鄧開來，潘 鵬，冉田苒，蘇宇坤，薛彥濤

（1．清華大學(xué)土木工程系，北京 100084；2．清華大學(xué)土木工程安全與耐久教育部重點試驗室，北京 100084；3．中國建筑設(shè)計研究院，北京 100013）

耗能型橋梁抗震擋塊試驗研究

鄧開來1，潘 鵬2，冉田苒1，蘇宇坤1，薛彥濤3

（1．清華大學(xué)土木工程系，北京 100084；2．清華大學(xué)土木工程安全與耐久教育部重點試驗室，北京 100084；3．中國建筑設(shè)計研究院，北京 100013）

針對橋梁常在隔震支座處設(shè)置抗震擋塊以防止地震時橋梁發(fā)生橫橋向落梁破壞，提出新型耗能型橋梁抗震擋塊。小震時該抗震擋塊保持彈性，能提供抗力限制橋面板位移；大震時該擋塊屈服耗能，能減小橋梁的地震響應(yīng)。設(shè)計5個抗震擋塊試件病進行擬靜力試驗研究。試驗結(jié)果表明，構(gòu)造合理的耗能型橋梁抗震擋塊可提供充足承載力與良好耗能能力。

橋梁；抗震擋塊；耗能能力；擬靜力試驗

橋梁隔震支座應(yīng)能有效減小橋梁的地震響應(yīng)［1］。若隔震支座剛度較小，橋梁上部結(jié)構(gòu)可能產(chǎn)生較大位移，發(fā)生落梁破壞。汶川地震中百花大橋、廟子坪大橋等在地震中均產(chǎn)生不同程度的落梁破壞，主要原因在于隔震支座剛度不足，無法有效控制橋面板位移［3］。橋梁抗震設(shè)計中為防止橋梁隔震支座落梁破壞，一般需設(shè)置抗震擋塊以限制橋面板與橋墩間變形。已有對橋梁橫向抗震擋塊性能的研究［4］結(jié)果表明，隔震支座可有效減小地震響應(yīng)。在橫向設(shè)置抗震擋塊可有效防止橋梁在地震中的落梁破壞，控制橋面板位移。王克海等［6］通過分析實際橋梁的破壞形式，提出擋塊多道設(shè)防、分級耗能的設(shè)計理念。建議在橋梁橫向設(shè)置多道強弱不同擋塊，使較弱擋塊受地震率先破壞吸收能量。為利用擋塊耗散地震能量、減小地震時殘余位移，Chaudhary等［7］采用形狀記憶合金作為橋梁抗震擋塊，建立數(shù)值模型，計算橋墩及橋面板響應(yīng)。形狀記憶合金能提供充足耗能性能，并能大幅減小震后橋面板的殘余位移；但形狀記憶合金成本較高，目前國內(nèi)實際工程中無法推廣應(yīng)用。Padgett等［8］通過時程分析對比剛性擋塊、形狀記憶合金及鋼擋塊地震時性能。研究表明剛性擋塊剛度太大，不利于保護橋墩；形狀記憶合金擋塊與鋼擋塊可耗散一部分地震能量、減弱橋梁地震響應(yīng)，在保證橋梁不發(fā)生落梁破壞的同時可極大減小橋墩剪力；鋼擋塊性能與形狀記憶合金擋塊接近，但成本大為降低，工程應(yīng)用價值較高。

本文提出新型耗能型橋梁抗震擋塊，使其小震時可提供充足的剛度及承載力，限制橋面板位移；大震時可屈服耗能，控制橋面板位移、保護橋墩。為研究該耗能型擋塊的合理構(gòu)造，設(shè)計5個試件并進行擬靜力試驗研究。

1 耗能型橋梁擋塊結(jié)構(gòu)

耗能型橋梁擋塊安裝示意圖見圖1（a），安裝在橋面板與橋墩之間，主要由剪切耗能件與水平鎖緊件組成。水平鎖緊件固定于橋面板，剪切耗能件下端固定于橋墩，上端置于水平鎖緊件中。水平鎖緊件僅限制剪切耗能件的剪切面內(nèi)方向運動而不影響剪切面外方向運動，故不會增加橋梁的縱向剛度。耗能型橋梁擋塊在豎向可自由變形，不承受豎向荷載，可保證耗能型橋梁擋塊的水平向性能，且不改變橋梁支座的受力模式。耗能型橋梁擋塊小震時限制橋面板與橋墩的相對運動；大震時屈服耗散地震能量，減小橋梁地震響應(yīng)。實際工程中應(yīng)控制橋梁擋塊的剛度及屈服承載力。擋塊剛度及屈服承載力過大會影響橫橋方向隔震效果，會導(dǎo)致橋墩等橋梁下部結(jié)構(gòu)損傷；剛度、承載力過小則不能有效控制橋梁上部結(jié)構(gòu)位移及有效防止橋梁上部結(jié)構(gòu)發(fā)生落梁破壞。

圖1 耗能型橋梁擋塊示意圖Fig．1 Schematic diagram of bridge restrainer

本文所提出耗能型橋梁擋塊的核心構(gòu)件為剪切耗能件，設(shè)計參數(shù)見圖1（b），其中t為上翼緣厚度，b為側(cè)翼緣厚度，w為剪切耗能件總寬度。剪切耗能件與普通鋼板剪切阻尼器的主要區(qū)別在于前者上端為自由端，可能導(dǎo)致剪切耗能件產(chǎn)生彎曲變形，側(cè)翼緣失穩(wěn)；安裝于橋面板的水平緊鎖件與剪切耗能件為線接觸，剪切耗能件局部受力太大，上翼緣需加厚以防止局部失穩(wěn)。因此，對其合理的構(gòu)造需深入研究。

2 試驗方案

本文設(shè)計5個試件，分別考察側(cè)翼緣及上翼緣厚度、剪切耗能件寬度、加勁肋布置對耗能型橋梁擋塊抗震性能影響，試驗參數(shù)見表1。所有試件的剪切耗能件腹板高300 mm，厚6 mm，加勁肋厚6 mm，上翼緣、側(cè)翼緣及加勁肋寬度均為100 mm。S1表示試驗標(biāo)準(zhǔn)試件。S2表示考察剪切耗能件側(cè)翼緣厚度對擋塊性能影響，S3表示改變上翼緣厚度，S4表示改變剪切耗能件寬度。S5表示考察不同加勁肋布置方式對剪切耗能件性能影響。各試件抗彎承載力及抗剪承載力比值計算見表1。由表1看出，S2的彎剪比小于1，為彎曲破壞模式，其余試件彎剪比均大于2，為剪切破壞模式。

抗彎承載力、抗剪承載力計算式為

式中：W為截面抗彎系數(shù)；h為腹板高度；A為腹板面積；σy為鋼材屈服強度。

表1 試件主要參數(shù)表Tab.1 Major parameters of specimens

加載裝置見圖2。地梁通過高強螺栓固定于地面，加載梁與地梁用兩個二力桿件鉸接，整個加載架構(gòu)成一平行四邊形機構(gòu)。作動器與加載梁連接，可近似認為作動器推力與擋塊提供的恢復(fù)力相同。加載位移較小時加載梁豎向位移非常小。本次試驗中加載梁最大水平位48 mm，加載梁豎向位移僅0．77 mm，其影響可忽略不計。水平緊鎖件固定于加載梁，剪切耗能件上方夾在水平緊鎖件之間，下端固定于地梁。

圖2 加載架示意圖Fig．2 Loading setup

圖3 測量方案Fig．3 Measurement plan

測量方案見圖3。共安裝5個位移計D1～D5，其中D1用于測量剪切耗能件上翼緣與底板的相對位移，即試驗加載控制位移。D2、D3用于測量剪切耗能件上翼緣左右兩端豎向位移，可計算剪切耗能件彎曲變形。D4、D5用于測量剪切耗能件腹板剪切變形。試件的彎曲、剪切變形［9］計算式為

式中：Rb為彎曲變形角；Rs為剪切變形角；Di為第i個位移計所測數(shù)據(jù)；l2為D2與D3水平距離；l1為D4與D5水平距離；h為高度。

本次試驗中除S4，所有試件的l2均為340 mm，l1與h為300mm；S4的l2為190mm，l1與h分別為150mm、300 mm。采用規(guī)范推薦的加載制度。剪切耗能件按變形角0．01 rad、0．02 rad加載三圈后位移幅值按0．02 rad遞增，每個加載幅值循環(huán)三圈，直至試件破壞停止加載。試件高度按腹板凈高計，所有試件腹板計算高度為300 mm，加載點高305 mm，加載制度見圖4。

圖4 加載方案Fig．4 Loading plan

3 試驗結(jié)果

3.1 變形與破壞模式

據(jù)位移計所測數(shù)據(jù)繪制S1彎曲、剪切變形角見圖5（a）。由圖5（a）看出，S1以剪切變形為主，彎曲變形不明顯。試驗后期由于左側(cè)翼緣屈曲，彎曲變形平衡位置向正方向偏移。隨左側(cè)翼緣屈曲，正向彎曲變形顯著增大。S1破壞模式見圖5（b）。由圖5（b）看出，S1左翼緣出現(xiàn)輕微屈曲，整體變形模式以剪切變形為主，約占總變形的90%。36 mm幅值加載第2圈時側(cè)翼緣底部開裂，42 mm幅值加載第1圈時腹板開裂。48 mm幅值加載第1圈時承載力下降，試件完全破壞。

S2側(cè)翼緣厚度10 mm，側(cè)翼緣變薄削弱試件的抗彎強度。位移計所測彎曲、剪切變形見圖6（a）。由圖6（a）看出，S2剪切變形比例較S1顯著下降，為總變形的76%。隨加載幅值增大翼緣屈曲彎曲變形更明顯。位移加載至12 mm時側(cè)翼緣出現(xiàn)屈曲。加載位置增大至18 mm時側(cè)翼緣嚴(yán)重屈曲，試件高度顯著降低，完全喪失承載力，最終導(dǎo)致破壞，見圖6（b）。為保證耗能擋塊穩(wěn)定的耗能能力，設(shè)計中應(yīng)使擋塊的抗彎能力大于抗剪能力，且留有一定安全儲備。

圖5 S1變形破壞模式Fig．5 Deformation and failuremode of S1

圖6 S2變形與破壞模式Fig．6 Deformation and failuremode of S2

S3試件上翼緣厚度10 mm。水平緊鎖件施加于剪切耗能件大的集中力，導(dǎo)致上翼緣出現(xiàn)嚴(yán)重屈曲，見圖7。由圖7看出，24 mm幅值加載第三圈時剪切耗能件上翼緣無法承受巨大集中力，承載力顯著下降。S3上翼緣嚴(yán)重屈曲。

圖7 S3破壞模式Fig．7 Failuremode of S3

S4剪切耗能件寬度190 mm，試驗比較高寬比不同的剪切耗能件變形模式。S4剪切、彎曲變形比較見圖8（a）。由圖8（a）看出，S4仍以剪切變形為主，占總變形的88%，彎曲、剪切變形比例與S1接近。左側(cè)翼緣加載后期出現(xiàn)屈曲，彎曲變形比例有所增加。S4最終破壞模式與S1類似，見圖8（b）。由圖8（b）看出，側(cè)翼緣底部先開裂，緊接腹板開裂，承載力下降，42 mm加載第2圈時破壞，變形能力與S1基本相同。

圖8 S4變形與破壞模式Fig．8 Deformation and failuremode of S4

S5為加密橫向加勁肋，有助于提高側(cè)翼緣及腹板的穩(wěn)定性，其剪切、彎曲變形比較見圖9（a）。由圖9（a）看出，兩道橫向加勁肋已使側(cè)翼緣穩(wěn)定性得到改善，剪切變形占比較S1大，為總變形的93%。S5破壞模式與S1類似，側(cè)翼緣底部與腹板出現(xiàn)低周疲勞破壞。48 mm位移幅值加載第3圈時遭破壞，變形能力略強于S1，破壞模式見圖9（b）。

圖9 S5變形與破壞模式Fig．9 Deformation and failuremode of S5

由5個試件的變形與破壞模式可知，剪切耗能件因上端自由，在水平力作用下側(cè)翼緣承受軸力較大，易失穩(wěn)。上翼緣承受水平緊鎖件巨大集中力可能會使局部失穩(wěn)。加厚側(cè)翼緣、上翼緣可避免剪切耗能件遭失穩(wěn)破壞提高變形能力。加勁肋對提高腹板穩(wěn)定性作用明顯，橫向加勁肋有助于提高側(cè)翼緣的穩(wěn)定性。

3.2 力及位移曲線

試件的滯回曲線見圖10。圖中橫坐標(biāo)為1號位移計所測位移，非作動器位移。由于擋塊與剪切耗能件間有一定縫隙，加載方向改變時作動器會出現(xiàn)一段空程。1號位移計兩側(cè)剪切耗能件上翼緣與底座的相對變形，不會出現(xiàn)空程。

S1滯回曲線見圖10（a），可見該滯回曲線飽滿、耗能穩(wěn)定；屈服承載力約270 kN，極限承載力為568 kN；48 mm加載第1圈時腹板完全撕裂，喪失承載力；滯回曲線在±100 kN附近出現(xiàn)明顯的平臺段，主要因此時腹板中拉力帶方向出現(xiàn)變化，在反向拉力帶形成之前恢復(fù)力保持不變，導(dǎo)致其滯回曲線出現(xiàn)平臺段［10］。S2滯回曲線見圖10（b），可見小位移加載時滯回曲線飽滿；因其側(cè)翼緣嚴(yán)重屈曲變形能力較弱，30 mm加載第1圈時承載力嚴(yán)重下降；屈服承載力約250 kN，極限承載力較S1低，為462 kN。S3在小位移時滯回曲線見圖10（c），可見該曲線飽滿，其上翼緣局部屈曲，變形能力減弱，最大位移僅加載至24 mm；其屈服承載力約272 kN，極限承載力515 kN。S4滯回曲線飽滿（圖1（d）），且變形能力良好，位移最大加載至42 mm；屈服承載力約為176 kN，極限承載力約為332 kN。S5滯回曲線飽滿（圖10（e）），加載至48 mm第3圈時試件出現(xiàn)低周疲勞破壞，變形能力略優(yōu)于S1；S5雙橫向加勁肋構(gòu)造使腹板屈曲程度較S1輕；屈服承載力約287 kN，極限承載力為629 kN，明顯高于S1。因此，雙橫向加勁肋可有效防止板屈曲、提高剪切耗能件的承載力及耗能能力。

各試件初始剛度、等效剛度、屈服承載力及極限承載力統(tǒng)計見表2。所有試件在6 mm加載時屈曲不明顯，故選6 mm位移卸載段曲線計算試件剛度。由表2看出，除S4外其余試件剛度相差不大。

表2 試驗結(jié)果Tab.2 Results of the tests

圖10 各試件滯回曲線Fig．10 Hysteresis curve

由實驗結(jié)果知，試件的變形模式主要為剪切變形（S2剪切變形比例在初期達76%），初始剛度主要由腹板寬度決定，翼緣寬度對剛度影響較輕，加勁肋對試件剛度幾乎無影響。屈服承載力規(guī)律與剛度類似，S4屈服承載力遠小于其它試件，S2的屈服承載力略低于其它試件。其余試件屈服承載力均較接近270 kN。

5個試件的極限承載力差距較大。主要原因在于，試件屈服后均出現(xiàn)不同程度屈曲。屈曲模式與發(fā)展程度嚴(yán)重影響試件的極限承載力。S2與S3試驗結(jié)果表明，較厚側(cè)翼緣、上翼緣均可有效避免試件失穩(wěn)破壞。而S5加強橫向加勁肋，使側(cè)翼緣穩(wěn)定性得到提高、極限承載力有所增加。工程中建議采用較傳統(tǒng)剪切阻尼器時應(yīng)嚴(yán)格設(shè)計橫向加勁肋，以加強側(cè)翼緣穩(wěn)定性。橫向加勁肋間距與腹板厚度比值不應(yīng)超16．7（S5橫向加勁肋間距與腹板厚度之比）?？v向加勁肋間距不應(yīng)超傳統(tǒng)剪切阻尼器設(shè)計要求。

4 結(jié) 論

本文提出新型耗能型橋梁擋塊，并設(shè)計5個不同試件進行試驗研究，結(jié)論如下：

（1）耗能型橋梁擋塊承載力、耗能力充足，適合作限位裝置控制橋面板地震時產(chǎn)生的位移。

（2）該擋塊剪切耗能件側(cè)翼緣及上翼緣需有足夠厚度，方能保證其承受較大軸力時不發(fā)生失穩(wěn)破壞以及能承受巨大集中力，避免上翼緣發(fā)生局部失穩(wěn)破壞。

（3）較剪切屈服阻尼器相比，該擋塊剪切耗能件加勁肋布置要求更嚴(yán)格，橫向加勁肋有助于提高側(cè)翼緣的穩(wěn)定性。

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Experimental study on energy dissipation stopper for bridge DENG Kai-lai1，PAN Peng2，RAN Tian-ran1，SU Yu-kun1，XUE Yan-tao3

（1．Department of Civil Engineering，Tsinghua University，Beijing 100084，China；
2．Key Laboratory of Civil Engineering Safety and Durability of China Education Ministry，Tsinghua University，Beijing 100084，China；3．Institute of Building Structures，China Academy of Building Research，Beijing 100013，China）

Stoppers are often installed with the isolation bearings in bridges to prevent the uppergirder droping from the pier during earthquakes．A novel type of energy-dissipation stopper was proposed．The stopper remains elastic and provides reaction force to restrain the displacement of upper girder during small earthquakes．On the other hand when large earthquakes occur it can yield and dissipate energy，and reduce the seismic responses of the bridge．To verify the performance of the stopper，5 specimens were designed and the experiment study was carried out．The results show that a reasonably designed stopper has reliable strength and can provide adequate energy dissipation capacity．

bridge；stopper；energy dissipation capacity；quasistatic test

TU391

：A

10．13465／j．cnki．jvs．2014．22．002

國家自然科學(xué)基金面上項目（51178250，51261120377）；清華大學(xué)自主科研項目（2010Z01001）

2013－10－21 修改稿收到日期：2013－11－21

鄧開來男，博士生，1989年生

潘鵬男，博士，副教授，1976年生郵箱：panpeng＠tsinghua．edu．cn