孔令俊 陳彥北 周岳武

（1.株洲時代新材料科技股份有限公司，湖南株洲 412007；2.中國鐵路設計集團有限公司，天津 300142）

隨著橋梁減隔震技術(shù)取得較大發(fā)展，彈塑性鋼阻尼器在橋梁減隔震中的應用日益廣泛，形成了多種金屬阻尼器［1-4］。金屬阻尼器主要利用材料的彈塑性變形產(chǎn)生滯回耗能，滯回曲線呈紡錘形，且循環(huán)次數(shù)和加載頻率對其耗能影響較小，工作性能穩(wěn)定且耐久性好［5-6］。2008 年，南京江心洲大橋首次應用2 000 kN阻尼力的彈塑性鋼阻尼器，其由8片E 型鋼阻尼元件、銷軸、連接板和錨碇器組成，為橋梁提供了地震安全性保障［7-8］。隨后幾年，我國開發(fā)應用了C 型彈塑性鋼阻尼器［9］、非線性阻尼副彈塑性鋼阻尼器［10］、ε 型彈塑性鋼阻尼器［11］、X型彈塑性鋼阻尼器［12-13］、三角型彈塑性鋼阻尼器［14］、蜂窩型彈塑性鋼阻尼器［15］、雙弧型橫向鋼阻尼裝置［16］等，為國內(nèi)橋梁抗震技術(shù)的發(fā)展打下了堅實的基礎。雙弧型橫向鋼阻尼裝置主要通過橫向鋼阻尼元件的滯回變形來耗散地震能量，降低橋梁響應，且屈服力的大小可以通過設計進行確定和優(yōu)化，可靠性高，疲勞壽命長［6］。

商合杭客運專線潁上特大橋為三跨矮塔斜拉橋。由于橋梁主塔較矮，導致其橫橋向地震力較大，故考慮在橋梁主塔橫向安裝雙弧型橫向鋼阻尼裝置以滿足橋梁縱向變形及橫向減震的受力特性。該裝置應用于客運專線尚屬首次，因此有必要對其試驗性能以及應用于橋梁后的減震性能進行研究，確保滿足橋梁的運營和抗震要求。

1 雙弧型橫向鋼阻尼裝置

雙弧型橫向鋼阻尼裝置結(jié)構(gòu)（圖1）由6部分組成，包括頂板、縱向?qū)к?、橫向鋼阻尼元件、連接耳板、下底板及固定銷。該裝置具有橫向阻尼耗能和豎向抗拉拔功能，阻尼耗能主要通過橫向鋼阻尼元件來實現(xiàn)，抗拉拔功能主要通過縱向?qū)к墎韺崿F(xiàn)。橫向鋼阻尼元件與縱向?qū)к壍纳舷伦笥揖虚g隙，不影響橋梁縱橋向與橫橋向的溫度、收縮徐變變形及梁體的正常轉(zhuǎn)動。橋梁正常使用情況下，橋梁的豎向荷載由支座承受，雙弧型橫向鋼阻尼裝置不承受豎向荷載。

圖1 雙弧型橫向鋼阻尼裝置

雙弧型橫向鋼阻尼裝置的主要優(yōu)點如下：①由高延性的彈塑性鋼材料制成，地震發(fā)生時能耗散部分地震或其他沖擊荷載的能量；②當梁體與橋墩發(fā)生較大的水平位移時，可以在梁體與橋墩間建立約束，從而避免發(fā)生落梁破壞；③當橋梁因為颶風或地震及本身的結(jié)構(gòu)原因在豎直方向發(fā)生跳動時，可發(fā)揮抗拉拔作用，限制梁體與橋墩的豎向位移；④縱向?qū)к壟c橫向鋼阻尼元件存在間隙，不影響支座和梁體在正常作用下的性能；⑤安裝簡單方便，易于檢查、維修和更換。

2 試驗研究

商合杭客運專線潁上特大橋共安裝了4套雙弧型橫向鋼阻尼裝置，每套裝置設計屈服力2 500 kN。由于設計屈服力較大，國內(nèi)現(xiàn)有試驗設備無法進行試驗，因此采用大縮比模型1∶3 進行試驗，見圖2。縮比前后雙弧型橫向鋼阻尼裝置的力學性能參數(shù)如表1所示。

圖2 縮比后的雙弧型橫向鋼阻尼裝置

表1 縮比前后雙弧型橫向鋼阻尼裝置力學性能參數(shù)

根據(jù)JT/T 843—2012《公路橋梁彈塑性鋼減震支座》［17］中對鋼阻尼元件的試驗要求，對縮比后橫向鋼阻尼元件分別進行±0.25d，±0.5d，±1.0d以及±1.2d的性能試驗，d為縮比后的設計位移。采用1 000 t/100 t二維加載試驗機進行試驗，試驗機豎向最大容許荷載10 000 kN，水平最大容許荷載±1 000 kN，水平最大行程±250 mm，精度為1 級。試驗時將縮比后的雙弧型橫向鋼阻尼裝置安裝于試驗機的中心，以2 mm/s的速度分別對上述位移情況進行5 次往復循環(huán)試驗，得到雙弧型橫向鋼阻尼裝置的水平力-位移曲線，如圖3所示。

圖3 雙弧型橫向鋼阻尼裝置的水平力-位移曲線

由圖3 可知，隨著雙弧型橫向鋼阻尼裝置的試驗位移不斷增大，雙弧型橫向鋼阻尼裝置的滯回曲線逐漸飽滿。圖3（a）和圖3（b）中雙弧型橫向鋼阻尼裝置的滯回曲線較小，原因是試驗位移較小時，雙弧型橫向鋼阻尼裝置只有局部區(qū)域發(fā)生了塑性變形，并且很快進行卸載，彈性變形快速恢復，形成的滯回曲線較為狹長。由于雙弧型橫向鋼阻尼裝置橫向留有一定間隙與安裝間隙，在滯回過程中有一段平臺段，但不影響雙弧型橫向鋼阻尼裝置的滯回特性。

疲勞試驗按照±1.0d的位移量進行加載。雙弧型橫向鋼阻尼裝置疲勞試驗的水平力-位移曲線和仿真計算與疲勞試驗結(jié)果分別見圖4 和圖5。由圖4可知，經(jīng)過11次疲勞加載后［17］，雙弧型橫向鋼阻尼裝置滯回性能基本穩(wěn)定，沒有出現(xiàn)過大的塑性損傷或裂紋。由圖5 可知，雙弧型橫向鋼阻尼裝置的塑性變形主要集中在雙弧型橫向鋼阻尼元件上，并且變形比較均勻，疲勞試驗結(jié)果與仿真計算結(jié)果比較一致。

圖4 雙弧型橫向鋼阻尼裝置疲勞試驗的水平力-位移曲線

圖5 仿真計算與疲勞試驗結(jié)果

對比圖3、圖4 試驗曲線可知，雙弧型橫向鋼阻尼裝置的屈服力試驗值為76 kN，單個雙弧型橫向鋼阻尼元件的設計屈服力為39 kN。試驗時采用2 片雙弧型橫向鋼阻尼元件進行試驗，設計屈服力為78 kN，試驗值與設計值比較接近，誤差為2.6%，滿足規(guī)范［17］要求。

3 工程背景

商合杭客運專線是列入《國家中長期鐵路網(wǎng)規(guī)劃》的高速鐵路，全長794.55 km，潁上特大橋為安徽境內(nèi)阜陽段的矮塔斜拉橋。橋梁跨度為（94.2+220+94.2）m，地震設防烈度7 度，設計基本加速度為0.15g，場地類別Ⅱ類，設計地震分組為第1 組。橋梁主塔共采用8 套LXQZ 支座（連續(xù)梁球型支座），邊墩采用4 套LYQZ 支座（拉壓球型支座），雙弧型橫向鋼阻尼裝置布置在2 個主塔上，共布置4 套，每套承載力2 500 kN。雙弧型橫向鋼阻尼裝置由7 片雙弧型橫向鋼阻尼元件疊加組成，每片設計屈服力為357 kN。潁上特大橋分析模型見圖6，橋梁約束體系布置見圖7。

地震計算時采用工程場地地震安全評價報告給出的3條擬合地震波，如圖8所示。

圖6 潁上特大橋分析模型

圖7 橋梁約束體系布置

圖8 擬合地震波

4 應用分析

對采用雙弧型橫向鋼阻尼裝置前后橋梁的受力性能進行動力學有限元分析。主塔橫橋向設置雙弧型橫向鋼阻尼裝置的體系簡稱體系1，主塔橫橋向塔梁固結(jié)的體系簡稱體系2。對2種體系進行對比分析，包括橫橋向橋梁動力特性、橫橋向塔底內(nèi)力以及主梁跨中加速度，并給出橫橋向雙弧型橫向鋼阻尼裝置的滯回耗能曲線。

4.1 橋梁動力特性

對體系1 和體系2 進行模態(tài)分析，發(fā)現(xiàn)體系1 的1 階頻率為2.51 Hz，表現(xiàn)為主跨對稱側(cè)彎；體系2 的1 階橫向頻率為3.88 Hz，表現(xiàn)為主跨對稱側(cè)彎。體系2 中，由于橋塔與主梁固結(jié)，結(jié)構(gòu)橫橋向剛度大，橫橋向1 階頻率也較大。2 種體系橋梁的1 階振型并未發(fā)生改變，即橋梁振型特征并未改變，只是橫橋向振型參與質(zhì)量發(fā)生了較小改變。橫橋向橋梁動力特性分析表明，應用雙弧型橫向鋼阻尼裝置后橋梁橫橋向1階頻率降低但并未改變橋梁的振型特征。

4.2 橫橋向塔底內(nèi)力

本文僅對比3條安全評估報告中的地震波罕遇地震作用下2 種體系橋梁內(nèi)力的包絡值，見表2?？芍?，在罕遇地震作用下，體系2 的塔底內(nèi)力比體系1 大很多，應用雙弧型橫向鋼阻尼裝置很好地減小了橋梁結(jié)構(gòu)的地震響應。

表2 橋梁橫橋向塔底內(nèi)力對比

4.3 主梁跨中加速度

罕遇地震作用下2種體系主梁橫向跨中加速度對比結(jié)果見圖9?？芍w系2的橫向跨中加速度明顯比體系1大。體系2橫向跨中加速度最大值為3.51 m/s2，體系1 橫向跨中加速度最大值為1.3 m/s2，減震率為63%。體系1 可以明顯減小主梁跨中的加速度，降低主梁跨中橫向地震力，有利于改善拉索的整體受力，進而提高橋梁的抗震性能。

圖9 2種體系下主梁橫向跨中加速度對比

4.4 雙弧型橫向鋼阻尼裝置滯回曲線

罕遇地震作用下雙弧型橫向鋼阻尼裝置滯回曲線見圖10?？芍瑴厍€比較飽滿，說明裝置很好地耗散了地震能量，可以減小橋梁結(jié)構(gòu)的地震響應。

圖10 雙弧型橫向鋼阻尼裝置滯回曲線

5 結(jié)論

1）雙弧型橫向鋼阻尼裝置試驗表明，隨著雙弧型橫向鋼阻尼裝置的試驗位移不斷增大，雙弧型橫向鋼阻尼裝置的滯回曲線逐漸飽滿。

2）橋梁橫橋向動力特性分析表明，采用雙弧型橫向鋼阻尼裝置橋梁橫橋向1 階頻率降低，但并未改變橋梁的振型特征。

3）應用雙弧型橫向鋼阻尼裝置后減小了橋梁結(jié)構(gòu)塔底內(nèi)力以及主梁跨中加速度。

4）雙弧型橫向鋼阻尼裝置滯回曲線較為飽滿，說明該裝置發(fā)揮了很好地耗散地震能量的作用，可以減小橋梁結(jié)構(gòu)的地震響應。