遠(yuǎn)場地震下斜拉橋減震裝置參數(shù)優(yōu)化研究

李思潤，田英俠

(西安工業(yè)大學(xué) 建筑工程學(xué)院，西安 710021)

近年來隨著大震級地震頻繁出現(xiàn)，距離震中較遠(yuǎn)且自振周期較長的大跨徑橋梁遭到了很大破壞[1]。通過研究發(fā)現(xiàn)，造成這種現(xiàn)象的原因是斷層破裂釋放的地震在向遠(yuǎn)方傳遞時包含豐富的長周期成分，且由于共振效應(yīng)的存在使大跨徑橋梁產(chǎn)生超過設(shè)計地震的響應(yīng)，故有必要針對遠(yuǎn)場地震下大跨徑橋梁采取措施，防止梁體位移過大等病害出現(xiàn)。

為使斜拉橋等大跨徑橋梁在遠(yuǎn)場地震中免遭破壞而使用加大截面等方式，這些方式明顯缺乏經(jīng)濟性，故需要對結(jié)構(gòu)進行控制[2-3]。結(jié)構(gòu)控制中成熟且經(jīng)濟的是被動控制，其主要是通過隔震支座及阻尼器等裝置實現(xiàn)的。

文獻(xiàn)[4]對一種新型隔震支座進行研究，發(fā)現(xiàn)此裝置能同時實現(xiàn)剛性支撐、水平柔度及耗能等功能，可有效降低橋梁地震響應(yīng)，然而成本較高。文獻(xiàn)[5]通過對鉛芯橡膠支座的性能進行研究，發(fā)現(xiàn)其在輸入地震水平較大時滯回曲線穩(wěn)定并顯著表現(xiàn)出雙線性恢復(fù)力的特性，因此該支座計算模型采用雙線性模型更為合理。文獻(xiàn)[6-8]對黏滯阻尼器的應(yīng)用進行研究，由于其參數(shù)由頻率決定故其計算模型采用Maxwell模型模擬更為合理，且采用該裝置可顯著降低普通地震作用時大跨徑橋梁的位移及內(nèi)力響應(yīng)。

文獻(xiàn)[9]對比分析了彈性拉索、軟鋼阻尼器及黏滯阻尼器對大跨橋梁地震響應(yīng)的控制效果，發(fā)現(xiàn)彈性拉索與軟鋼阻尼器對塔梁相對位移控制效果較好，黏滯阻尼器不會增大塔底內(nèi)力。文獻(xiàn)[10]研究了安裝不同減震裝置的斜拉橋在普通地震作用時的減震效果，發(fā)現(xiàn)減震裝置參數(shù)會對橋梁結(jié)構(gòu)的地震響應(yīng)產(chǎn)生較大影響。

關(guān)于大跨徑橋梁在地震時使用被動控制裝置的研究已取得了較多成果，較少涉及到如遠(yuǎn)場地震等特殊地震作用下大跨徑橋梁的響應(yīng)及采用減隔震裝置時參數(shù)對響應(yīng)結(jié)果影響的研究，因此本文以一座雙塔斜拉橋為對象，采用鉛芯橡膠支座及黏滯阻尼器對其進行遠(yuǎn)場地震作用下的參數(shù)優(yōu)化，探究減震裝置參數(shù)變化對斜拉橋遠(yuǎn)場地震響應(yīng)結(jié)果的影響，并對比兩種裝置的減震效率。

1 工程背景

本文以某主跨為232 m的雙塔斜拉橋為研究對象，橋址區(qū)設(shè)防烈度為Ⅵ度，Ⅱ類場地。該橋全橋采用混凝土材料，按半漂浮體系設(shè)置。利用Midas/civil軟件建立該橋的有限元模型如圖1所示，其中主梁與主塔分別采用梁單元，斜拉索采用桁架單元。

圖1 雙塔斜拉橋有限元模型

通過對該橋進行動力特性分析可以得到，該橋一階自振頻率為0.284 Hz，自振周期較大。同時通過振型分析可以判斷本橋一階模態(tài)表現(xiàn)為主梁縱漂。

2 地震動選取

本文選取了3條典型的遠(yuǎn)場地震對斜拉橋進行激勵，同時選取一條普通地震作為對比分析，地震動基本信息見表1。

表1 地震動基本信息

兩類地震動的加速度時程曲線與傅里葉譜如圖2～3所示。通過對圖2～3進行分析可以得到，遠(yuǎn)場地震記錄持時均較長，平均達(dá)到了普通地震的3倍左右，同時可以觀察到遠(yuǎn)場地震的傅里葉譜峰值主要集中于0.5 Hz左右的范圍，而普通地震集中于大于1 Hz的范圍。

圖2 加速度時程曲線Fig.2 Acceleration-time curve

圖3 傅里葉譜Fig.3 Fourier spectrum

3 遠(yuǎn)場地震斜拉橋響應(yīng)分析

由于該斜拉橋為半漂浮體系，故僅對本橋進行縱向地震響應(yīng)分析。分別采用以上所選的3條遠(yuǎn)場及1條普通地震對斜拉橋進行地震響應(yīng)時程分析，關(guān)鍵部位響應(yīng)見表2。

由表2可以觀察到，在遠(yuǎn)場地震動的作用下斜拉橋的梁端及塔頂位移值明顯較普通地震作用時增大，其平均值可達(dá)普通地震作用時的8倍之多，此時極易造成斜拉橋主梁與引橋梁體碰撞進而導(dǎo)致落梁，因此需要對這一現(xiàn)象充分重視。同樣由表2可以發(fā)現(xiàn)，在遠(yuǎn)場地震作用時斜拉橋塔底的內(nèi)力也較普通地震時有所增大，剪力及彎矩平均達(dá)到普通地震作用結(jié)果的2倍左右，由于斜拉橋橋塔對于橋梁整體結(jié)構(gòu)起至關(guān)重要的作用，因此對于塔底內(nèi)力增大的現(xiàn)象也不容忽視。

通過對比表2斜拉橋響應(yīng)結(jié)果可以發(fā)現(xiàn)，該橋的位移響應(yīng)對于遠(yuǎn)場地震的作用更為敏感。故需要對遠(yuǎn)場地震作用下的斜拉橋進行減隔震以降低遠(yuǎn)場地震作用下橋梁的響應(yīng)值。

表2 斜拉橋關(guān)鍵部位地震響應(yīng)

4 斜拉橋遠(yuǎn)場地震響應(yīng)減震優(yōu)化

本文分別采用鉛芯橡膠支座及黏滯阻尼器對遠(yuǎn)場地震作用下的斜拉橋進行減隔震，優(yōu)化減震裝置參數(shù)使遠(yuǎn)場地震下斜拉橋響應(yīng)降低。

4.1 鉛芯橡膠支座參數(shù)優(yōu)化

鉛芯橡膠支座是在板式橡膠支座中加入了鉛芯而制成的，具有受力作用后恢復(fù)初始力學(xué)性能的特性。根據(jù)文獻(xiàn)[11]的研究發(fā)現(xiàn)，鉛芯直徑?jīng)Q定了鉛芯橡膠支座的整體性能。基于此，本文選擇鉛芯直徑作為研究對象，通過設(shè)定9種不同鉛芯直徑的支座對斜拉橋進行隔震分析。支座參數(shù)見表3。此處進行分析時選擇ILA004波作為遠(yuǎn)場地震的代表進行激勵，取表3所示的鉛芯橡膠支座參數(shù)優(yōu)化斜拉橋的位移及內(nèi)力響應(yīng)。

圖4～5給出了梁端及塔頂位移隨鉛芯橡膠支座鉛芯直徑變化的曲線。從圖4～5中可以看到，梁端及塔頂位移隨鉛芯直徑變化趨勢相近，均隨鉛芯直徑的增大而不斷減小，且鉛芯直徑較小時位移降低幅度相對較小，而在鉛芯直徑增大至223 mm時位移降低幅度增大，并在鉛芯直徑達(dá)到267 mm時趨于穩(wěn)定，此時位移平均減震率達(dá)到63%左右。

表3 鉛芯橡膠支座參數(shù)

圖4 鉛芯直徑對梁端位移的影響曲線Fig.4 Influence curve of lead core diameter on beam end displacement

圖5 鉛芯直徑對塔頂位移的影響曲線Fig.5 Influence curve of lead core diameter on tower top displacement

圖6～7給出了塔底剪力與彎矩隨鉛芯橡膠支座鉛芯直徑變化的曲線。從圖6中可以發(fā)現(xiàn)塔底剪力先隨鉛芯直徑增大而均勻減小，鉛芯直徑大于245 mm時塔底剪力值出現(xiàn)較大幅度的下降，并在鉛芯直徑為261 mm時達(dá)到最小值10 282.8 kN，隨后鉛芯直徑增大，剪力值呈現(xiàn)迅速增加趨勢，總體而言塔底剪力的變化幅度并不大。從圖7可以觀察到塔底彎矩隨鉛芯直徑變化趨勢與位移響應(yīng)相近，最終穩(wěn)定在420 000 kN·m左右。

通過對以上9種工況分析，確定了鉛芯直徑為275 mm，采用此參數(shù)鉛芯橡膠支座的斜拉橋在以上3條遠(yuǎn)場地震作用時關(guān)鍵部位的響應(yīng)結(jié)果見表4。

通過對表4分析可以看到，安裝選定參數(shù)的鉛芯橡膠支座可以使遠(yuǎn)場地震作用下斜拉橋的位移響應(yīng)明顯降低，平均可達(dá)62%。在塔底內(nèi)力方面減震效率相對較低。通過對比可以注意到鉛芯橡膠支座在ILA056波作用時塔底剪力減震率較低，這一現(xiàn)象說明當(dāng)?shù)卣鸩ň哂休^為特殊的頻譜特性時，鉛芯橡膠支座對塔底剪力減震效果較差。

圖6 鉛芯直徑對塔底剪力的影響曲線Fig.6 Influence curve of lead core diameter on tower bottom shear force

圖7 鉛芯直徑對塔底彎矩的影響曲線Fig.7 Influence curve of lead core diameter on tower bottom bending moment

表4 安裝選定參數(shù)鉛芯橡膠支座斜拉橋響應(yīng)結(jié)果

4.2 黏滯阻尼器參數(shù)優(yōu)化

黏滯阻尼器是速度相關(guān)型的減震裝置，其通過內(nèi)部液體與外壁摩擦消耗能量。影響?zhàn)枘崞餍阅艿闹饕獏?shù)為阻尼系數(shù)C和速度指數(shù)α，故本文選擇阻尼系數(shù)與速度指數(shù)為研究對象，進行黏滯阻尼器參數(shù)設(shè)置，對斜拉橋進行減震分析。阻尼器的參數(shù)組合見表5。

表5 黏滯阻尼器參數(shù)

此處進行分析時同樣選擇ILA004波作為遠(yuǎn)場地震的代表進行激勵，取表5所示阻尼器參數(shù)優(yōu)化斜拉橋的位移及內(nèi)力響應(yīng)。

圖8～9給出了不同速度指數(shù)時梁端及塔頂位移隨阻尼系數(shù)變化的曲線。從圖8～9可看出，速度指數(shù)一定時位移響應(yīng)先隨阻尼系數(shù)增大而降低，不同速度指數(shù)下位移值降至最低點時均會出現(xiàn)反向增加，增加規(guī)律呈現(xiàn)為速度指數(shù)越小，位移響應(yīng)增加幅度越大。塔頂位移受影響曲線同梁端位移規(guī)律基本一致。通過對比可以觀察到在不同參數(shù)組合下梁端位移最低可降至68.5 mm，塔頂位移值最低可降至102.1 mm。

圖8 阻尼器參數(shù)對梁端位移的影響曲線Fig.8 Influence curve of damper parameters on beam end displacement

圖9 阻尼器參數(shù)對塔頂位移的影響曲線Fig.9 Influence curve of damper parameters on tower top displacement

圖10～11給出了不同速度指數(shù)時塔底剪力與彎矩隨阻尼系數(shù)變化曲線。從圖10～11可看出，當(dāng)阻尼系數(shù)小于0.4×104kN·s·m-1時，在速度指數(shù)一定時塔底的剪力與彎矩均會隨阻尼系數(shù)增大而減小，塔底剪力減小幅度較小。在阻尼系數(shù)大于0.4×104kN·s·m-1后，任何速度指數(shù)下的塔底剪力都會表現(xiàn)出不同程度的增加，而塔底彎矩在速度指數(shù)為0.9時一直減小并趨于穩(wěn)定。

圖10 阻尼器參數(shù)對塔底剪力的影響曲線Fig.10 Influence curve of damper parameters on tower bottom shear force

圖11 阻尼器參數(shù)對塔底彎矩的影響曲線Fig.11 Influence curve of damper parameters on tower bottom bending moment

通過對以上工況進行分析，選取速度指數(shù)為0.4，阻尼系數(shù)為4 000 kN·s·m-1。采用此黏滯阻尼器參數(shù)的斜拉橋在以上3條遠(yuǎn)場地震作用時關(guān)鍵部位的響應(yīng)結(jié)果見表6。

表6 安裝選定參數(shù)黏滯阻尼器斜拉橋響應(yīng)結(jié)果

通過對表6進行分析可以看到，安裝選定參數(shù)的黏滯阻尼器可以使遠(yuǎn)場地震作用下斜拉橋的位移響應(yīng)顯著降低，塔底剪力與彎矩明顯降低。

5 結(jié) 論

通過對遠(yuǎn)場地震作用時布置于斜拉橋的鉛芯橡膠支座及黏滯阻尼器進行參數(shù)優(yōu)化可得出以下結(jié)論：

1) 鉛芯橡膠支座鉛芯直徑設(shè)置為275 mm時，斜拉橋可以達(dá)到均衡的最優(yōu)狀態(tài)，在一些特殊頻譜特性的地震作用下鉛芯橡膠支座對內(nèi)力響應(yīng)的減震效果較差。

2) 黏滯阻尼器的速度指數(shù)設(shè)定為0.4，阻尼系數(shù)設(shè)定為4 000 kN·s·m-1時，采用黏滯阻尼器進行減震的拱塔斜拉橋可以在位移與內(nèi)力響應(yīng)方面均取得最優(yōu)的減震效果。

3) 安裝黏滯阻尼器或鉛芯橡膠支座均可降低遠(yuǎn)場地震作用下斜拉橋梁端、塔頂?shù)目v向位移及塔底的彎矩、剪力，且采用黏滯阻尼器降低位移及內(nèi)力響應(yīng)的效果優(yōu)于采用鉛芯橡膠支座時的效果。