陳士通，張茂江，李 然，許鑫祥

（1.石家莊鐵道大學 省部共建交通工程結構力學行為與系統(tǒng)安全國家重點實驗室，河北 石家莊 050043；2.石家莊鐵道大學 河北省交通應急保障工程技術研究中心，河北 石家莊 050043；3.石家莊鐵道大學 土木工程學院，河北 石家莊 050043）

橋梁結構作為交通樞紐和生命線工程，目前正朝長聯(lián)大跨度方向發(fā)展。國內(nèi)外歷次地震表明，橋梁結構一旦發(fā)生破壞，不僅直接損失嚴重，更會對人民生命財產(chǎn)安全造成極大威脅，因此，提高長聯(lián)大跨橋梁在地震作用下的抗震性能越來越成為橋梁抗震領域研究的熱點問題[1]。

國內(nèi)外學者圍繞長聯(lián)大跨度橋梁抗震開展了大量研究。Ramadan等[2]考慮行波效應影響對連續(xù)梁橋地震易損性進行了分析，發(fā)現(xiàn)行波效應對連續(xù)梁橋地震響應有著顯著影響；張常勇等[3]以某大跨徑鋼桁架連續(xù)梁橋為工程背景探究了行波效應的影響，研究表明行波效應對該橋地震響應具有十分明顯的影響。可見，對長聯(lián)大跨橋梁進行抗震分析時需考慮行波效應的影響。采用減隔震支座是提高橋梁抗震性能的有效手段之一，曾永平等學者[4?6]通過研究發(fā)現(xiàn)摩擦擺支座可有效降低連續(xù)梁橋橋墩地震響應；黃俊豪等[7]對多級設防標準下的大跨度連續(xù)梁橋減隔震方案進行了優(yōu)化研究，結果表明設防標準越高聯(lián)合布設摩擦擺支座、阻尼器方案的減震效率越突出；劉正楠等[8]對基于摩擦擺支座的高速鐵路連續(xù)梁橋進行了減隔震研究，結果表明摩擦擺支座與普通盆式支座、減震榫等配合布置均可起到預期的減震效果；陳宇等[9]提出了一種基于MR阻尼器的連續(xù)梁橋地震損傷控制方法并對其進行了分析，結果表明該方法可有效降低橋梁損傷；楊大余等[10]研究發(fā)現(xiàn)利用SMA-負剛度雙曲面隔震裝置進行減震既可為橋梁提供自復位能力，又可減小橋梁位移與內(nèi)力響應。上述減隔震方案雖可有效降低連續(xù)梁橋的地震響應，但連續(xù)梁橋活動墩的抗震潛力未能得到有效利用。為充分發(fā)揮連續(xù)梁橋活動墩的抗震潛力，文獻[11]探究了黏滯阻尼器在連續(xù)鋼桁梁橋中的縱向減震性能，文獻[12]和文獻[13]分別提出了基于鎖定控制技術的連續(xù)梁橋用安全帶裝置與鎖死銷裝置，并對兩者的減震性能進行了探究，結果表明3種裝置均能夠有效地使活動墩與連續(xù)梁橋梁體臨時鎖定，實現(xiàn)活動墩與固定墩協(xié)同抗震，以降低連續(xù)梁橋固定墩地震響應，但3種裝置均存在連接剛度固定不變，不能有效適應不同地震動作用下的連接需求，連接剛度不適可能導致連續(xù)梁橋整體地震響應加大、減震效果不佳等問題，于是，針對上述3種裝置存在的問題，文獻[14]提出了1種連續(xù)梁橋用多階適時控制連接（Multi-stage Timely Control Connection，簡稱MTC）裝置并對其在連續(xù)梁橋中的減震性能進行了探究，結果發(fā)現(xiàn)該裝置在不同劇烈程度地震下均可發(fā)揮連續(xù)梁橋活動墩的抗震潛力，能夠有效降低固定墩地震響應并限制梁端位移。但該文獻僅對MTC裝置連續(xù)梁橋在一致激勵下的抗震性能進行了探究，裝置本身的力學特性及考慮行波效應時MTC裝置在連續(xù)梁橋中的減震應用研究尚未涉及。

為此，本文基于MTC裝置多階控制方式，進行MTC裝置連接剛度計算方法和性能試驗研究，并在此基礎上考慮行波效應分析MTC裝置應用于大跨連續(xù)梁橋時的減震效果，以期為連續(xù)梁橋抗震設計提供理論依據(jù)。

1 MTC裝置構造及工作原理

1.1 MTC裝置構造形式

MTC裝置可根據(jù)需要設置多區(qū)限位裝置，本文以圖1所示設置2區(qū)限位裝置的MTC裝置為例進行分析。I區(qū)和Ⅱ區(qū)限位裝置均包括主體裝置、鎖死裝置及牛腿3部分，主體裝置固定于活動墩頂端，由箱體、耗能擋板、連接柱體及連接觸板組成，耗能擋板長底邊焊接于箱體內(nèi)壁，短底邊與連接柱體固接，連接柱體順橋向兩側設有連接觸板；鎖死裝置與牛腿固接，由鎖死銷、連接槽及插板組成；牛腿固接于梁體底部。鎖死裝置連接槽設有開孔的上下耳板，插板同樣開設圓孔，其一端插入連接槽槽口內(nèi)，另一端固接連接板，地震動作用時連接槽耳板與插板圓孔豎向齊平，鎖死銷在重力作用下落入圓孔內(nèi)，使梁體與活動墩通過MTC裝置臨時固接。為實現(xiàn)分階適時控制連接功能，MTC裝置Ⅱ區(qū)限位裝置整體剛度、激活間隙均大于I區(qū)裝置。

圖1 MTC裝置構造示意圖

1.2 MTC裝置工作原理

根據(jù)MTC裝置構造形式，圖2給出了其力學模型。圖中：ΔⅠ和ΔⅡ分別為Ⅰ區(qū)和Ⅱ區(qū)限位裝置預留間隙；ks，Ⅰ和ks，Ⅱ分別為Ⅰ區(qū)和Ⅱ區(qū)鎖死裝置剛度；km，Ⅰ和km，Ⅱ分別為Ⅰ區(qū)和Ⅱ區(qū)主體裝置剛度；cⅠ和cⅡ為Ⅰ區(qū)和Ⅱ區(qū)限位裝置阻尼系數(shù)；Fmax，Ⅰ和Fmax，Ⅱ分別為Ⅰ區(qū)和Ⅱ區(qū)限位裝置的極限承載力。

圖2 MTC裝置力學模型

根據(jù)圖2說明其工作原理。

（1）正常運營時，MTC裝置未激活，連續(xù)梁橋梁體與活動墩之間可自由滑動。

（2）中小震作用下，梁墩相對位移|Δr|達到I區(qū)限位裝置預留間隙ΔI時，I限位區(qū)裝置被激活，提供較小連接剛度使連續(xù)梁橋活動墩與梁體臨時鎖定，與固定墩協(xié)同抗震，并消耗部分地震能量。

（3）大震作用下，連續(xù)梁橋梁墩相對位移|Δr|進一步增大，達到Ⅱ區(qū)鎖死銷激活間隙ΔⅡ時，Ⅱ區(qū)限位裝置被激活，I區(qū)和Ⅱ區(qū)限位裝置同時發(fā)揮限位與耗能作用。

2 MTC裝置剛度計算方法

地震發(fā)生時，上部結構地震荷載向活動墩傳遞以及其在各個活動墩上的分配均與MTC裝置連接剛度密切相關，為此，需明確MTC裝置連接剛度計算方法。

2.1 單區(qū)限位裝置連接剛度

2.2 MTC裝置連接剛度

3 MTC裝置性能試驗

3.1 試驗準備

MTC裝置擬靜力試驗在石家莊鐵道大學本部河北省交通應急保障工程技術研究中心1樓試驗室進行。首先對MTC裝置材料力學性能進行探究，MTC裝置耗能擋板既可由相同材質(zhì)鋼板組成，也可由多種不同材質(zhì)鋼板構成，分別采用LYP100，LYP160與LYP225級鋼材加工MTC裝置耗能擋板，裝置其余部件均采用Q355B鋼加工。由于Q355B鋼所構成部件在加載過程中始終處于彈性狀態(tài)，故僅對LYP100，LYP160與LYP225級鋼進行材料拉伸性能試驗，試驗所得材料應力-應變關系曲線如圖3所示。

圖3 材料應力-應變關系曲線

結合圖3與式（11）分析可知：3種材料在屈服前應力與應變均呈線性關系，其斜率保持不變，彈性模量E為常量，此時MTC裝置處于彈性工作狀態(tài)，其連接剛度保持不變；材料屈服后應力在達到抗拉極限之前應力?應變關系曲線變化趨勢均逐漸減緩，故切線模量Et取值逐漸減小，此時MTC裝置連接剛度取值會逐漸減小。切線模量Et的取值是變化的，分為急劇減小階段、平緩減小階段及平穩(wěn)階段（Et取值相對較小且基本保持不變），分別對應MTC裝置的彈塑性工作狀態(tài)、塑性工作狀態(tài)和極限滑移狀態(tài)。

其次對試驗試件與擬靜力試驗加載裝置進行設計，鑒于Ⅰ區(qū)和Ⅱ區(qū)限位裝置幾何構造相近，本文僅選取I區(qū)限位裝置進行力學性能研究，其設計圖如圖4所示。

圖4 MTC裝置試驗試件設計圖

為實現(xiàn)MTC裝置連接剛度由主體裝置剛度控制的要求，鎖死裝置鎖死銷簡化為單根直徑為120 mm的柱體；主體裝置耗能擋板2個底邊分別與箱體及連接柱體焊接，連接觸板焊接于連接柱體兩端。

MTC裝置試件編號及耗能擋板材料與相關參數(shù)見表1，耗能擋板各幾何參數(shù)位置示意圖如圖5所示。

表1 MTC裝置試件耗能擋板相關參數(shù)

圖5 耗能擋板設計參數(shù)示意圖

MTC裝置試驗加載設備主要包括反力架、50 t作動器、試驗底座，為適應MTC裝置高度，另外加工了底座配件，如圖6所示。底座配件與底座之間采用10.9級高強螺栓連接，并利用焊縫進行加固；試驗底座與地面之間采用4根φ75地錨固定，試驗試件與底座配件上翼緣通過高強螺栓連接，并利用焊縫進行加固；此外，為防止試驗底座與地面之間、試驗試件與底座配件之間產(chǎn)生不必要的滑移，分別設置斜撐將反力架與試驗底座、試驗底座與MTC裝置試件連接，斜撐兩端均焊接。

3.2 試驗結果及分析

基于擬靜力試驗結果，根據(jù)JGJ/T 101?2015《建筑抗震試驗規(guī)程》[15]，針對MTC裝置力學性能，從滯回特性、耗能能力、承載能力及連接剛度4方面進行分析。

3.2.1 滯回特性與耗能能力

滯回曲線可以綜合反映試件在加載及卸載過程中的受力狀況。圖7給出了根據(jù)試驗結果得到的MTC裝置的滯回曲線。

圖7 MTC裝置滯回曲線

由圖7可知：

（1）MTC裝置滯回曲線總體上呈梭形，且較為飽滿，說明MTC裝置具有良好的滯回性能。其中，滯回曲線中存在漂移現(xiàn)象，應是由鎖死銷與銷孔之間存在的間隙所致。

（2）MTC裝置屈服前滯回曲線為直線，卸載后無殘余變形，此時MTC裝置不具備耗能能力；隨著荷載的逐漸增大，MTC裝置所受荷載達到屈服荷載后開始進入彈塑性工作狀態(tài)，此時滯回曲線逐漸變?yōu)樗笮危b置開始耗能，隨著加載的進行，MTC裝置逐漸進入塑性工作狀態(tài)，滯回曲線所圍面積增大，裝置耗能能力增強，上述現(xiàn)象說明MTC裝置在工作前期可提供預設剛度將梁體和活動墩彈性連接，實現(xiàn)固定墩與活動墩共同承載，隨著地震動作用的增大，MTC裝置連接剛度會逐步降低，上部地震荷載將由各活動墩彈性分載為主轉(zhuǎn)變?yōu)楦鞫辗州d及MTC裝置形變耗能共同作用。

等效黏滯阻尼系數(shù)ζeq可直接反映MTC裝置耗能能力的大小，圖8給出了MTC裝置等效黏滯阻尼系數(shù)ζeq的變化曲線。

圖8 等效黏滯阻尼系數(shù)變化曲線

由圖8可見：MTC裝置等效黏滯阻尼系數(shù)ζeq在裝置屈服前均較小，接近于0，裝置屈服后隨著加載位移的增大ζeq逐漸増大，且裝置處于彈塑性工作狀態(tài)時其變化較快，在轉(zhuǎn)變?yōu)樗苄怨ぷ鳡顟B(tài)后趨于平緩，最大等效黏滯阻尼系數(shù)均大于0.2，說明MTC裝置屈服前基本不具備耗能能力，屈服后耗能能力迅速增強。

3.2.2 骨架曲線

骨架曲線是將滯回曲線上每次循環(huán)的峰值點進行連線所得曲線，可直觀反映試件在加載過程中荷載與位移的變化關系，MTC裝置骨架曲線如圖9所示。

圖9 MTC裝置骨架曲線

由圖9可知：MTC裝置所受荷載隨加載位移的增大而增大，裝置達到屈服后繼續(xù)加載，其承載力仍有所提高，且上升趨勢逐漸變緩，其所承受荷載均大于300 kN，說明MTC裝置在轉(zhuǎn)變?yōu)樗苄怨ぷ鳡顟B(tài)過程中仍有良好的承載能力，即MTC裝置在彈性、彈塑性和塑性工作狀態(tài)均可將上部地震荷載傳遞至活動墩，實現(xiàn)活動墩和固定墩協(xié)同承載目的。

3.2.3 連接剛度

地震發(fā)生時利用合適的連接剛度臨時限制梁墩相對變位是MTC裝置應用于連續(xù)梁橋抗震設計的基礎，因此，有必要了解MTC裝置連接剛度的變化情況。根據(jù)擬靜力試驗結果，圖10給出了裝置連接剛度隨加載位移變化的關系曲線。

圖10 MTC裝置連接剛度變化曲線

由圖10可知：加載初期，MTC裝置連接剛度較小，且隨加載位移增大呈上升趨勢，與理論分析有所差異，其原因在于加載方向上試件之間及連接槽處存在間隙、而連接剛度計算時未考慮幾何非線性的影響，盡管存在一定間隙，但MTC裝置在加載初期可提供一定連接剛度，具備較好的連接限位能力，說明MTC裝置具有較強的工程適用性，其連接處加工精度不必太高即可滿足工程應用要求；加載后期，隨著加載位移的增大，加載到一定程度后MTC裝置連接剛度出現(xiàn)下降趨勢，其下降趨勢隨加載位移增大有所減緩，說明MTC裝置在工作中存在彈性狀態(tài)、彈塑性狀態(tài)至塑性狀態(tài)的轉(zhuǎn)變過程，與理論分析基本一致，但限于作動器加載量程，試驗中MTC裝置未出現(xiàn)極限滑移狀態(tài)。

綜上所述，MTC裝置具有良好的滯回特性、耗能能力、承載能力與連接限位能力。

4 行波效應下MTC裝置連續(xù)梁橋減震應用研究

地震動具有隨時間變化和空間變化的特性，對于長聯(lián)大跨度橋梁結構尤為明顯，因此，對長聯(lián)大跨橋梁進行抗震設計時有必要考慮行波效應的影響。本文基于某7跨連續(xù)梁橋，考慮行波效應分析MTC裝置應用于大跨連續(xù)梁橋的減震效果。

該橋為跨徑（55+72×5+55）m的7跨預應力混凝土連續(xù)梁橋，梁體采用單箱雙室等截面箱梁，箱寬9.2 m，頂板懸臂長4.4 m，底板懸臂長5.5 m，梁高4.0 m；橋墩高度為15 m，其縱向抗彎慣性矩為2.3 m4，截面面積為8.3 m2，混凝土密度為2 500 kg·m?3，彈性模量為34.5 GN·m?2。原設計4#墩為固定墩，其他墩均為縱向活動支座。其計算簡圖如圖11所示。

圖11 某7跨連續(xù)梁橋計算簡圖（單位：m）

利用ANSYS軟件建立連續(xù)梁橋有限元模型，梁體、橋墩采用梁單元模擬，MTC裝置采用link1與combin40組合單元模擬。設Ⅰ區(qū)限位裝置單元剛度為140 MN·m?1，Ⅱ區(qū)限位裝置單元剛度為280 MN·m?1，Ⅰ區(qū)限位裝置預留間隙為0.01 m，Ⅱ區(qū)限位裝置預留間為0.05 m，不考慮裝置阻尼及屈服作用，即僅考慮MTC裝置彈性階段的工作狀態(tài)。忽略碰撞產(chǎn)生的能量損失，計算過程中假設各橋墩均保持彈性，橋墩與地面作固接處理。

計算采用2種工況：工況1為未安裝MTC裝置，即4#固定墩與梁體鉸接，其他橋墩上梁體可沿橋縱向自由滑動；工況2為安裝MTC裝置的連續(xù)梁橋模型，即4#墩與主梁鉸接，2#，3#，5#，6#和7#活動墩與梁體間布設MTC裝置。

選取El-Centro波作為激勵波開展非線性時程分析，地震動峰值加速度（PGA）為341.70 cm·s?2，輸入方向為順橋梁行車方向，視波速分別取200，500和1 000 m·s?1，峰值地震加速度取0.1g和0.4g，分別模擬小震和大震作用，地震動調(diào)幅系數(shù)分別為0.2 868和1.1 472。

4.1 小震作用下MTC裝置減震效果

中小地震作用下，MTC裝置僅Ⅰ區(qū)限位裝置激活，限制連續(xù)梁橋活動墩與梁體相對變位，使活動墩與固定墩協(xié)同受載。圖12給出了地震動峰值加速度為0.1g的不同視波速v時MTC裝置Ⅰ區(qū)限位裝置激活前后連續(xù)梁橋各墩墩底剪力和彎矩的地震響應仿真分析結果。

圖12 不同地震動視波速時連續(xù)梁橋各橋墩墩底剪力和彎矩地震響應

由圖12可知：考慮行波效應時MTC裝置激活后連續(xù)梁橋固定墩墩底剪力、彎矩明顯降低，兩者降低幅度基本一致；固定墩墩底剪力、彎矩在3種視波速下均分別為原橋的0.37倍、0.40倍及0.48倍，而各活動墩墩底剪力、彎矩有不同程度的增大，說明行波效應影響下MTC裝置Ⅰ區(qū)限位裝置激活后能夠?qū)⑸喜拷Y構傳遞給固定墩的地震荷載分配給各活動墩，可有效減輕固定墩的抗震負擔，提高連續(xù)梁橋抗震性能；不同視波速地震動作用下各墩墩底剪力、彎矩均出現(xiàn)了分配不均勻的現(xiàn)象，其變化幅度隨視波速的增大逐漸降低，說明各墩地震響應分配受視波速變化影響，視波速越大行波效應影響程度越低，各墩地震響應分配不均勻程度亦越低。

梁端碰撞是連續(xù)梁橋的典型震害之一，為進一步探究小震作用下MTC裝置減震效果，圖13給出了不同視波速下的梁端位移時程曲線。

圖13 不同地震動視波速時連續(xù)梁橋梁端位移時程曲線

根據(jù)圖13可知：不同視波速下MTC裝置激活后連續(xù)梁橋梁端位移均有所減小，說明考慮行波效應影響時小震作用下MTC裝置Ⅰ區(qū)限位裝置激活后能夠有效限制梁端位移的增大，可有效減小相鄰梁墩之間的碰撞幾率，避免落梁現(xiàn)象的發(fā)生；考慮行波效應影響時，不同視波速地震動作用下MTC裝置對梁端位移的限制程度有差異，如地震動視波速為200，500，1 000 m·s?1時，MTC裝置連續(xù)梁橋最大梁端位移分別為原橋結構的0.37倍、0.39倍和0.47倍，即MTC裝置用于連續(xù)梁橋減震時梁端位移的減小幅度與地震動視波速相關，說明MTC裝置用于大跨連續(xù)梁橋抗震時需要考慮行波效應的影響。

4.2 大震作用下MTC裝置減震效果

大震作用下，MTC裝置Ⅱ區(qū)限位裝置被激活，Ⅰ，Ⅱ區(qū)限位裝置共同發(fā)揮作用，提供較大連接剛度使活動墩與固定墩協(xié)同受載。表2給出了大震作用下安裝MTC裝置的連續(xù)梁橋固定墩墩墩底剪力、彎矩及梁端位移的地震響應及相應的減震率λ1，λ2，λ3和三者均值λa。

表2 行波效應下MTC裝置連續(xù)梁橋地震響應及減震率

由表2可見：考慮行波效應影響時，不同視波速地震動作用下MTC裝置Ⅱ區(qū)限位裝置激活后固定墩墩墩底剪力、彎矩及梁端位移均有大幅度下降，三者減震率均在50%以上，且三者幅值相近，說明此時MTC裝置的利用仍能降低固定墩的地震響應及限制梁端位移，仍可有效避免梁端碰撞，有利于連續(xù)梁橋結構整體抗震性能的提高；隨著視波速的增大，連續(xù)梁橋墩底剪力、彎矩及梁端位移的減震率均呈現(xiàn)緩慢降低趨勢，說明大震作用下MTC裝置應用于連續(xù)梁橋時的減震效果受視波速影響，但影響程度較小。

5 結論

（1）不同程度地震作用下MTC裝置會進入彈性、彈塑性、塑性、滑移工作狀態(tài)。

（2）MTC裝置具有良好的滯回特性、耗能能力、承載能力及連接限位能力，加載過程中MTC裝置滯回曲線呈較為飽滿的梭形，最大等效黏滯阻尼系數(shù)大于0.2，可承受300 kN以上的荷載且可提供一定的連接剛度。

（3）不同程度地震作用時3種不同視波速下配備MTC裝置的連續(xù)梁橋固定墩墩底剪力、彎矩及梁端位移降低程度均在50%以上，考慮行波效應影響時MTC裝置能夠顯著提高不同程度地震動作用下的連續(xù)梁橋抗震性能。

（4）MTC裝置應用于連續(xù)梁橋抗震設計時的減震效果受地震動視波速取值影響，雖然影響程度較小，但出于工程安全考慮，長聯(lián)大跨度連續(xù)梁橋采用MTC裝置進行減震時，建議考慮行波效應影響。