邓开来，潘 鹏，冉田苒，苏宇坤，薛彦涛

（1．清华大学土木工程系，北京 100084；2．清华大学土木工程安全与耐久教育部重点试验室，北京 100084；3．中国建筑设计研究院，北京 100013）

耗能型桥梁抗震挡块试验研究

邓开来1，潘 鹏2，冉田苒1，苏宇坤1，薛彦涛3

（1．清华大学土木工程系，北京 100084；2．清华大学土木工程安全与耐久教育部重点试验室，北京 100084；3．中国建筑设计研究院，北京 100013）

针对桥梁常在隔震支座处设置抗震挡块以防止地震时桥梁发生横桥向落梁破坏，提出新型耗能型桥梁抗震挡块。小震时该抗震挡块保持弹性，能提供抗力限制桥面板位移；大震时该挡块屈服耗能，能减小桥梁的地震响应。设计5个抗震挡块试件病进行拟静力试验研究。试验结果表明，构造合理的耗能型桥梁抗震挡块可提供充足承载力与良好耗能能力。

桥梁；抗震挡块；耗能能力；拟静力试验

桥梁隔震支座应能有效减小桥梁的地震响应［1］。若隔震支座刚度较小，桥梁上部结构可能产生较大位移，发生落梁破坏。汶川地震中百花大桥、庙子坪大桥等在地震中均产生不同程度的落梁破坏，主要原因在于隔震支座刚度不足，无法有效控制桥面板位移［3］。桥梁抗震设计中为防止桥梁隔震支座落梁破坏，一般需设置抗震挡块以限制桥面板与桥墩间变形。已有对桥梁横向抗震挡块性能的研究［4］结果表明，隔震支座可有效减小地震响应。在横向设置抗震挡块可有效防止桥梁在地震中的落梁破坏，控制桥面板位移。王克海等［6］通过分析实际桥梁的破坏形式，提出挡块多道设防、分级耗能的设计理念。建议在桥梁横向设置多道强弱不同挡块，使较弱挡块受地震率先破坏吸收能量。为利用挡块耗散地震能量、减小地震时残余位移，Chaudhary等［7］采用形状记忆合金作为桥梁抗震挡块，建立数值模型，计算桥墩及桥面板响应。形状记忆合金能提供充足耗能性能，并能大幅减小震后桥面板的残余位移；但形状记忆合金成本较高，目前国内实际工程中无法推广应用。Padgett等［8］通过时程分析对比刚性挡块、形状记忆合金及钢挡块地震时性能。研究表明刚性挡块刚度太大，不利于保护桥墩；形状记忆合金挡块与钢挡块可耗散一部分地震能量、减弱桥梁地震响应，在保证桥梁不发生落梁破坏的同时可极大减小桥墩剪力；钢挡块性能与形状记忆合金挡块接近，但成本大为降低，工程应用价值较高。

本文提出新型耗能型桥梁抗震挡块，使其小震时可提供充足的刚度及承载力，限制桥面板位移；大震时可屈服耗能，控制桥面板位移、保护桥墩。为研究该耗能型挡块的合理构造，设计5个试件并进行拟静力试验研究。

1 耗能型桥梁挡块结构

耗能型桥梁挡块安装示意图见图1（a），安装在桥面板与桥墩之间，主要由剪切耗能件与水平锁紧件组成。水平锁紧件固定于桥面板，剪切耗能件下端固定于桥墩，上端置于水平锁紧件中。水平锁紧件仅限制剪切耗能件的剪切面内方向运动而不影响剪切面外方向运动，故不会增加桥梁的纵向刚度。耗能型桥梁挡块在竖向可自由变形，不承受竖向荷载，可保证耗能型桥梁挡块的水平向性能，且不改变桥梁支座的受力模式。耗能型桥梁挡块小震时限制桥面板与桥墩的相对运动；大震时屈服耗散地震能量，减小桥梁地震响应。实际工程中应控制桥梁挡块的刚度及屈服承载力。挡块刚度及屈服承载力过大会影响横桥方向隔震效果，会导致桥墩等桥梁下部结构损伤；刚度、承载力过小则不能有效控制桥梁上部结构位移及有效防止桥梁上部结构发生落梁破坏。

图1 耗能型桥梁挡块示意图Fig．1 Schematic diagram of bridge restrainer

本文所提出耗能型桥梁挡块的核心构件为剪切耗能件，设计参数见图1（b），其中t为上翼缘厚度，b为侧翼缘厚度，w为剪切耗能件总宽度。剪切耗能件与普通钢板剪切阻尼器的主要区别在于前者上端为自由端，可能导致剪切耗能件产生弯曲变形，侧翼缘失稳；安装于桥面板的水平紧锁件与剪切耗能件为线接触，剪切耗能件局部受力太大，上翼缘需加厚以防止局部失稳。因此，对其合理的构造需深入研究。

2 试验方案

本文设计5个试件，分别考察侧翼缘及上翼缘厚度、剪切耗能件宽度、加劲肋布置对耗能型桥梁挡块抗震性能影响，试验参数见表1。所有试件的剪切耗能件腹板高300 mm，厚6 mm，加劲肋厚6 mm，上翼缘、侧翼缘及加劲肋宽度均为100 mm。S1表示试验标准试件。S2表示考察剪切耗能件侧翼缘厚度对挡块性能影响，S3表示改变上翼缘厚度，S4表示改变剪切耗能件宽度。S5表示考察不同加劲肋布置方式对剪切耗能件性能影响。各试件抗弯承载力及抗剪承载力比值计算见表1。由表1看出，S2的弯剪比小于1，为弯曲破坏模式，其余试件弯剪比均大于2，为剪切破坏模式。

抗弯承载力、抗剪承载力计算式为

式中：W为截面抗弯系数；h为腹板高度；A为腹板面积；σy为钢材屈服强度。

表1 试件主要参数表Tab.1 Major parameters of specimens

加载装置见图2。地梁通过高强螺栓固定于地面，加载梁与地梁用两个二力杆件铰接，整个加载架构成一平行四边形机构。作动器与加载梁连接，可近似认为作动器推力与挡块提供的恢复力相同。加载位移较小时加载梁竖向位移非常小。本次试验中加载梁最大水平位48 mm，加载梁竖向位移仅0．77 mm，其影响可忽略不计。水平紧锁件固定于加载梁，剪切耗能件上方夹在水平紧锁件之间，下端固定于地梁。

图2 加载架示意图Fig．2 Loading setup

图3 测量方案Fig．3 Measurement plan

测量方案见图3。共安装5个位移计D1～D5，其中D1用于测量剪切耗能件上翼缘与底板的相对位移，即试验加载控制位移。D2、D3用于测量剪切耗能件上翼缘左右两端竖向位移，可计算剪切耗能件弯曲变形。D4、D5用于测量剪切耗能件腹板剪切变形。试件的弯曲、剪切变形［9］计算式为

式中：Rb为弯曲变形角；Rs为剪切变形角；Di为第i个位移计所测数据；l2为D2与D3水平距离；l1为D4与D5水平距离；h为高度。

本次试验中除S4，所有试件的l2均为340 mm，l1与h为300mm；S4的l2为190mm，l1与h分别为150mm、300 mm。采用规范推荐的加载制度。剪切耗能件按变形角0．01 rad、0．02 rad加载三圈后位移幅值按0．02 rad递增，每个加载幅值循环三圈，直至试件破坏停止加载。试件高度按腹板净高计，所有试件腹板计算高度为300 mm，加载点高305 mm，加载制度见图4。

图4 加载方案Fig．4 Loading plan

3 试验结果

3.1 变形与破坏模式

据位移计所测数据绘制S1弯曲、剪切变形角见图5（a）。由图5（a）看出，S1以剪切变形为主，弯曲变形不明显。试验后期由于左侧翼缘屈曲，弯曲变形平衡位置向正方向偏移。随左侧翼缘屈曲，正向弯曲变形显著增大。S1破坏模式见图5（b）。由图5（b）看出，S1左翼缘出现轻微屈曲，整体变形模式以剪切变形为主，约占总变形的90%。36 mm幅值加载第2圈时侧翼缘底部开裂，42 mm幅值加载第1圈时腹板开裂。48 mm幅值加载第1圈时承载力下降，试件完全破坏。

S2侧翼缘厚度10 mm，侧翼缘变薄削弱试件的抗弯强度。位移计所测弯曲、剪切变形见图6（a）。由图6（a）看出，S2剪切变形比例较S1显著下降，为总变形的76%。随加载幅值增大翼缘屈曲弯曲变形更明显。位移加载至12 mm时侧翼缘出现屈曲。加载位置增大至18 mm时侧翼缘严重屈曲，试件高度显著降低，完全丧失承载力，最终导致破坏，见图6（b）。为保证耗能挡块稳定的耗能能力，设计中应使挡块的抗弯能力大于抗剪能力，且留有一定安全储备。

图5 S1变形破坏模式Fig．5 Deformation and failuremode of S1

图6 S2变形与破坏模式Fig．6 Deformation and failuremode of S2

S3试件上翼缘厚度10 mm。水平紧锁件施加于剪切耗能件大的集中力，导致上翼缘出现严重屈曲，见图7。由图7看出，24 mm幅值加载第三圈时剪切耗能件上翼缘无法承受巨大集中力，承载力显著下降。S3上翼缘严重屈曲。

图7 S3破坏模式Fig．7 Failuremode of S3

S4剪切耗能件宽度190 mm，试验比较高宽比不同的剪切耗能件变形模式。S4剪切、弯曲变形比较见图8（a）。由图8（a）看出，S4仍以剪切变形为主，占总变形的88%，弯曲、剪切变形比例与S1接近。左侧翼缘加载后期出现屈曲，弯曲变形比例有所增加。S4最终破坏模式与S1类似，见图8（b）。由图8（b）看出，侧翼缘底部先开裂，紧接腹板开裂，承载力下降，42 mm加载第2圈时破坏，变形能力与S1基本相同。

图8 S4变形与破坏模式Fig．8 Deformation and failuremode of S4

S5为加密横向加劲肋，有助于提高侧翼缘及腹板的稳定性，其剪切、弯曲变形比较见图9（a）。由图9（a）看出，两道横向加劲肋已使侧翼缘稳定性得到改善，剪切变形占比较S1大，为总变形的93%。S5破坏模式与S1类似，侧翼缘底部与腹板出现低周疲劳破坏。48 mm位移幅值加载第3圈时遭破坏，变形能力略强于S1，破坏模式见图9（b）。

图9 S5变形与破坏模式Fig．9 Deformation and failuremode of S5

由5个试件的变形与破坏模式可知，剪切耗能件因上端自由，在水平力作用下侧翼缘承受轴力较大，易失稳。上翼缘承受水平紧锁件巨大集中力可能会使局部失稳。加厚侧翼缘、上翼缘可避免剪切耗能件遭失稳破坏提高变形能力。加劲肋对提高腹板稳定性作用明显，横向加劲肋有助于提高侧翼缘的稳定性。

3.2 力及位移曲线

试件的滞回曲线见图10。图中横坐标为1号位移计所测位移，非作动器位移。由于挡块与剪切耗能件间有一定缝隙，加载方向改变时作动器会出现一段空程。1号位移计两侧剪切耗能件上翼缘与底座的相对变形，不会出现空程。

S1滞回曲线见图10（a），可见该滞回曲线饱满、耗能稳定；屈服承载力约270 kN，极限承载力为568 kN；48 mm加载第1圈时腹板完全撕裂，丧失承载力；滞回曲线在±100 kN附近出现明显的平台段，主要因此时腹板中拉力带方向出现变化，在反向拉力带形成之前恢复力保持不变，导致其滞回曲线出现平台段［10］。S2滞回曲线见图10（b），可见小位移加载时滞回曲线饱满；因其侧翼缘严重屈曲变形能力较弱，30 mm加载第1圈时承载力严重下降；屈服承载力约250 kN，极限承载力较S1低，为462 kN。S3在小位移时滞回曲线见图10（c），可见该曲线饱满，其上翼缘局部屈曲，变形能力减弱，最大位移仅加载至24 mm；其屈服承载力约272 kN，极限承载力515 kN。S4滞回曲线饱满（图1（d）），且变形能力良好，位移最大加载至42 mm；屈服承载力约为176 kN，极限承载力约为332 kN。S5滞回曲线饱满（图10（e）），加载至48 mm第3圈时试件出现低周疲劳破坏，变形能力略优于S1；S5双横向加劲肋构造使腹板屈曲程度较S1轻；屈服承载力约287 kN，极限承载力为629 kN，明显高于S1。因此，双横向加劲肋可有效防止板屈曲、提高剪切耗能件的承载力及耗能能力。

各试件初始刚度、等效刚度、屈服承载力及极限承载力统计见表2。所有试件在6 mm加载时屈曲不明显，故选6 mm位移卸载段曲线计算试件刚度。由表2看出，除S4外其余试件刚度相差不大。

表2 试验结果Tab.2 Results of the tests

图10 各试件滞回曲线Fig．10 Hysteresis curve

由实验结果知，试件的变形模式主要为剪切变形（S2剪切变形比例在初期达76%），初始刚度主要由腹板宽度决定，翼缘宽度对刚度影响较轻，加劲肋对试件刚度几乎无影响。屈服承载力规律与刚度类似，S4屈服承载力远小于其它试件，S2的屈服承载力略低于其它试件。其余试件屈服承载力均较接近270 kN。

5个试件的极限承载力差距较大。主要原因在于，试件屈服后均出现不同程度屈曲。屈曲模式与发展程度严重影响试件的极限承载力。S2与S3试验结果表明，较厚侧翼缘、上翼缘均可有效避免试件失稳破坏。而S5加强横向加劲肋，使侧翼缘稳定性得到提高、极限承载力有所增加。工程中建议采用较传统剪切阻尼器时应严格设计横向加劲肋，以加强侧翼缘稳定性。横向加劲肋间距与腹板厚度比值不应超16．7（S5横向加劲肋间距与腹板厚度之比）。纵向加劲肋间距不应超传统剪切阻尼器设计要求。

4 结 论

本文提出新型耗能型桥梁挡块，并设计5个不同试件进行试验研究，结论如下：

（1）耗能型桥梁挡块承载力、耗能力充足，适合作限位装置控制桥面板地震时产生的位移。

（2）该挡块剪切耗能件侧翼缘及上翼缘需有足够厚度，方能保证其承受较大轴力时不发生失稳破坏以及能承受巨大集中力，避免上翼缘发生局部失稳破坏。

（3）较剪切屈服阻尼器相比，该挡块剪切耗能件加劲肋布置要求更严格，横向加劲肋有助于提高侧翼缘的稳定性。

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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

国家自然科学基金面上项目（51178250，51261120377）；清华大学自主科研项目（2010Z01001）

2013－10－21 修改稿收到日期：2013－11－21

邓开来男，博士生，1989年生

潘鹏男，博士，副教授，1976年生邮箱：panpeng＠tsinghua．edu．cn