论文部分内容阅读
摘要：以盈港路油墩港大桥为实际工程背景，研究不同减隔震体系对矮墩变截面预应力混凝土连续箱梁地震响应的影响. 利用动力非线性时程分析方法，对采用拉索减震支座和金属阻尼器的减隔震体系分别进行分析比较. 研究结果表明：拉索减震支座和金属阻尼器均可以提高结构的抗震性能，在多遇地震下，采用拉索减震体系的结构中产生的内力效应低于金属阻尼器减隔震体系，在罕遇地震下，由于拉索的限位作用，采用拉索减震体系的结构中产生的内力效应会高于金属阻尼器减隔震体系.
关键词：桥梁工程；预应力混凝土连续梁桥；减隔震体系；减震拉索支座；金属阻尼器；非线性动力时程分析；
中图分类号：TU997文献标识码： A
Analysis on Seismic Isolation System for Prestressed Concrete Continuous Girder Bridge with Short Pier
ZHANG Chen-nan
（Tongji Architectural Design (Group) Co., Ltd. Shanghai 200092）
Abstract：The present study examines the seismic behavior of aprestressed concrete continuous bridge with various isolation and dissipation deveice through non-linear dynamic time-history analysis. Cable-sliding friction aseismic bearings and steel hysteretic dampers are compared in the analysis. The analysis result indicates that both of the two devices can improve the seismic performance of the bridge. The internal force effect of cable-sliding friction aseismic bearing system is lower than that of the steel hysteretic damper system under frequent earthquake, while it will be higher than that of steel hysteretic damper system under rare earthquake due to the restraint of the cable.
keyword：bridge engineering; prestressed concrete continuous girder bridge; seismic isolation system; cable-sliding friction aseismic bearing; steel hysteretic damper; non-linear dynamic time-history analysis;
0引言
預应力混凝土变截面连续梁桥是在70～100m跨径桥梁中应用最为广泛的桥梁形式，这种结构的桥梁由于墩顶支点梁高较高，一般为主跨跨径的1/16左右，主墩的高度一般来说相对较矮. 由于桥墩墩顶质量相对较大，在地震作用下，虽然结构的纵、横向水平振动周期较长，在墩顶固定支座处仍会产生较大的惯性力，造成桥墩的剪切破坏或支座的剪断. 如果按照强度设计理论一味增大结构的尺寸和配筋则会造成材料的浪费，而且由于结构的地震响应与结构质量刚度密切相关的特点，在很多情况下往往会适得其反. 如何提高这类桥梁结构的抗震性能一直是工程人员研究的重点. 近年来，通过引入减震、隔震装置来提高桥梁结构的抗震性能正成为应用的热点[1].
减隔震体系通过设置减隔震装置提高结构的抗震性能，常用的减隔震装置主要有整体型减隔震装置与分离型减隔震装置[2, 3]. 本文以为盈港路油墩港大桥为工程背景，对整体型拉索减震支座与分离型橡胶支座+金属阻尼器在矮墩预应力混凝土连续箱梁的减隔震体系中的应用进行比较分析，以期为类似工程应用提供参考.
1工程背景
盈港路规划为贯穿上海市青浦区的东西向客运走廊，连接新城－北部工业园区－赵巷镇－徐泾镇，油墩港大桥为汇金路~山周公路段跨越Ⅳ级航道油墩港的一座大桥. 主桥采用跨径布置为60m+94m+60m=214m的变截面现浇连续箱梁，按上下行双幅布置，每幅箱梁顶板宽20.5m. 由于景观造型需要，本桥则将边跨边墩处梁高增加，边跨梁底亦设计成完整弧线，与中跨外形统一，整个三孔梁底都为完整的弧线，更富韵律感. 其中跨中梁高2.2m，中支点梁高5.5m，端支点梁高3.6m. 主桥主墩和边墩均采用圆端形与矩形组合墙式墩，截面尺寸为12.5m×3.2m， 墩高4.9m～5.2m，主墩基础采用40根D120cm钻孔灌注桩基础，边墩采用28根D120cm钻孔灌注桩。大桥总体布置图如图1所示。
图1 油墩港大桥总体布置
油墩港大桥的抗震设防烈度为7度，水平向基本地震动加速度峰值为0.1，采用两水平设防，两阶段设计的抗震设计思路. E1地震的重现期为100年，结构不受损坏，E2地震的重现期为2450年，结构可发生轻微损坏，不需修复或经简单修复后可继续使用. 由于本桥上部结构质量很大，在地震作用下将产生较大的惯性力，而桥梁主墩、边墩的高宽比远小于2.5，在地震作用下，桥墩的主要破坏模式为剪切破坏，桥墩内不会出现塑性铰，因此无法采用延性抗震设计，必须对结构进行减隔震设计.
2地震响应分析
2.1减隔震装置的选择
常用的减隔震装置可分为整体性和分离型两类，其中整体型减隔震装置主要包括：铅芯橡胶支座、高阻尼橡胶支座、摩擦摆隔震支座和拉索减震支座；分离型减隔震装置主要为普通盆式橡胶支座与金属阻尼器、粘滞性阻尼器组合而成。其中，对于整体型减震装置中的铅芯橡胶支座、高阻尼橡胶支座，其承载力一般较小，不适用于较大跨径的连续梁桥，摩擦摆隔震支座则在地震作用下会造成桥梁发生“抬升”现象，而且震后不易复位；对于分离型减隔震装置中的粘滞性阻尼器来说，其主要用在漂浮体系或半漂浮体系中，只有当梁体与桥墩之间可能发生较大的相对位移和相对运动速度时才能起到有效耗能作用，而连续梁桥在满足结构正常使用的要求下一般需要设置纵向固定支座，桥墩与梁体之间不会发生较大的相对位移和相对运动速度。因此，本文的分析中选择拉索减震支座和普通盆式橡胶支座+金属阻尼器两种减隔震体系进行分析.
拉索减震支座[4]是一种依靠摩擦有效地消耗地震发生时地震波对桥梁结构所产生的作用能量和利用钢绞线拉索限制墩梁过大相对位移的减震支座，如图2所示。以固定型拉索减震支座为例，拉索减震支座的优点在于：由于采用了抗剪螺栓和拉索，使支座在正常使用时表现为固定支座的结构形式，此时拉索不起作用，在地震发生时，当支座传递的水平力大于抗剪螺栓的剪切强度时，抗剪螺栓在剪切口位置处发生断裂，一方面消耗部分地震能量而保护上部结构，另一方面使支座由固定支座变为活动支座，增大结构振动周期，从而减小梁体传递给桥墩的水平惯性力。当支座上、下座板位移超过一定程度时，拉索起到缓冲限位作用，并保证震后上、下座板可以可靠复位。滑动型拉索减震支座与固定性拉索减震支座相比，结构上不设置抗剪螺栓，因此在正常使用时表现为滑动支座形式，此时拉索同样不发挥作用，在地震中与固定性拉索减震支座类似，只有当上、下底板位移超过一定限度时拉索起到缓冲限位作用，并保证震后上、下钢板可靠复位。
图2 拉索减震支座图3 拉索减震支座力学模型
支座理想侧向恢复力模型如图3所示，可以看成由盆式支座与拉索二者的恢复力模型叠加而成。支座初始刚度即为盆式支座的弹性刚度，其值为支座滑动摩擦力与支座临界滑动位移的比值. 支座的另一个重要参数为拉索开始发生作用时的位移，该值由设计给定. 当上、下座板之间的相对位移为时，由盆式支座的摩擦力提供恢复力，当支座上、下座板之间的相对位移超过，拉索开始发生作用. 拉索提供了较大的刚度，从而限制了梁体发生过大的位移.
金属阻尼器[5]是利用钢材的塑性变形耗能支撑的阻尼器，如图4所示. 其主要工作原理是在地震中通过软钢发生塑性屈服滞迴变形来消耗地震能量并控制地震引起结构产生的位移. 金属阻尼器的力学模型为典型的双线性弹塑性模型（图5）. 金属阻尼器的力学参数包括阻尼器的刚度与屈服位移，由设计根据结构需要选定. 由于金属阻尼器本身具有一定刚度，在进行阻尼器布置时必须同时提供满足正常使用荷载下的一些性能要求.
图4 金属阻尼器 图5 金属阻尼器力学模型
2.2动力分析模型
根据桥梁结构的总体构造，建立了结构动力特性与地震反应分析的三维有限元模型，如图6所示. 其中，主梁和桥墩均采用空间梁单元模拟；基础考虑以m法计算桥墩基础的地基刚度，考虑桩基的弯剪耦合效应，以6×6弹性地基刚度矩阵进行模拟；支座和阻尼器则根据安装的实际位置和装置的力学性能以相应单元进行模拟，其中，对于采用金属阻尼器的分析模型，为了满足结构在温度作用及汽车制动力作用下的使用性能，将制动墩（②号墩）上设置可以双向发生塑性变形的金属阻尼器，而滑动墩（③号墩）顶设置横向可发生塑性的金属阻尼器，橡胶支座均采用盆式滑动橡胶支座，各方向上金属阻尼器的刚度均为2.5E5kN/m，屈服力为5000kN；对于采用拉索支座的分析模型，将主墩墩顶支座均设置为拉索减震支座，拉索开始工作位移设定为10cm，支座刚度采用普通盆式橡胶支座的刚度，拉索限位刚度采用7.0E5kN/m.
图6 动力分析模型
2.3地震动输入
本桥抗震设防烈度为7度，水平向基本地震动加速度峰值为0.1. 由于未进行地震动安全评价，本文以加速度反应谱符合工程场地特征，地震超越概率为50年10%（地震重现期475年）的3组人工地震动加速度时程作为基准，对其峰值分别以抗震重要性系数（E1地震为0.5，E2地震为1.7）缩放后于纵桥向和横桥向输入进行E1与E2地震反应分析，將并对结构响应取包络值进行研究. 其中一条基准地震波的加速度时程如图7所示.
图7 地震波加速度时程
3结果分析
根据动力分析模型和地震动输入，应用非线性动力时程分析方法对采用拉索减震支座和金属阻尼器两种减隔震体系进行分析研究，并与无减隔震体系进行比较。对三种体系下结构主要地震位移与内力响应的比较列于表1、表2.
从表中可以看出：对于无减隔震体系，主梁在纵横向位移均很小，主要为下部结构发生的弹性变形，因而结构在地震作用下桥墩产生了较大的地震内力响应. 由于结构支座布置形成了制动墩与滑动墩，在纵向地震作用下，两个主墩（②、③号墩）墩底的纵桥向弯矩分配很不均衡，上部结构主要的惯性力均由制动墩（②号墩）承受，其墩底顺桥向弯矩远超其他各墩墩底弯矩；在横向地震作用下，由于各墩顶支座对上部结构横向约束作用相近，各墩底的弯矩基本相当，由于主墩墩顶上部结构质量较大，主墩墩底的横向弯矩略高于边墩墩底横向弯矩.
在设置了金属阻尼器和拉索减震支座后，结构的位移均有较大幅度的增加，而主墩的地震内力相应显著降低. 其中在纵桥向E2地震作用下，当采用金属阻尼器时，制动墩墩底的弯矩由5.84E+05kNm降至1.04E+05kNm，仅为无减隔震体系的17.8%，而活动墩墩底的纵桥向弯矩则无显著变化；当采用拉索减震支座时，由于地震作用下制动墩（②号墩）顶固定支座的抗剪销被剪断，上部结构的惯性力由所有桥墩共同承担，因此地震作用引起的各主墩底纵桥向弯矩基本相当，与无减隔震体系的制动墩相比，墩底纵桥向弯矩降至37.7%，仅为2.2E+05kNm. 在横桥向E2地震作用下，采用金属阻尼器的减隔震体系的主墩墩底弯矩降至无减隔震体系主墩墩底弯矩的42.2%，由3.60E+05kNm降至1.52E+05kNm，相应的采用拉索减震支座体系，主墩墩底弯矩则降至2.49E+05kNm，为无减隔震体系的69.2%.
对比金属阻尼器与拉索减震支座的减隔震效果，可以发现，与采用金属阻尼器减震体系相比，在E2地震作用下，采用拉索减震支座的减隔震体系主墩（②、③号墩）会产生更大墩底弯矩，约为金属阻尼器减隔震体系的1.6～2.1倍，而在E1地震作用下，采用拉索减震支座的减隔震体系，其主墩（②、③号墩）的墩底弯矩仅为金属阻尼器减隔震体系的22%～26%，分析其原因在于：在多遇地震作用下，结构的地震位移未超过拉索减震支座设定的拉索开始发生作用时的位移，在这种情况下，固定型拉索减震支座的抗剪销被剪断后，整个结构体系发生改变，结构的振动频率大幅度降低，地震作用得到了有效的释放，地震输入的能量由支座的滑动摩擦力进行耗散，由于支座滑动摩擦力水平相对较低，因而结构墩底弯矩相对较小；而金属阻尼器减隔震体系的减震原理是主要依靠阻尼器的滞回特性对地震输入能量进行消耗，其屈服力水平远高于支座的滑动摩擦力，因而结构墩底产生了更大的弯矩. 在E2地震作用下，拉索减震支座的拉索开始发挥作用，为限制支座发生过大位移，拉索必须提供较大的强度和刚度，因此拉索中将产生较大的拉力，该拉力通过支座传递至桥墩，则在墩底产生较大的弯矩，而金属阻尼器减隔震体系中阻尼器的屈服力水平未发生变化，墩底弯矩未发生显著变化.
表1 地震位移响应比较 (单位：mm)
地震输入 地震响应 无减隔震体系 减隔震体系
金属阻尼器 拉索减震支座
纵桥向 主梁纵向位移 E1地震作用 5.3 16.4 31.3
E2地震作用 21 195.7 133.6
横桥向 ②、③号墩顶处主梁横向位移 E1地震作用 0.4 13.6 20.8
E2地震作用 1.4 35.7 125.2
主梁跨中横向位移 E1地震作用 2.3 20.5 23.5
E2地震作用 8 49 134.2
表2 地震内力响应比较（单位： kNm）
地震输入 地震响应 无减隔震体系 减隔震体系
金属阻尼器 拉索减震支座
纵桥向 ②号墩底弯矩 E1地震作用 1.46E+05 9.01E+04 1.56E+04
E2地震作用 5.84E+05 1.04E+05 2.20E+05
③号墩底弯矩 E1地震作用 3.00E+03 3.19E+03 1.25E+04
E2地震作用 1.28E+04 1.28E+04 1.98E+05
①、④号墩底弯矩 E1地震作用 2.78E+03 2.78E+03 3.61E+03
E2地震作用 1.11E+04 1.11E+04 1.14E+04
横桥向 ②、③号墩底弯矩 E1地震作用 1.32E+05 1.26E+05 1.91E+04
E2地震作用 3.60E+05 1.52E+05 2.49E+05
①、④号墩底弯矩 E1地震作用 2.67E+04 2.04E+04 8.19E+03
E2地震作用 1.06E+05 8.67E+04 4.20E+04
从两种减隔震体系的对比中可以看出，拉索减震支座和金属阻尼器均可以提高结构的抗震性能，在多遇地震下，采用拉索减震体系的结构中产生的内力效应低于金属阻尼器减隔震体系，在罕遇地震下，由于拉索的限位作用，采用拉索减震支座体系的结构中产生的内力效应会高于金属阻尼器减隔震体系，但与无减隔震体系相比，结构的抗震性能仍得到大幅度提高. 本工程实际应用中，考虑拉索减震支座体系的地震位移响应虽然较大，但可通过构造细节的设计适应结构的变形，且在多遇地震下，拉索减隔震体系的地震内力响应更小，结构的抗震性能更佳，虽然在大地震作用下结构的内力响应较金属阻尼器略大，但大地震作用为小概率事件，且结构在大地震作用下也具有足够的承载能力，因此选择采用拉索减震支座作为结构的减隔震装置进行设计.
4结论：
以盈港路油墩港大桥为实际工程背景，研究不同减隔震体系对矮墩变截面预应力混凝土连续箱梁地震响应的影响. 利用动力非线性时程分析方法，对设计中经常使用的金属阻尼器和拉索减震支座进行比较，可以得出以下结论：
1、由于桥墩墩顶质量相对较高，在地震作用下，虽然結构的纵、横向水平振动周期较长，在墩顶固定支座处仍会产生较大的惯性力. 采用金属阻尼器和拉索减震支座等减隔震装置，可以有效地降低结构的地震内力响应，但同时会相应增大结构的位移.
2、金属阻尼器在地震中通过软钢发生塑性屈服滞迴变形来消耗地震能量并控制地震引起结构产生的位移，拉索减震支座则是通过改变结构体系，降低结构的振动频率，有效地释放了地震作用，从而大幅度减小了结构的地震响应.
3、对比两种减隔震体系的减震效果，在多遇地震下，采用拉索减震体系的结构中产生的内力效应低于金属阻尼器减隔震体系，在罕遇地震下，由于拉索的限位作用，采用拉索减震体系的结构中产生的内力效应会高于金属阻尼器减隔震体系，但与无减隔震体系相比，结构的抗震性能仍得到大幅度提高.
参考文献：
[1]于永波，万振江，刘健新. 减震技术在公路桥梁中的应用及地震反应分析[J] 长安大学学报（自然科学版）2004，24（2）: 58-60.
[2]公路桥梁抗震设计细则. JTG/T B02-01-2008[S]. 北京：人民交通出版社.
[3]城市桥梁抗震设计规范. CJJ-166-2012[S]. 北京：中国建筑工业出版社.
[4]袁万城，曹新建，荣肇骏. 拉索减震支座的开发与实验研究[J]. 哈尔滨工程大学学报，2010，31（12）: 1593-1600.
[5]范立础，王志强. 桥梁减隔震设计 [M]. 北京：人民交通出版社，2001.
关键词：桥梁工程；预应力混凝土连续梁桥；减隔震体系；减震拉索支座；金属阻尼器；非线性动力时程分析；
中图分类号：TU997文献标识码： A
Analysis on Seismic Isolation System for Prestressed Concrete Continuous Girder Bridge with Short Pier
ZHANG Chen-nan
（Tongji Architectural Design (Group) Co., Ltd. Shanghai 200092）
Abstract：The present study examines the seismic behavior of aprestressed concrete continuous bridge with various isolation and dissipation deveice through non-linear dynamic time-history analysis. Cable-sliding friction aseismic bearings and steel hysteretic dampers are compared in the analysis. The analysis result indicates that both of the two devices can improve the seismic performance of the bridge. The internal force effect of cable-sliding friction aseismic bearing system is lower than that of the steel hysteretic damper system under frequent earthquake, while it will be higher than that of steel hysteretic damper system under rare earthquake due to the restraint of the cable.
keyword：bridge engineering; prestressed concrete continuous girder bridge; seismic isolation system; cable-sliding friction aseismic bearing; steel hysteretic damper; non-linear dynamic time-history analysis;
0引言
預应力混凝土变截面连续梁桥是在70～100m跨径桥梁中应用最为广泛的桥梁形式，这种结构的桥梁由于墩顶支点梁高较高，一般为主跨跨径的1/16左右，主墩的高度一般来说相对较矮. 由于桥墩墩顶质量相对较大，在地震作用下，虽然结构的纵、横向水平振动周期较长，在墩顶固定支座处仍会产生较大的惯性力，造成桥墩的剪切破坏或支座的剪断. 如果按照强度设计理论一味增大结构的尺寸和配筋则会造成材料的浪费，而且由于结构的地震响应与结构质量刚度密切相关的特点，在很多情况下往往会适得其反. 如何提高这类桥梁结构的抗震性能一直是工程人员研究的重点. 近年来，通过引入减震、隔震装置来提高桥梁结构的抗震性能正成为应用的热点[1].
减隔震体系通过设置减隔震装置提高结构的抗震性能，常用的减隔震装置主要有整体型减隔震装置与分离型减隔震装置[2, 3]. 本文以为盈港路油墩港大桥为工程背景，对整体型拉索减震支座与分离型橡胶支座+金属阻尼器在矮墩预应力混凝土连续箱梁的减隔震体系中的应用进行比较分析，以期为类似工程应用提供参考.
1工程背景
盈港路规划为贯穿上海市青浦区的东西向客运走廊，连接新城－北部工业园区－赵巷镇－徐泾镇，油墩港大桥为汇金路~山周公路段跨越Ⅳ级航道油墩港的一座大桥. 主桥采用跨径布置为60m+94m+60m=214m的变截面现浇连续箱梁，按上下行双幅布置，每幅箱梁顶板宽20.5m. 由于景观造型需要，本桥则将边跨边墩处梁高增加，边跨梁底亦设计成完整弧线，与中跨外形统一，整个三孔梁底都为完整的弧线，更富韵律感. 其中跨中梁高2.2m，中支点梁高5.5m，端支点梁高3.6m. 主桥主墩和边墩均采用圆端形与矩形组合墙式墩，截面尺寸为12.5m×3.2m， 墩高4.9m～5.2m，主墩基础采用40根D120cm钻孔灌注桩基础，边墩采用28根D120cm钻孔灌注桩。大桥总体布置图如图1所示。
图1 油墩港大桥总体布置
油墩港大桥的抗震设防烈度为7度，水平向基本地震动加速度峰值为0.1，采用两水平设防，两阶段设计的抗震设计思路. E1地震的重现期为100年，结构不受损坏，E2地震的重现期为2450年，结构可发生轻微损坏，不需修复或经简单修复后可继续使用. 由于本桥上部结构质量很大，在地震作用下将产生较大的惯性力，而桥梁主墩、边墩的高宽比远小于2.5，在地震作用下，桥墩的主要破坏模式为剪切破坏，桥墩内不会出现塑性铰，因此无法采用延性抗震设计，必须对结构进行减隔震设计.
2地震响应分析
2.1减隔震装置的选择
常用的减隔震装置可分为整体性和分离型两类，其中整体型减隔震装置主要包括：铅芯橡胶支座、高阻尼橡胶支座、摩擦摆隔震支座和拉索减震支座；分离型减隔震装置主要为普通盆式橡胶支座与金属阻尼器、粘滞性阻尼器组合而成。其中，对于整体型减震装置中的铅芯橡胶支座、高阻尼橡胶支座，其承载力一般较小，不适用于较大跨径的连续梁桥，摩擦摆隔震支座则在地震作用下会造成桥梁发生“抬升”现象，而且震后不易复位；对于分离型减隔震装置中的粘滞性阻尼器来说，其主要用在漂浮体系或半漂浮体系中，只有当梁体与桥墩之间可能发生较大的相对位移和相对运动速度时才能起到有效耗能作用，而连续梁桥在满足结构正常使用的要求下一般需要设置纵向固定支座，桥墩与梁体之间不会发生较大的相对位移和相对运动速度。因此，本文的分析中选择拉索减震支座和普通盆式橡胶支座+金属阻尼器两种减隔震体系进行分析.
拉索减震支座[4]是一种依靠摩擦有效地消耗地震发生时地震波对桥梁结构所产生的作用能量和利用钢绞线拉索限制墩梁过大相对位移的减震支座，如图2所示。以固定型拉索减震支座为例，拉索减震支座的优点在于：由于采用了抗剪螺栓和拉索，使支座在正常使用时表现为固定支座的结构形式，此时拉索不起作用，在地震发生时，当支座传递的水平力大于抗剪螺栓的剪切强度时，抗剪螺栓在剪切口位置处发生断裂，一方面消耗部分地震能量而保护上部结构，另一方面使支座由固定支座变为活动支座，增大结构振动周期，从而减小梁体传递给桥墩的水平惯性力。当支座上、下座板位移超过一定程度时，拉索起到缓冲限位作用，并保证震后上、下座板可以可靠复位。滑动型拉索减震支座与固定性拉索减震支座相比，结构上不设置抗剪螺栓，因此在正常使用时表现为滑动支座形式，此时拉索同样不发挥作用，在地震中与固定性拉索减震支座类似，只有当上、下底板位移超过一定限度时拉索起到缓冲限位作用，并保证震后上、下钢板可靠复位。
图2 拉索减震支座图3 拉索减震支座力学模型
支座理想侧向恢复力模型如图3所示，可以看成由盆式支座与拉索二者的恢复力模型叠加而成。支座初始刚度即为盆式支座的弹性刚度，其值为支座滑动摩擦力与支座临界滑动位移的比值. 支座的另一个重要参数为拉索开始发生作用时的位移，该值由设计给定. 当上、下座板之间的相对位移为时，由盆式支座的摩擦力提供恢复力，当支座上、下座板之间的相对位移超过，拉索开始发生作用. 拉索提供了较大的刚度，从而限制了梁体发生过大的位移.
金属阻尼器[5]是利用钢材的塑性变形耗能支撑的阻尼器，如图4所示. 其主要工作原理是在地震中通过软钢发生塑性屈服滞迴变形来消耗地震能量并控制地震引起结构产生的位移. 金属阻尼器的力学模型为典型的双线性弹塑性模型（图5）. 金属阻尼器的力学参数包括阻尼器的刚度与屈服位移，由设计根据结构需要选定. 由于金属阻尼器本身具有一定刚度，在进行阻尼器布置时必须同时提供满足正常使用荷载下的一些性能要求.
图4 金属阻尼器 图5 金属阻尼器力学模型
2.2动力分析模型
根据桥梁结构的总体构造，建立了结构动力特性与地震反应分析的三维有限元模型，如图6所示. 其中，主梁和桥墩均采用空间梁单元模拟；基础考虑以m法计算桥墩基础的地基刚度，考虑桩基的弯剪耦合效应，以6×6弹性地基刚度矩阵进行模拟；支座和阻尼器则根据安装的实际位置和装置的力学性能以相应单元进行模拟，其中，对于采用金属阻尼器的分析模型，为了满足结构在温度作用及汽车制动力作用下的使用性能，将制动墩（②号墩）上设置可以双向发生塑性变形的金属阻尼器，而滑动墩（③号墩）顶设置横向可发生塑性的金属阻尼器，橡胶支座均采用盆式滑动橡胶支座，各方向上金属阻尼器的刚度均为2.5E5kN/m，屈服力为5000kN；对于采用拉索支座的分析模型，将主墩墩顶支座均设置为拉索减震支座，拉索开始工作位移设定为10cm，支座刚度采用普通盆式橡胶支座的刚度，拉索限位刚度采用7.0E5kN/m.
图6 动力分析模型
2.3地震动输入
本桥抗震设防烈度为7度，水平向基本地震动加速度峰值为0.1. 由于未进行地震动安全评价，本文以加速度反应谱符合工程场地特征，地震超越概率为50年10%（地震重现期475年）的3组人工地震动加速度时程作为基准，对其峰值分别以抗震重要性系数（E1地震为0.5，E2地震为1.7）缩放后于纵桥向和横桥向输入进行E1与E2地震反应分析，將并对结构响应取包络值进行研究. 其中一条基准地震波的加速度时程如图7所示.
图7 地震波加速度时程
3结果分析
根据动力分析模型和地震动输入，应用非线性动力时程分析方法对采用拉索减震支座和金属阻尼器两种减隔震体系进行分析研究，并与无减隔震体系进行比较。对三种体系下结构主要地震位移与内力响应的比较列于表1、表2.
从表中可以看出：对于无减隔震体系，主梁在纵横向位移均很小，主要为下部结构发生的弹性变形，因而结构在地震作用下桥墩产生了较大的地震内力响应. 由于结构支座布置形成了制动墩与滑动墩，在纵向地震作用下，两个主墩（②、③号墩）墩底的纵桥向弯矩分配很不均衡，上部结构主要的惯性力均由制动墩（②号墩）承受，其墩底顺桥向弯矩远超其他各墩墩底弯矩；在横向地震作用下，由于各墩顶支座对上部结构横向约束作用相近，各墩底的弯矩基本相当，由于主墩墩顶上部结构质量较大，主墩墩底的横向弯矩略高于边墩墩底横向弯矩.
在设置了金属阻尼器和拉索减震支座后，结构的位移均有较大幅度的增加，而主墩的地震内力相应显著降低. 其中在纵桥向E2地震作用下，当采用金属阻尼器时，制动墩墩底的弯矩由5.84E+05kNm降至1.04E+05kNm，仅为无减隔震体系的17.8%，而活动墩墩底的纵桥向弯矩则无显著变化；当采用拉索减震支座时，由于地震作用下制动墩（②号墩）顶固定支座的抗剪销被剪断，上部结构的惯性力由所有桥墩共同承担，因此地震作用引起的各主墩底纵桥向弯矩基本相当，与无减隔震体系的制动墩相比，墩底纵桥向弯矩降至37.7%，仅为2.2E+05kNm. 在横桥向E2地震作用下，采用金属阻尼器的减隔震体系的主墩墩底弯矩降至无减隔震体系主墩墩底弯矩的42.2%，由3.60E+05kNm降至1.52E+05kNm，相应的采用拉索减震支座体系，主墩墩底弯矩则降至2.49E+05kNm，为无减隔震体系的69.2%.
对比金属阻尼器与拉索减震支座的减隔震效果，可以发现，与采用金属阻尼器减震体系相比，在E2地震作用下，采用拉索减震支座的减隔震体系主墩（②、③号墩）会产生更大墩底弯矩，约为金属阻尼器减隔震体系的1.6～2.1倍，而在E1地震作用下，采用拉索减震支座的减隔震体系，其主墩（②、③号墩）的墩底弯矩仅为金属阻尼器减隔震体系的22%～26%，分析其原因在于：在多遇地震作用下，结构的地震位移未超过拉索减震支座设定的拉索开始发生作用时的位移，在这种情况下，固定型拉索减震支座的抗剪销被剪断后，整个结构体系发生改变，结构的振动频率大幅度降低，地震作用得到了有效的释放，地震输入的能量由支座的滑动摩擦力进行耗散，由于支座滑动摩擦力水平相对较低，因而结构墩底弯矩相对较小；而金属阻尼器减隔震体系的减震原理是主要依靠阻尼器的滞回特性对地震输入能量进行消耗，其屈服力水平远高于支座的滑动摩擦力，因而结构墩底产生了更大的弯矩. 在E2地震作用下，拉索减震支座的拉索开始发挥作用，为限制支座发生过大位移，拉索必须提供较大的强度和刚度，因此拉索中将产生较大的拉力，该拉力通过支座传递至桥墩，则在墩底产生较大的弯矩，而金属阻尼器减隔震体系中阻尼器的屈服力水平未发生变化，墩底弯矩未发生显著变化.
表1 地震位移响应比较 (单位：mm)
地震输入 地震响应 无减隔震体系 减隔震体系
金属阻尼器 拉索减震支座
纵桥向 主梁纵向位移 E1地震作用 5.3 16.4 31.3
E2地震作用 21 195.7 133.6
横桥向 ②、③号墩顶处主梁横向位移 E1地震作用 0.4 13.6 20.8
E2地震作用 1.4 35.7 125.2
主梁跨中横向位移 E1地震作用 2.3 20.5 23.5
E2地震作用 8 49 134.2
表2 地震内力响应比较（单位： kNm）
地震输入 地震响应 无减隔震体系 减隔震体系
金属阻尼器 拉索减震支座
纵桥向 ②号墩底弯矩 E1地震作用 1.46E+05 9.01E+04 1.56E+04
E2地震作用 5.84E+05 1.04E+05 2.20E+05
③号墩底弯矩 E1地震作用 3.00E+03 3.19E+03 1.25E+04
E2地震作用 1.28E+04 1.28E+04 1.98E+05
①、④号墩底弯矩 E1地震作用 2.78E+03 2.78E+03 3.61E+03
E2地震作用 1.11E+04 1.11E+04 1.14E+04
横桥向 ②、③号墩底弯矩 E1地震作用 1.32E+05 1.26E+05 1.91E+04
E2地震作用 3.60E+05 1.52E+05 2.49E+05
①、④号墩底弯矩 E1地震作用 2.67E+04 2.04E+04 8.19E+03
E2地震作用 1.06E+05 8.67E+04 4.20E+04
从两种减隔震体系的对比中可以看出，拉索减震支座和金属阻尼器均可以提高结构的抗震性能，在多遇地震下，采用拉索减震体系的结构中产生的内力效应低于金属阻尼器减隔震体系，在罕遇地震下，由于拉索的限位作用，采用拉索减震支座体系的结构中产生的内力效应会高于金属阻尼器减隔震体系，但与无减隔震体系相比，结构的抗震性能仍得到大幅度提高. 本工程实际应用中，考虑拉索减震支座体系的地震位移响应虽然较大，但可通过构造细节的设计适应结构的变形，且在多遇地震下，拉索减隔震体系的地震内力响应更小，结构的抗震性能更佳，虽然在大地震作用下结构的内力响应较金属阻尼器略大，但大地震作用为小概率事件，且结构在大地震作用下也具有足够的承载能力，因此选择采用拉索减震支座作为结构的减隔震装置进行设计.
4结论：
以盈港路油墩港大桥为实际工程背景，研究不同减隔震体系对矮墩变截面预应力混凝土连续箱梁地震响应的影响. 利用动力非线性时程分析方法，对设计中经常使用的金属阻尼器和拉索减震支座进行比较，可以得出以下结论：
1、由于桥墩墩顶质量相对较高，在地震作用下，虽然結构的纵、横向水平振动周期较长，在墩顶固定支座处仍会产生较大的惯性力. 采用金属阻尼器和拉索减震支座等减隔震装置，可以有效地降低结构的地震内力响应，但同时会相应增大结构的位移.
2、金属阻尼器在地震中通过软钢发生塑性屈服滞迴变形来消耗地震能量并控制地震引起结构产生的位移，拉索减震支座则是通过改变结构体系，降低结构的振动频率，有效地释放了地震作用，从而大幅度减小了结构的地震响应.
3、对比两种减隔震体系的减震效果，在多遇地震下，采用拉索减震体系的结构中产生的内力效应低于金属阻尼器减隔震体系，在罕遇地震下，由于拉索的限位作用，采用拉索减震体系的结构中产生的内力效应会高于金属阻尼器减隔震体系，但与无减隔震体系相比，结构的抗震性能仍得到大幅度提高.
参考文献：
[1]于永波，万振江，刘健新. 减震技术在公路桥梁中的应用及地震反应分析[J] 长安大学学报（自然科学版）2004，24（2）: 58-60.
[2]公路桥梁抗震设计细则. JTG/T B02-01-2008[S]. 北京：人民交通出版社.
[3]城市桥梁抗震设计规范. CJJ-166-2012[S]. 北京：中国建筑工业出版社.
[4]袁万城，曹新建，荣肇骏. 拉索减震支座的开发与实验研究[J]. 哈尔滨工程大学学报，2010，31（12）: 1593-1600.
[5]范立础，王志强. 桥梁减隔震设计 [M]. 北京：人民交通出版社，2001.