定装置的桥墩弯矩响应值则会一定程度上增加。同时，继续增加速度锁定装置的设置数目，固定墩及设置速度锁定装置桥墩的弯矩响应值会进一步减小。这是由于在地震作用下，设置速度锁定装置的活动墩与上部结构在顺桥方向上几乎转变为刚性连接，上部结构的部分顺桥向惯性力转由原活动墩承担，充分利用了活动墩的承载能力，调整了桥梁整体的内力分布，有效降低了固定墩的内力响应。同时，由于设置速度锁定装置的原活动墩弯矩响应值均未超过固定墩，且在结构设计过程中为了保证桥梁整体造型美观，固定墩与活动墩的截面尺寸和钢筋配置保持一致，因此并未给原活动墩带来安全风险。

4.2 结构自振特性分析

设置速度锁定装置之后，地震动力作用下活动墩会对梁体产生约束，结构整体刚度随之增加，进而影响整体结构的地震响应。由桥梁结构特性及动力学原理可知，桥梁固定墩底纵向地震响应结果主要由其一阶纵向振型主导，因此应探讨设置速度锁定装置后，结构纵向一阶振型的变化对整体结构地震响应的影响。各速度锁定装置方案下结构纵向一阶振型如表1所示。由表1可见，随着速度锁定装置的增加，结构纵向刚度逐渐增大，一阶纵向周期减小。

表2 连续梁桥各方案一阶纵向自振特性表

在水平加速度反应谱中绘制出各方案一阶纵向主导振型周期对应反应谱值S，见图2。由图2可以看出，各方案的一阶自振周期位于反应谱的下降段，增加速度锁定装置的数目将降低结构的一阶自振周期，导致加速度反应谱值增大。由此可见，设置速度锁定装置将造成桥梁整体动力响应的增加，过多地设置速度锁定装置可能降低减震效果，甚至反而增大桥墩动力响应。因此速度锁定装置并非设置得越多越好，需要考虑多重因素影响，综合探讨其适用性及布置方案。

4.3 速度锁定装置适用性研究

以固定墩底弯矩响应值与原方案弯矩响应值的比值作为减震效率，各方案的减震效率如图3所示。由图3可见，方案一中在1个桥墩上设置速度锁定装置时，弯矩响应值下降29%，体现出速度锁定装置的减震效果；方案二和方案三在3个和5个墩上设置速度锁定器时，固定墩弯矩响应值可降至48%和56%，减震效果十分显著；进一步增加速度锁定器数量，方案四和方案五在7个和9个墩上设置速度锁定器时，固定墩弯矩响应值降至61%和63%，仅进一步降低了5%和2%。可见采用方案四和方案五时，即使活动墩参与分担部分地震力，固定墩动力响应的进一步降幅也并不显著，反而增加了结构整体的地震响应，提升了桥梁建设成本。对于类似的11跨连续梁桥，综合考虑速度锁定装置的减震效率及经济成本，建议在5个桥墩上设置速度锁定装置。

图3 固定墩减震效率

5 结束语

本文通过分析石亭江大桥设置速度锁定装置后的自振特性和减震效果，探讨了速度锁定装置在多跨连续梁桥上的减震性能与合理布置方案，得到了以下结论：

（1）对于多跨连续梁桥，适当设置速度锁定装置能使活动墩分担部分纵向地震力，有效降低固定墩的地震响应，有利于桥梁结构抗震设计。

（2）设置速度锁定装置会增大结构纵向刚度，降低结构纵向主导自振周期，当结构自振周期位于反应谱下降段时，过多设置速度锁定装置反而会增大结构地震响应，增加的速度锁定装置对结构的减震效果提升并不明显。

（3）综合考虑速度锁定装置的减震效率及经济成本，建议对类似的11跨连续梁桥，在5个桥墩上设置速度锁定装置。