粘滞阻尼器对连续梁桥地震响应分析的影响

粘滞阻尼器对连续梁桥地震响应分析的影响

大而同步梁具有结构体系清晰、施工技术成熟、成本最低等优点，在所有类型的桥梁中都很常见。近年来,随着抗震设计越来越引起人们的重视,大跨度连续梁的抗震性能与减隔振设计也越来越受到人们的关注。大跨度连续梁因其跨度大,梁体高,自重大,在地震作用时会产生较大的地震水平力,而一般的连续梁支承体系,在顺桥向只在一个桥墩上设置纵向约束,导致纵向地震力大都由该桥墩独自承受,对结构极为不利。因此,大跨度连续梁桥抗震设计的重点是如何将地震水平力尽可能地均匀分配到各个桥墩上。为此,粘滞阻尼器(FVD)及减震专用支座(SSAB)作为分配水平力的有效手段,被越来越多的应用到工程实例中。1预应力混凝土小箱梁桥梁总体布置田东平洪右江大桥是巫溪(重庆)至友谊关(广西)公路平洪至福兰(田东段)上的1座特大桥,在田东县平洪跨越右江,其主桥为(88+152+88)m现浇连续箱梁,两岸各接1×30m预应力混凝土小箱梁,桥梁全长396.40m。桥梁全宽28m,按双幅桥布置,单幅桥宽13.65m。箱梁墩顶处梁高9.5m,跨中处梁高4m。桥梁主墩(2号和3号桥墩)采用翼板墙实体墩,下配承台及群桩基础;过渡墩采用双圆柱式墩;桥台采用肋板式台。桥型总体布置见图1。桥位所在区域地震动峰值加速度为0.150g,特征谱反应周期为0.35s。桥位场地地质构造活动稳定,现状自然边坡稳定,上部地层主要为中硬土层,下伏基岩为稳定的第三系泥岩(粉砂岩),无软弱及可液化土层,总体上场地属抗震有利地段。现场波速测试,工程场地类别为Ⅱ类。2没有设阻尼器时,各桥墩之间的地震响应分析利用大型通用软件Midas建立有限元模型,将全桥离散为461个梁单元,建模时不考虑引桥及过渡墩的影响。利用m法模拟桩土联合作用,利用主从关系模拟主墩支座约束,其中,2号主墩设纵向约束,3号主墩及边墩纵向自由。为能模拟粘滞阻尼器等非线性弹塑性元件的作用,需进行顺桥向E2地震作用下的时程分析。进行时程分析时,地震波采用收录地震波(1940,ElCentroSite,270Deg),其峰值对比反应谱峰值加速度进行了调整,调整系数为0.709。不设阻尼器时进行时程分析,主要控制截面的计算结果如下:2号墩底最大弯矩529.90MN·m,墩底最大剪力43.67MN;3号墩底最大弯矩145.00MN·m,墩底最大剪力20.61MN。从以上结果可知,不设阻尼器时,纵向约束桥墩受力远大于纵向自由桥墩,纵向自由桥墩仅承受地震动时桥墩自身所产生的地震力。有限元计算模型见图2。3阻尼器的参数设计液体粘滞阻尼器通过活塞与容器间的相对运动提供阻尼力,达到减震耗能的目的。粘滞阻尼器没有起始刚度,对于温度变化、收缩徐变等因素引起的梁体慢速变形不产生附加内力,而对于地震动产生的结构快速变形,却能迅速耗能,并且能减小结构的加速度和位移。粘滞阻尼器的力学模型有5种:Maxwell模型、Kelvin模型、Wiechert模型、基于小数导数形式的模型以及有限元模型。通常采用的是Maxwell模型,如图3所示。在该模型中包括阻尼特性和连接刚度2个部分,两者之间相互串联,与实际阻尼器特性相符。Maxwell模型的恢复力表达式如下:其中:Cd为阻尼系数;v0为参考速度;α为阻尼指数,决定阻尼器的非线性特性的常数(阻尼力作用方向与位移速度的方向相反,并与速度绝对值的α次方成正比)。当阻尼器与桥梁结构的连接节点为刚性时,液体粘滞阻尼器的输出力计算公式为式中:F为阻尼力;C为阻尼常数;V为相对速度;α为阻尼指数。阻尼力和最大位移是确定阻尼器型号的主要指标,而阻尼常数和阻尼指数是阻尼器控制作用大小的2个关键参数。选用阻尼器时,可先根据计算确定阻尼力及位移,然后选取合适的阻尼参数。阻尼指数α常用为0.30~1.00,一般可取0.35。阻尼常数C与阻尼器型号及构件尺寸有关,根据厂家的经验数据,阻尼常数C的取值一般可取为设计阻尼力F的0.7~0.8倍,本文取0.8F。对于本桥,采用了以下几种阻尼器布置方式。方式一,2号和3号主墩均设置阻尼器,边墩不设;方式二,2号主墩设置阻尼器,其他墩不设;方式三,3号主墩设置阻尼器,其他墩不设;方式四,主墩、边墩均设置阻尼器。对于布置方式一,选用了阻尼力分别由2~20MN(此阻尼力是指同一桥墩上各阻尼器阻尼力的总和)的不同型号阻尼器进行计算,其主要控制截面的计算结果见图4。从图4可知:设置阻尼器后,桥墩的受力状况有明显的改善,随着阻尼力的增大,2号和3号桥墩的受力逐渐趋于接近,即固定墩将更多的内力分配给了活动墩;但随着阻尼力的增大,3号墩的受力逐渐增大,而2号墩的受力则是先减小,后增大。对于本例,当阻尼力F=16MN左右时,2号墩受力达到最小,之后慢慢增大。究其原因,应是阻尼力的增大超过了内力的分配效应。由此可见,阻尼器的型号并非越大越好,而应根据体系的受力特性来选取;同时,为避免阻尼器安装部位混凝土产生过大的局部应力,单个阻尼器的阻尼力一般不宜超过2MN。综合考虑,本桥单个主墩设置4个2MN阻尼器,总阻尼力F=8MN。对于布置方式二,其计算结果与不设阻尼器时基本一致。对于布置方式三,其计算结果与2号和3号主墩均设置阻尼器时基本一致。由此可知:采用常规固定支座约束时,由于支座与墩、梁均为固接,使得墩、梁之间无相对运动,在此处设置阻尼器不起作用。对于布置方式四,主墩选用F=8MN的阻尼器,边墩选用了阻尼力分别由1~10MN的不同型号阻尼器进行计算,其主要控制截面的计算结果见图5。由图5可知:在边墩设置阻尼器后,2号和3号主墩的受力进一步有所改善。其中,2号墩受力的变化趋势与主墩设阻尼时类似,即随着边墩阻尼力的增加,2号墩的受力先逐渐减小,但减小的速度快速衰减,当阻尼力达到一定值时,2号墩受力达到最小值,此后转而慢慢增大。3号墩的受力随着边墩阻尼力的增加但总体变化幅度不大。从计算结果可知:边墩阻尼对主墩受力有一定改善,但随着阻尼力的增大,阻尼器的效应越发不明显,因此,每个边墩上选用了2个阻尼力500kN的阻尼器,总阻尼力F=1MN。综上所述,在采用常规盆式支座的情况下,本桥较优的阻尼器布置方式为:在3号主墩设置总阻尼力为8MN的阻尼器,在边墩各设置总阻尼力为1MN的阻尼器。类似结构阻尼器布置方式的确定及型号选取也可参照以上过程进行。4活动盆式解释使用常规盆式支座时,设置阻尼器可使纵向约束桥墩的受力大为改善,使得纵向自由桥墩分担了更多的受力,使二者的受力更为接近。但从计算结果来看,纵向约束桥墩与纵向自由桥墩之间的受力仍有一定的差异。从前面分析可知:一味地增大阻尼器型号并不有利,因此,当地震力较大时,仍有可能导致支座水平力超标或桥墩破坏。为此,人们对常规盆式支座进行了改良,推出了减震专用支座。该支座在正常使用荷载作用下性能与常规盆式支座相同,当地震水平力超过某一限值时,支座在保持竖向承载能力的同时可实现二次位移能力。对于固定支座而言,可解除水平约束,转化为自由支座,从而释放水平力,使得约束墩与自由墩之间的受力更为接近。同时,为了避免结构成为漂浮体系,控制结构位移,此类支座一般与阻尼器配合使用。此类支座的力学特性在一定程度上与活动盆式支座相类似:在支座水平力未达到限值Fy之前(对于减震专用支座,此限值为厂家制作时根据设计要求而特定的支座水平力承载极限值;对于活动盆式支座,此限值为滑动摩阻力),支座与梁之间无相对位移,支座水平反力随着荷载的增大而增大,支座水平向刚度可近似取为k=Fy/0.002;在支座水平力达到限值Fy后,支座与梁之间产生相对滑动,支座水平反力固定为滑动摩阻力,支座水平刚度近似为0。二者的区别在于:对于活动盆式支座,滑动前后支座水平力是连续的;而对于减震专用支座,滑动前后支座水平力有一个突变,因为一般而言,支座水平力承载极限值要远大于摩阻力。采用滞后系统来模拟减震支座及活动支座,其恢复力模型如图6所示。图6中:k为弹性刚度;Fy为屈服强度;r为屈服后强度与屈服前强度之比,r=0。取边墩阻尼F=1MN,主墩阻尼F=8MN,而对于减震专用支座的屈服强度Fy,由于支座水平力在滑动前后有突变,采用滞后系统尚无法精确模拟,故取2种极端情况分别进行计算:(1)取Fy为设定的减震专用支座水平力限值(此限值可根据受力要求而确定并由厂家根据此要求定制支座,当支座水平力达到此限值时支座转入滑动),可准确模拟支座在滑动前的工作状况,而在滑动后,由于支座水平力要大于实际值,故设置减震专用支座的桥墩受力要大于实际值,故计算结果是偏于安全的。(2)取Fy为支座滑动摩阻力,此时在较小的地震力作用下支座即转为滑动,从而使得设置减震专用支座的桥墩与设活动支座的桥墩受力趋于一致,故计算结果是偏于不安全的。而真实的情况是介于二者之间的,设计时可按前者进行控制。按以上2种情况分别计算,对于情况(1),根据厂家提供的资料,支座水平力达到竖向承载力(45MN)的15%时,支座可实现二次位移,取Fy=45×15%×2=13.5(MN);对于情况2,Fy=72.615(恒载反力)×0.03(摩阻系数)=2.178(MN)。计算结果见表1。从计算结果可知:当减震专用支座转入滑动状态后,纵向约束桥墩的受力较之设置普通支座时有明显减小,相应地,纵向自由桥墩的受力有一定的增大,二者之间的差异显著减小;当屈服强度采用设定的减震专用支座水平力限值时,二者之间仍有一定的差异,但较之采用普通支座时差距大大减小;当屈服强度采用滑动摩阻力时,二者之间的受力基本一致。由此可见:当地震力较大时,单独采用阻尼器并不能完全达到理想的效果,采用减震专用支座与其配合使用可进一步改善桥墩受力,设计时可取屈服强度为设定的减震专用支座水平力限值进行控制。需要注意的是:若地震力较小,支座水平力未达到设定的减震专用支座水平力限值,则设置减