李 勇, 王維凝, 閆維明

(1.石家莊鐵道大學(xué) 土木工程學(xué)院，石家莊 050043；2.中國建筑科學(xué)研究院，北京 100013；3.北京工業(yè)大學(xué) 建筑工程學(xué)院，北京 100124)

連續(xù)梁橋是一種典型的公路橋梁，一旦在地震中發(fā)生嚴(yán)重的震損，勢必會影響震后的救援工作。在2008年的汶川地震中，大量的連續(xù)梁橋發(fā)生倒塌，如百花大橋等，給震后的救災(zāi)工作帶來了不便[1]。

隨著減震控制理論及技術(shù)的發(fā)展，黏滯阻尼器在一定數(shù)量的橋梁工程上已經(jīng)展開了應(yīng)用[2-3]，尤其是大跨橋梁上應(yīng)用的較多[4-5]。由于黏滯阻尼器屬于速度型阻尼器，緩慢變形發(fā)生時不會引起阻尼器的出力，所以將其安裝在梁-墩、梁-臺之間不會影響主梁在溫度、混凝土收縮等作用下的縱向伸縮效應(yīng)。既有相關(guān)研究均認(rèn)為黏滯阻尼器能夠?qū)Ω黝愋蜆蛄浩鸬捷^好的減震控制作用，不論在設(shè)計遠(yuǎn)場地震動還是在近場地震動輸入下，黏滯阻尼器的減震效果均較明顯，與隔震支座和位移型阻尼器(如摩擦阻尼器、鉛阻尼器等)相比具有一定的優(yōu)勢[6-8]。

由于連續(xù)梁橋每3～5跨設(shè)置為一聯(lián)，只在中間一個墩頂設(shè)置固定支座，其余橋墩均設(shè)置滑動支座，在縱向地震作用下固定墩為主要受力對象，當(dāng)處于地震高設(shè)防烈度地址時，宜采用使主梁所產(chǎn)生的水平地震荷載能由各個墩、臺共同承擔(dān)的措施，以免固定墩受力過大[9]。而在其它墩臺上設(shè)置黏滯阻尼器，可以在地震作用下讓固定墩之外的墩臺參與受力，從而降低固定墩的地震反應(yīng)。由于梁端-橋臺之間設(shè)置了伸縮縫間隙，黏滯阻尼器安裝在梁-臺之間，也有一定的位移量使阻尼器發(fā)生相對運動而耗能。

基于黏滯阻尼器的橋梁減震控制研究絕大部分均依據(jù)動力彈塑性數(shù)值模擬，大多認(rèn)為安裝黏滯阻尼器后橋梁的地震響應(yīng)會有所降低，黏滯阻尼器在橋梁減震控制方面的應(yīng)用具有一定的實用性和適用性，但是目前缺乏針對此方面的振動臺試驗驗證[10-14]，同時安裝黏滯阻尼器的實際橋梁工程經(jīng)歷地震考驗的工程實例也較少，所以開展安裝阻尼器的連續(xù)梁橋減震控制振動臺試驗研究是十分必要的。

分別設(shè)計了四個黏滯阻尼器及一座連續(xù)梁橋縮尺模型，首先通過往復(fù)加載試驗得到了黏滯阻尼器的滯回曲線，然后將黏滯阻尼器安裝在連續(xù)梁橋模型上開展振動臺臺陣試驗，通過對比安裝前后的連續(xù)梁橋動力響應(yīng)，驗證黏滯阻尼器對此連續(xù)梁橋縮尺模型的減震控制效果。

1 黏滯阻尼器設(shè)計、制作與測試

設(shè)計并制作四個孔隙式黏滯阻尼器，其主體結(jié)構(gòu)圖及制作完成后的實物圖見圖1，相關(guān)設(shè)計參數(shù)見表1。

(a) 阻尼器設(shè)計示意圖

(b) 活塞側(cè)視圖

(c) 阻尼器成品

表1 黏滯阻尼器的主要設(shè)計參數(shù)

圖2 黏滯阻尼器的循環(huán)往復(fù)加載試驗

通過對黏滯阻尼器開展基于不同加載頻率正弦位移波輸入下的循環(huán)往復(fù)加載試驗，得到了阻尼器在不同加載頻率下對應(yīng)的力-位移關(guān)系曲線，如圖3所示。由圖3可以看出，隨著加載頻率的逐漸提高，黏滯阻尼器的阻尼力也隨之提高，正弦加載下獲得的阻尼器阻尼力-位移關(guān)系曲線大致呈橢圓形，滯回曲線較為飽滿。

2 連續(xù)梁橋縮尺模型設(shè)計與制作

選取某1聯(lián)4跨連續(xù)梁橋進(jìn)行縮尺模型的設(shè)計與制作，原橋總長160.0 m，單跨跨徑40.0 m，上部結(jié)構(gòu)主梁為單箱兩室預(yù)應(yīng)力混凝土箱梁，下部結(jié)構(gòu)為雙圓柱式鋼筋混凝土橋墩，如圖4所示。

根據(jù)振動臺臺陣系統(tǒng)的設(shè)計技術(shù)參數(shù)，確定本實驗的幾何縮尺比例為1∶10。在進(jìn)行模型設(shè)計制作的過程中，主要考慮了以下方面：

(1) 上部結(jié)構(gòu)在地震作用下往往發(fā)生落梁破壞或梁端因碰撞引起局部混凝土破損，很少發(fā)生基于鋼筋混凝土材料的非線性損傷，可以認(rèn)為是彈性；加之普通鋼筋及預(yù)應(yīng)力筋數(shù)量多、布置復(fù)雜，腹板及頂?shù)装蹇s尺后較薄，所以根據(jù)剛度等效的原則將上部結(jié)構(gòu)預(yù)應(yīng)力混凝土主梁用鋼箱梁進(jìn)行替換，如圖5(a)所示。

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

圖3 黏滯阻尼器測試滯回曲線

Fig.3 Hysteresis loop of viscous dampers

(a) 立面圖

(b) 側(cè)視圖

(2) 下部結(jié)構(gòu)分別由蓋梁、墩柱和承臺組成，若將圖1(a)中的0#及4#橋臺進(jìn)行幾何縮尺，則橋臺的重量較大，會超過振動臺的最大重量，所以綜合考慮橋臺的功能及剪切剛度，也采用一定直徑的雙圓柱橋墩進(jìn)行替換。下部結(jié)構(gòu)墩柱的幾何形狀及配筋如圖5(b)～(c)所示。

(3) 墩梁之間設(shè)置盆式支座，其中3號墩的墩頂設(shè)置三向固定支座，其它橋墩的墩頂均設(shè)置為沿縱橋向可滑動的單向滑動支座，均按照剪切剛度相似的原則進(jìn)行縮尺設(shè)計，試驗?zāi)Ｐ蜕系闹ё叨葹?.5 cm，動摩擦因數(shù)通過試驗標(biāo)定為0.15。

(b) 橋墩幾何尺寸

(c) 墩柱配筋

(d) 梁頂配重示意圖

(e) 阻尼器布置圖(正視)

(f) 阻尼器布置圖(俯視)

(g) 安裝阻尼器的連續(xù)梁橋整體模型

(4) 由于幾何縮尺比例較小，會造成地震波動力壓縮系數(shù)較大，會導(dǎo)致地震波輸入時程過短，所以通過在主梁頂部布置配重來調(diào)整動力相似系數(shù)，共設(shè)置6片重約1 000 kg的配重梁及1 560 kg的配重鐵磚，配重布置如圖5(d)所示。

安裝完成后的整體模型如圖5(g)所示，其中分別在邊墩(1#和5#墩)和主梁之間共安裝了黏滯阻尼器(圖5(e)和圖5(f))。

連續(xù)梁橋模型設(shè)計過程中各物理量及相似關(guān)系，如表2所示。

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表2 主要設(shè)計參數(shù)的相似關(guān)系

模型設(shè)計制作使用到的各種材料的實測強度及彈模，如表3所示。

表3 實測材料特性

3 安裝黏滯阻尼器的連續(xù)梁橋振動臺試驗結(jié)果

3.1 地震波選取及調(diào)整

選擇3條適合II類場地輸入的地震動記錄進(jìn)行振動臺輸入，分別為集集地震波(ILA063)、El-centro地震波和擬合規(guī)范反應(yīng)譜的人工地震波，如圖6所示，按照表2所示的時間t動力相似比進(jìn)行壓縮，并按照加速度幅值a調(diào)整其峰值相當(dāng)于橋梁原型所對應(yīng)的E1(0.043g，重現(xiàn)期約50～100年)和E2地震作用(0.13g，重現(xiàn)期約475～2 000年)，調(diào)整之后的峰值分別為0.598g和1.198g。

(a) 集集地震波(b) El-centro地震波(c) 人工波(d) 反應(yīng)譜對比

圖6 選用的地震波記錄

Fig.6 Selected earthquake records

試驗過程中，先對安裝阻尼的高架橋模型分別輸入了三條地震動記錄，地震動峰值按照先E1后E2的原則進(jìn)行輸入；然后將阻尼器在高架橋模型上卸掉，再次輸入三條地震動記錄，獲得并對比安裝阻尼器和不安裝阻尼器的高架橋動力響應(yīng)。因為先開展安裝阻尼器的減震控制試驗工況，所以可以保證橋梁模型不致發(fā)生非線性的損傷，以保證后續(xù)試驗工況的順利開展。

3.2 阻尼器的動力響應(yīng)

以集集地震波輸入為例，1#墩和5#墩處阻尼器在地震動輸入得到的阻尼力時程、位移時程及滯回曲線如圖7所示。由圖7可知，阻尼器在地震輸入下滯回曲線較為飽滿，耗能效果較好，能夠?qū)B續(xù)梁橋模型起到減震控制的作用。由于1#墩處阻尼器的阻尼力及位移基本一致，同樣5#墩處的3#和4#阻尼器也一致，所以后續(xù)只給出1#和3#阻尼器的動力響應(yīng)。

3.3 連續(xù)梁橋減震前后動力響應(yīng)對比

實測連續(xù)梁橋縮尺模型縱向基頻為2.43 Hz，分別輸入3條所選的地震動記錄，獲得安裝阻尼器前后連續(xù)梁橋橋墩墩底縱筋動應(yīng)變、墩頂縱向位移及支座縱向位移響應(yīng)對比，進(jìn)而根據(jù)不同的實測響應(yīng)結(jié)果確定黏滯阻尼器的減震效果和減震率。

圖8給出了不同地震輸入工況下的阻尼器的阻尼力響應(yīng)。由圖8可以看出，1#和5#兩個邊墩處的阻尼器出力相差不大，E2輸入下阻尼器的出力大于E1輸入，即阻尼力隨著地震波輸入峰值的增加而增大，增大約80%；不同地震動輸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。

圖9給出了不同地震輸入工況下的墩底鋼筋應(yīng)變動力響應(yīng)實測結(jié)果對比。由于結(jié)構(gòu)縱向周期對應(yīng)的El-centro地震波的反應(yīng)譜值最小，說明在同樣加速度峰值的地震動輸入下，所選取的結(jié)構(gòu)模型動力響應(yīng)值也較小，遠(yuǎn)小于集集波和人工波。所以對于El-centro地震波而言阻尼器減震率也不明顯，但是集集波和人工波輸入下墩底鋼筋應(yīng)變的減震率達(dá)到30%～50%，減震效果較好。

(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#阻尼器滯回曲線(f) 3#阻尼器滯回曲線

圖7 集集地震波輸入下阻尼器動力響應(yīng)

圖8 E1和E2地震波輸入下阻尼器的阻尼力

圖9 E1和E2地震波輸入工況下墩底鋼筋的動應(yīng)變

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

圖10給出了不同地震輸入工況下的固定墩墩頂縱向位移動力響應(yīng)實測結(jié)果對比。E2輸入比E1輸入墩頂縱向位移增大約1倍，但是安裝阻尼器后墩頂縱向位移得到有效控制，在E1和E2輸入下，集集波和人工波的減震率可以達(dá)到約50%。

圖11給出了不同地震輸入工況下的活動支座位移響應(yīng)實測結(jié)果對比，其中活動支座編號與橋墩編號保持一致?；顒又ё灰埔布炊樟褐g的相對位移，縱向活動支座(縱向活動，橫向限位)位移一旦超限，極有可能引起墩梁橫向約束失效，進(jìn)而引起橫向落梁現(xiàn)象。由圖11可以看出，安裝阻尼器后，除了3#固定墩外，其它墩頂?shù)目v向活動支座位移均得到了有效控制。

4 結(jié) 論

通過將黏滯阻尼器應(yīng)用于連續(xù)梁橋進(jìn)行減震控制振動臺試驗研究，可以得出以下結(jié)論：

(1) 孔隙式黏滯阻尼器阻尼力隨著加載頻率的提高而增大，實測力-位移滯回性能曲線接近于橢圓形狀，將其沿縱橋向安裝在連續(xù)梁橋上進(jìn)行減震控制是可行的。

(2) 將黏滯阻尼器應(yīng)用于連續(xù)梁橋進(jìn)行減震控制能夠有效降低固定墩的墩底應(yīng)變和墩頂位移，同時對其它橋墩墩頂活動支座的縱向位移響應(yīng)也能起到有效的控制作用。

(3) 不同地震動記錄輸入下的連續(xù)梁橋動力響應(yīng)差別較大，進(jìn)而阻尼器的阻尼力與減震率也會有所差別，El-centro地震波最小，集集波次之，人工波最大，最大減震率可以達(dá)到50%以上。

(4) 本文所選連續(xù)梁橋橋墩較高，縱向基本周期較長，對于反應(yīng)譜長周期成分較高的地震動，設(shè)計制作的速度型黏滯阻尼器具有相對更明顯的縱向減震效果。

(a) El-centro地震動E1輸入(b) El-centro地震動E2輸入(c) 集集地震動E1輸入(d) 集集地震動E2輸入(e) 人工波E1輸入(f) 人工波E2輸入

圖10 E1和E2地震波輸入工況下3#固定墩墩頂縱向位移

圖11 E1和E2地震波輸入工況下活動支座位移

Fig.11 Relative displacement of slidding bearings subjected to E1 and E2 earthquake inputs