張文學(xué)，陳士通,?，杜修力，張耀輝

(1.北京工業(yè)大學(xué) 建筑工程學(xué)院，北京　100124；2.石家莊鐵道大學(xué) 河北省交通應(yīng)急保障工程技術(shù)研究中心，河北 石家莊　050043)

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應(yīng)用正交法的鎖死銷減震效果影響因素研究

張文學(xué)1，陳士通1,2?，杜修力1，張耀輝2

(1.北京工業(yè)大學(xué) 建筑工程學(xué)院，北京100124；2.石家莊鐵道大學(xué) 河北省交通應(yīng)急保障工程技術(shù)研究中心，河北 石家莊050043)

為充分利用活動(dòng)墩的抗震潛能提高連續(xù)梁橋的整體抗震性能，提出了加速度激活的鎖死銷減震裝置.為明確影響連續(xù)梁橋鎖死銷減震效果的影響因素，結(jié)合某七跨等高連續(xù)梁橋，對(duì)激活閾值、鎖死間隙、橋墩高度、場(chǎng)地類型和連接剛度5個(gè)影響因素進(jìn)行研究，其中每個(gè)影響因素安排了5個(gè)水平，運(yùn)用正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)原理，進(jìn)行了相關(guān)數(shù)值模擬試驗(yàn)，分析了鎖死銷的減震效果，并通過極差分析找到了影響減震效果的主要因素和次要因素，給出了鎖死銷應(yīng)用的分析步驟.進(jìn)一步研究了主要因素激活閾值的取值范圍和連接剛度對(duì)減震效果的影響規(guī)律，研究表明，墩頂加速度與橋墩自振周期密切相關(guān)，根據(jù)橋墩自振周期即可確定激活閾值取值范圍；鎖死銷連接剛度的改變對(duì)減震效果具有一定影響，連接剛度越大，連續(xù)梁橋應(yīng)用鎖死銷減震效果越好.

連續(xù)梁橋；正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)；極差分析；鎖死銷；減震裝置；數(shù)值模擬

為滿足溫度荷載引起的變形需求，連續(xù)梁橋一般一聯(lián)只設(shè)一個(gè)固定墩，致使地震作用下上部結(jié)構(gòu)的縱向地震荷載絕大多數(shù)由固定墩承擔(dān).連續(xù)梁橋歷次震害實(shí)例表明，梁體縱向地震位移響應(yīng)較大，極易引發(fā)伸縮縫和支座的破壞，嚴(yán)重時(shí)可能會(huì)導(dǎo)致落梁等嚴(yán)重震害.基于連續(xù)梁橋的結(jié)構(gòu)形式及地震響應(yīng)特點(diǎn)，為充分發(fā)揮活動(dòng)墩的抗震潛能以提高連續(xù)梁橋的整體抗震性能，本文提出了連續(xù)梁橋鎖死銷減震體系，即在連續(xù)梁橋梁體和活動(dòng)墩間安裝加速度激活的鎖死銷裝置，該裝置正常運(yùn)營(yíng)狀態(tài)下不限制梁體與活動(dòng)墩的相對(duì)位移，地震時(shí)活動(dòng)墩墩頂加速度達(dá)到鎖死銷激活閾值后，鎖死銷將限制梁體和橋墩的相對(duì)位移，實(shí)現(xiàn)活動(dòng)墩與固定墩共同承受縱向地震荷載的目的.

國(guó)內(nèi)外相關(guān)研究表明，減隔震設(shè)計(jì)是提高橋梁抗震性能最為經(jīng)濟(jì)、有效的方法[1-3]，其一般做法是在梁體和橋墩之間安裝具有減隔震功能的支座，如雙曲面球型減隔震支座、鉛銷橡膠支座和黏滯阻尼器[4-9]等.但上述減隔震支座并非所有條件下均能取得良好的減震效果，文獻(xiàn)[4]探討了場(chǎng)地類型、橋墩高度對(duì)LRB隔震橋梁減震效果的影響，分析表明地震動(dòng)頻譜特性、橋梁結(jié)構(gòu)自身周期和強(qiáng)度是影響減隔震效果的主要因素.文獻(xiàn)[5]對(duì)比分析具有速度脈沖特性的近斷層地震動(dòng)和無速度脈沖地震動(dòng)的地震反應(yīng)，發(fā)現(xiàn)減震橋梁在具有向前方向性效應(yīng)和滑沖效應(yīng)的近斷層地震動(dòng)作用下的反應(yīng)明顯大于無速度脈沖地震動(dòng)作用下的反應(yīng).文獻(xiàn)[6]基于某鋼構(gòu)連續(xù)梁橋工程實(shí)例，分析了高烈度區(qū)長(zhǎng)聯(lián)多跨剛構(gòu)連續(xù)梁橋應(yīng)用雙曲面球型減隔震支座的可行性，研究了摩擦因數(shù)和球心距2個(gè)主要參數(shù)對(duì)減震效果的影響，研究表明參數(shù)取值對(duì)結(jié)構(gòu)的減震效果影響明顯，合理選取支座參數(shù)是取得最佳減震效果的前提.文獻(xiàn)[7]通過研究發(fā)現(xiàn)，LRB在低頻脈沖地震激勵(lì)下，不但不能充分發(fā)揮滯回耗能特性，反而使隔震后結(jié)構(gòu)的地震響應(yīng)顯著放大，隔震效果較差.文獻(xiàn)[8]對(duì)一座LRB隔震橋梁輸入多條具有相同反應(yīng)譜的地震波進(jìn)行非線性時(shí)程分析，結(jié)果顯示LRB隔震橋梁地震響應(yīng)離散性較大，說明地震響應(yīng)還受地震波反應(yīng)譜以外的因素影響.文獻(xiàn)[9-12]對(duì)采用減隔震支座的公路和鐵路橋梁地震響應(yīng)進(jìn)行研究，分析支座參數(shù)和動(dòng)力特性對(duì)隔震橋梁地震響應(yīng)的影響，結(jié)果表明參數(shù)設(shè)置合理的減隔震支座可有效降低結(jié)構(gòu)位移和內(nèi)力響應(yīng)，改善結(jié)構(gòu)的抗震性能.文獻(xiàn)[13-14]研究表明減隔震支座應(yīng)用不當(dāng)可能會(huì)引起嚴(yán)重后果.

既往研究多是應(yīng)用減隔震技術(shù)對(duì)橋梁的減隔震效果進(jìn)行分析評(píng)價(jià)，或是對(duì)特定橋梁進(jìn)行減震優(yōu)化分析.本文在既往研究基礎(chǔ)上，以某七跨連續(xù)梁橋?yàn)槔?，旨在尋找影響連續(xù)梁橋鎖死銷減震效果的顯著因素，同時(shí)研究各種顯著因素對(duì)減震效果的影響規(guī)律，并給出了相應(yīng)結(jié)論.

1　鎖死銷工作原理及分析模型

1.1鎖死銷設(shè)計(jì)

構(gòu)筑物的加速度信號(hào)可直接反映當(dāng)?shù)鼗蚪ㄖ飭误w的地震加速度運(yùn)動(dòng)情況，為此提出了加速度激活的鎖死銷減震裝置，如圖1所示，將鎖死銷安裝于連續(xù)梁梁體和活動(dòng)墩之間，構(gòu)成連續(xù)梁橋鎖死銷減震體系.鎖死銷主要由鎖死球、鎖死球托架、上部套箱和下部卡座構(gòu)成.正常運(yùn)營(yíng)狀態(tài)下，鎖死球位于鎖死球托架弧面球槽內(nèi)(調(diào)整托架弧面球槽曲線半徑可設(shè)置不同的鎖死銷激活閾值)，上部套箱和下部卡座間不設(shè)約束，以滿足正常使用狀態(tài)墩梁間變位需求.地震發(fā)生時(shí)，在墩頂加速度未達(dá)到鎖死銷激活閾值前，鎖死球在弧面球槽內(nèi)晃動(dòng)，當(dāng)墩頂加速度大于激活閾值時(shí)，鎖死球從球槽內(nèi)滾動(dòng)、脫落至下部卡座球槽內(nèi)，限制梁體和活動(dòng)墩相對(duì)位移的發(fā)生，促使活動(dòng)墩和固定墩協(xié)同抵抗縱向水平地震荷載.在上部套箱底部開孔位置及下部卡座球槽內(nèi)襯橡膠墊，既可避免鎖死球落入下部卡座球槽剛性碰撞的發(fā)生，又可通過橡膠墊的規(guī)格選取調(diào)整鎖死銷的連接剛度.為保證鎖死球順利進(jìn)入下部卡座球槽，上部套箱開孔位置和卡座球槽處的預(yù)留半徑略大于鎖死球半徑.

圖1　鎖死銷結(jié)構(gòu)

1.2鎖死銷單元本構(gòu)

根據(jù)鎖死銷的結(jié)構(gòu)及工作原理，地震加速度激活的鎖死銷單元力學(xué)模型如圖2所示.

圖2　力學(xué)模型

圖中：ak為加速度激活閾值；k為鎖死銷連接剛度；c為單元阻尼系數(shù)；gp為鎖死間隙.

當(dāng)墩頂加速度首次達(dá)到加速度激活閾值ak之前，鎖死銷沒被激活，活動(dòng)墩與梁體之間處于縱向自由滑動(dòng)狀態(tài).當(dāng)墩頂加速度首次達(dá)到加速度激活閾值時(shí)，鎖死銷被激活，鎖死球卡入鎖死銷上部套箱和下部卡座的卡槽內(nèi)；此時(shí)如果梁體與活動(dòng)墩之間的相對(duì)位移小于鎖死銷的間隙gp，則鎖死銷仍然沒發(fā)揮作用；只有梁體與活動(dòng)墩之間的相對(duì)位移欲大于鎖死銷的間隙gp時(shí)，鎖死球才會(huì)與上部套箱和下部卡座內(nèi)襯橡膠墊發(fā)生碰撞，繼而限制梁體和活動(dòng)墩的相對(duì)位移.為表述方便，設(shè)

a(t*)=ak.

(1)

式中：a(t*)為t*時(shí)刻墩頂加速度；t*為墩頂加速度值首次達(dá)到加速度激活閾值ak的時(shí)刻.

在地震力作用下，當(dāng)橡膠墊將逐步壓縮至其最

大壓縮量δ時(shí)，鎖死銷的連接剛度會(huì)相應(yīng)發(fā)生變化，鎖死銷裝置力-位移關(guān)系如圖3所示.

(2)

圖3　鎖死銷裝置力-位移關(guān)系

碰撞過程中的能量損失由阻尼器模擬，其阻尼的大小與碰撞過程中的恢復(fù)系數(shù)e有關(guān)[15]，式中mpi和mbi分別為鎖死銷安裝位置橋墩和對(duì)應(yīng)梁體的質(zhì)量.

(3)

式中：ξ為陣型阻尼比；c為阻尼系數(shù)；k為連接剛度.

2　鎖死銷減震效果影響因素分析

2.1計(jì)算模型

為便于比較分析，本文結(jié)合某鐵路橋主橋62.5 m+5×96 m+62.5 m七跨等高連續(xù)梁橋進(jìn)行，如圖4所示，主梁重為36 300 t，橋墩高度為20 m，其縱向抗彎慣性矩為30 m4，截面面積為15 m2，混凝土的彈性模量取3.45×1010N/m2.采用ANSYS軟件建立全橋有限元模型，梁、墩采用梁?jiǎn)卧M，采用圖2所示的鎖死銷單元考慮鎖死銷的非線性連接，其實(shí)現(xiàn)方法為利用桿單元和彈簧單元組合模擬鎖死銷的連接，通過ANSYS APDL中的循環(huán)和判斷語(yǔ)句，結(jié)合加速度激活閾值和鎖死間隙來進(jìn)行組合單元的“生死”控制，決定鎖死銷是否發(fā)揮鎖死作用.假設(shè)分析過程中橋墩保持線彈性，橋墩與地面固接處理，原橋一階陣型以順橋向振動(dòng)為主，其自振周期約為1.7 s.

圖4　某大跨連續(xù)梁橋計(jì)算簡(jiǎn)圖

計(jì)算采用2種工況：工況①為原橋設(shè)計(jì)模型，即4#橋墩與主梁鉸接，其他橋墩上梁體可沿橋縱向自由滑動(dòng)；工況②為設(shè)置加速度激活鎖死銷模型，即4#橋墩與主梁鉸接，2#,3#,5#～7#梁墩間設(shè)加速度激活的鎖死銷.分析過程中，未考慮碰撞引起的能量損失，即c=0.用減震率λ來表示連續(xù)梁橋鎖死銷減震體系的減震效果，其定義為橋梁原設(shè)計(jì)模型和減震模型最大地震響應(yīng)參數(shù)(墩底剪力、墩底彎矩和梁端位移)降低的百分比,表示為：

(4)

式中: Rmax為工況①分析所得結(jié)構(gòu)最大地震響應(yīng)；Rc,max為工況②分析所得結(jié)構(gòu)最大地震響應(yīng).

2.2正交試驗(yàn)方案

正交試驗(yàn)法是多因素、多水平的研究方法，其特點(diǎn)是根據(jù)正交性從全面試驗(yàn)中挑選部分有代表性的點(diǎn)進(jìn)行試驗(yàn)，這些代表點(diǎn)具有“均勻分散、齊整可比”的特點(diǎn)[16].

影響鎖死銷裝置減震效果的因素較多，各種因素對(duì)減震效果的影響大小又不盡相同.為了較全面地明確鎖死銷的減震效果，基于鎖死銷的本構(gòu)關(guān)系，結(jié)合圖4所示連續(xù)梁橋，鑒于阻尼系數(shù)對(duì)減隔震支座減震性能影響較小，本文分析時(shí)未進(jìn)行阻尼模擬，僅選取激活閾值、鎖死間隙、橋墩高度、場(chǎng)地類型和連接剛度5個(gè)較為重要的因素進(jìn)行分析，其中場(chǎng)地類型以表1所示地震波作為激勵(lì)源進(jìn)行考慮.為了便于比較分析各條地震波分別作為激勵(lì)源時(shí)鎖死銷參數(shù)對(duì)橋梁結(jié)構(gòu)地震響應(yīng)的影響，將各地震波加速度峰值統(tǒng)一調(diào)整為0.4 g.由于場(chǎng)地條件分為4類，選取Ⅱ類場(chǎng)地作為虛擬水平，以每類場(chǎng)地3種地震波作用下減震率均值代表相應(yīng)的場(chǎng)地類型，其他4類因素各選取5個(gè)水平，見表2.確定因素和其對(duì)應(yīng)水平后，關(guān)鍵是正交表的選取，其不僅用來安排試驗(yàn)過程，對(duì)試驗(yàn)結(jié)果的處理也至關(guān)重要.為尋求影響連續(xù)梁橋鎖死銷減震體系減震效果的顯著性影響因素，對(duì)于本文的5因素5水平正交試驗(yàn)，選取L25(56)正交表進(jìn)行正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)，其中“25”為正交表行數(shù)，即將原本需要大量計(jì)算工作的數(shù)值模擬分析降至25次(考慮每類場(chǎng)地3種地震波，共計(jì)75次)；“6”為正交表列數(shù)，即試驗(yàn)可以安排的最大因素?cái)?shù)量(本試驗(yàn)包括1個(gè)空因素)；“5”表示各因素對(duì)應(yīng)的水平數(shù).

表1　四類場(chǎng)地地震波

表2　試驗(yàn)因素及其水平表

2.3正交試驗(yàn)分析

根據(jù)L25(56)正交表，按照表2所確定的參數(shù)進(jìn)行連續(xù)梁橋鎖死銷減震體系減震率仿真分析，各因素正交計(jì)算結(jié)果見表3，表中減震率為固定墩內(nèi)力與梁端位移減震率均值.

由表3可知，1)在25次仿真分析中，有11次所得減震率大于30%，比例接近50%，說明利用鎖死銷進(jìn)行連續(xù)梁橋減震可取得較好的減震效果；2)在試驗(yàn)號(hào)為1和21時(shí)，減震率為負(fù)值，說明鎖死銷應(yīng)用不當(dāng)，鎖死銷將梁體和活動(dòng)墩連接后，橋梁順橋向整體剛度變大，繼而引發(fā)更大的地震響應(yīng)，盡管活動(dòng)墩和固定墩協(xié)同抗震，但增加的地震響應(yīng)過大，導(dǎo)致各墩所承擔(dān)的地震響應(yīng)大于原有設(shè)計(jì)；3)在試驗(yàn)號(hào)為18和22時(shí)，連續(xù)梁橋的減震率為0，即鎖死銷未發(fā)揮鎖死作用，說明活動(dòng)墩頂加速度受地震波頻譜特性和結(jié)構(gòu)周期影響，鎖死銷激活閾值的設(shè)定需結(jié)合場(chǎng)地條件和橋梁具體結(jié)構(gòu)進(jìn)行.

表3　正交試驗(yàn)計(jì)算結(jié)果

2.4極差分析

極差R是指一組數(shù)據(jù)中的最大數(shù)據(jù)與最小數(shù)據(jù)的差.它反映了一組數(shù)據(jù)的離散程度，可作為評(píng)價(jià)因素顯著性的參數(shù)，其大小表明該因素的水平改變對(duì)試驗(yàn)結(jié)果的影響程度，極差越大，說明該因素的水平改變對(duì)試驗(yàn)結(jié)果影響也越大，極差最大的因素也就是最主要的因素.極差分析結(jié)果見表4.

由表4可知，1)鎖死間隙(因素B)對(duì)減震率影響最小，因?yàn)轭A(yù)留鎖死間隙是為了鎖死球能夠進(jìn)入球槽，故鎖死間隙的設(shè)置以滿足鎖死球順利進(jìn)入為主；2)激活閾值(因素A)對(duì)減震率的影響最為顯著，其關(guān)系到鎖死球能否被激活發(fā)揮鎖死作用，需仔細(xì)研究其合理取值范圍；3)橋墩高度、連接剛度和場(chǎng)地類型對(duì)減震率的影響依次遞減，其中橋墩高度和連接剛度對(duì)減震率影響的顯著性相近.

由于橋梁結(jié)構(gòu)和橋址均由設(shè)計(jì)需求決定，故綜合分析表4可知鎖死銷用于連續(xù)梁橋減震的分析步驟:1)明確場(chǎng)地條件；2)結(jié)合地質(zhì)條件和橋梁結(jié)構(gòu)，研究地震波與墩頂加速度關(guān)系，確定鎖死銷激活閾值取值范圍；3)結(jié)合地質(zhì)條件和橋梁結(jié)構(gòu)具體形式，探求連接剛度對(duì)減震率的影響規(guī)律，以便于確定鎖死銷連接剛度的設(shè)定原則.

表4　減震率極差分析

3　鎖死銷減震效果顯著性因素分析

3.1激活閾值取值范圍分析

確定鎖死銷激活閾值的前提是確定橋梁結(jié)構(gòu)所處位置場(chǎng)地條件，然后探求地震波與墩頂加速度的關(guān)系，最終確定鎖死銷激活閾值取值范圍.本文利用圖4所示連續(xù)梁橋3#活動(dòng)墩為計(jì)算模型，以表1中Ⅱ類和Ⅳ類場(chǎng)地所列地震波為激勵(lì)源，選取5種不同高度對(duì)橋墩進(jìn)行時(shí)程分析(墩身截面保持不變)，得到了激勵(lì)波與墩頂加速度極值的關(guān)系曲線，如圖5所示.

分析圖5可知，1)橋墩高度為15 m時(shí)，2類場(chǎng)地地震波激勵(lì)作用下，墩頂加速度極值小于1 m/s2,當(dāng)鎖死銷激活閾值大于墩頂加速度極值時(shí)，會(huì)導(dǎo)致鎖死銷無法激活，也印證了表3中試驗(yàn)號(hào)18和22時(shí)減震率為0的原因.2)橋墩高度越高，其自振周期越長(zhǎng)，激勵(lì)波傳遞至墩頂?shù)募铀俣葮O值越大.3)橋墩高度越矮，自振周期越短，不同地震波間頻譜特性對(duì)墩頂加速度極值的影響越小，如墩高15 m時(shí)，兩類場(chǎng)地地震波激勵(lì)作用下，墩頂加速度極值在0.4～0.8 m/s2間；當(dāng)墩高35 m時(shí)，墩頂加速度極值之差最大約5.6 m/s2，且Ⅱ類場(chǎng)地地震波引發(fā)的墩頂加速度發(fā)散性大于Ⅳ類場(chǎng)地.

墩高/m

為進(jìn)一步揭示墩頂加速度與墩高或橋墩自振周期的關(guān)系，以圖4所示連續(xù)梁橋3#活動(dòng)墩墩高25 m時(shí)橋墩一階自振周期為標(biāo)準(zhǔn)，對(duì)15,20,30和35 m墩高截面參數(shù)進(jìn)行調(diào)整，使得上述4種墩高的橋墩一階自振周期與墩高25 m時(shí)相同，同樣利用Ⅱ類和Ⅳ類場(chǎng)地所列地震波為激勵(lì)源進(jìn)行時(shí)程分析，得到了不同高度下墩頂加速度極值，如圖6所示.

由圖6可知，當(dāng)橋墩高度變化時(shí)，墩頂加速度極值基本呈水平狀態(tài)，即在不同高度橋墩一階自振周期相同的情況下，墩頂加速度極值不再隨墩高的改變而發(fā)生大幅度變化，說明在場(chǎng)地條件明確的前提下，墩頂加速度極值的大小主要與橋墩一階自振周期有關(guān).未來鎖死銷工程應(yīng)用時(shí)，只需預(yù)先設(shè)定一階自振周期與墩頂加速度極值關(guān)系曲線，即可根據(jù)具體橋梁活動(dòng)墩自振周期大致確定鎖死銷激活閾值最大值，即鎖死銷激活閾值取值范圍.

墩高/m

3.2連接剛度對(duì)減震效果的影響分析

為了探求連接剛度對(duì)減震效果的影響，利用圖4所示連續(xù)梁橋?yàn)橛?jì)算模型，以Ⅱ-1#地震波為激勵(lì)源進(jìn)行非線性時(shí)程分析，鎖死銷發(fā)生作用后，加速度激活閾值ak=0.1 m/s2，鎖死間隙δ=0.005 m.求得了不同橋墩高度情況下連接剛度變化對(duì)減震率的影響，如圖7所示，減震率取固定墩內(nèi)力與梁端位移減震率均值.

分析圖7可知：1)在圖示5種高度下，隨著鎖死銷連接剛度的增加，減震率呈現(xiàn)總體上升趨勢(shì)，說明實(shí)際應(yīng)用時(shí)適當(dāng)增加鎖死銷連接剛度會(huì)取得更好的減震效果.2)當(dāng)連接剛度增大到一定數(shù)量級(jí)后，如k= 1×106～1×109kN/m時(shí)，隨著連接剛度的增加，減震率幾乎保持不變，表明連接剛度的取值范圍比較寬，易于工程應(yīng)用.3)在墩高15 m和墩高35 m時(shí)，當(dāng)k=1×105kN/m時(shí)，減震率為負(fù)值，說明橋墩過高或過低時(shí)，若連接剛度取值較小則不能提高橋梁抗震性能，具體應(yīng)用時(shí)需結(jié)合具體橋梁結(jié)構(gòu)分析其減震性能.

連接剛度/(kN·m-1)

加速度激活閾值的取值決定著鎖死銷的激活時(shí)機(jī)，為了明確加速度激活閾值是否對(duì)連接剛度與減震效果之間規(guī)律有所影響，設(shè)定圖4所示連續(xù)梁橋墩高20 m不變，以Ⅱ-1#地震波為激勵(lì)源進(jìn)行非線性時(shí)程分析，鎖死銷發(fā)生作用后，鎖死間隙δ=0.005 m，分析了不同加速度激活閾值情況下連接剛度變化對(duì)減震率的影響，如圖8所示.

連接剛度/(kN·m-1)

分析圖8可知：1)在激活閾值ak=0.1～1.0 m/s2時(shí)，減震率隨著鎖死銷連接剛度的增加呈現(xiàn)先上升后穩(wěn)定不變的趨勢(shì)，即當(dāng)連接剛度增加到一定程度后，減震率不再變化.2)在激活閾值ak=1.5 m/s2和ak=2.0 m/s2時(shí)，連接剛度的變化對(duì)減震率沒有影響.總體上可以說明針對(duì)不同的加速度激活閾值，連接剛度取值越大減震效果越理想.

4　結(jié)　論

1)連續(xù)梁橋利用鎖死銷減震可以取得理想效果，通過正交試驗(yàn)極差理論分析可知，連續(xù)梁橋鎖死銷減震效果影響因素的顯著性排序?yàn)椋杭铀俣燃せ铋撝?橋墩高度>連接剛度>場(chǎng)地條件>鎖死間隙.

2)地震波激勵(lì)作用下，墩頂加速度的大小主要與橋墩自振周期有關(guān)，預(yù)先分析具有不同一階自振周期的橋墩墩頂加速度與激勵(lì)波的關(guān)系，即可在連續(xù)梁橋鎖死銷減震應(yīng)用時(shí)，快速確定鎖死銷加速度激活閾值取值范圍.

3)在場(chǎng)地條件和橋梁結(jié)構(gòu)確定的前提下，鎖死銷連接剛度的變化對(duì)連續(xù)梁橋減震效果有一定影響，連接剛度越大，其減震率越高.具體工程應(yīng)用時(shí)，鎖死銷的連接剛度盡量取大值.

4)地震作用下，鎖死球從托架上脫落至進(jìn)入下部底座球槽的運(yùn)動(dòng)軌跡決定著鎖死銷發(fā)揮鎖死作用的具體時(shí)間.鎖死球運(yùn)動(dòng)軌跡對(duì)減震效果的影響是進(jìn)一步研究的方向.

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Influencing Factors on Damping Effect of Locking Dowel Using Orthogonal Experiment Design

ZHANG Wen-xue1,CHEN Shi-tong1,2?,DU Xiu-li1,ZHANG Yao-hui2

(1.College of Architecture and Civil Engineering，Beijing Univ of Technology，Beijing100124，China;2.Hebei Engineering Research Center for Traffic Emergency and Guarantee，Shijiazhuang Tiedao Univ,Shijiazhuang,Hebei050043，China)

In order to fully use the seismic bearing capacity of sliding piers to improve the seismic performance of continuous bridges，the acceleration activating locking dowel was developed and installed between the piers and beams.To investigate the principal influencing factors on the damping effect of the locking dowel and optimize the damping performance of the locking dowel,taking a seven-span continuous bridge as an example,five test parameters including acceleration activating thresholds,locking clearance,pier height,site condition,and connection stiffness were studied.On the basis of the principle of the orthogonal experiment design,five levels for each factor and twenty-five text schemes were considered.The primary and secondary influencing factors on damping effect were obtained by the extreme difference analysis.Furthermore,the influences of the activating threshold range and connection stiffness on damping effect were analyzed.The investigation results indicate that the acceleration of the pier top and the natural vibration period of the pier are closely related,and the acceleration activating thresholds can be determined from the natural vibration period of the pier.Moreover,the damping effect of the device is significantly influenced by the connection stiffness.When the connection stiffness increases,the damping effect is improved.

continuous bridge; orthogonal experimental design；extreme difference analysis；locking dowel；damping devices；numerical simulation

1674-2974(2016)09-0036-07

2015-08-06

國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51378034),National Natural Science Foundation of China(51378034); 北京市自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(8122007)

張文學(xué)(1975-)，男，吉林伊通人，北京工業(yè)大學(xué)副教授，博士

?通訊聯(lián)系人，E-mail:chst@stdu.edu.cn

U442.5,U441.3

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