CN110616629B - 一种速度锁定型自复位防屈曲支撑 - Google Patents

Abstract

本发明提供了一种速度锁定型自复位防屈曲支撑，属于桥梁抗震设计技术领域。本发明中LU系统的活塞杆右侧伸入SC系统内套管的空腔中，LU系统中的缸筒左侧与SC系统承压管及内套管焊接；后将组合后的LU与SC系统插入BRB系统中套管中，LU系统中的缸筒左端与BRB系统中套管及耗能内芯左端相连，SC系统右端与BRB系统中套管右端相连，组合后的整体系统，BRB系统外套管及LU系统中的活塞杆左端与桥梁结构相连，右侧SC系统内套管、BRB系统耗能内芯与桥梁结构相连。本发明速度锁定装置会提高减震率；附加支撑的存在也能有效减小墩顶最大位移及残余位移，控制最大位移满足规范要求，并有效发挥复位功能，保证复位率均大于85％，可以保证桥梁主体结构的安全。

Description

一种速度锁定型自复位防屈曲支撑

技术领域

本发明涉及一种速度锁定型自复位防屈曲支撑，属于桥梁抗震设计技术领 域。

背景技术

地震是人类长期以来所面临的重大的自然灾害之一，地震可以在瞬间爆发 出巨大能量，产生破坏。而桥梁结构是交通网至关重要的一部分，其结构对地 震灾害的抵抗能力举足轻重。因此，如何能使桥梁结构具有更加良好的抗震功 能，在震后更加容易恢复正常使用状态，对于从事桥梁结果抗震研究的人员来 说一直是一个严峻的课题。随着社会发展，人们开始进行“以柔克刚”的抗震 设计，利用结构的延性使结构产生变形来耗散地震动产生的能量，但这种做法 也往往会以结构出现一定不可恢复损伤为代价，使结构在震后修复成本大大增 加，且由于地震作用有着很强的随机性，传统设计方法不能够保证结构在不同 地震作用下的自我调节，灵活性较差。

由此，国内外许多学者也提出了由附加控制装置和构造物本体联合抵御地 震作用的结构振动控制的方法。根据控制施加原理的不同可将控制系统分为主 动控制、被动控制、半主动控制和混合控制。被动控制装置在相比较之下，由 于其构成简单，实施方便，经济性好，减震效果好等优点在实际工程上有着更 多的应用。目前的自复位防屈曲支撑由自复位系统、耗能系统及约束连接系统 组成，耗能系统用来增加结构刚度和进行耗能，自复位系统产生恢复力自复 位。这种传统自复位防屈曲支撑具有兼具自复位与耗能能力、有效避免主体结 构与地面产生结构共振等优点。然而，它也具有很多问题，诸如在实际桥梁工程应用中，由于复位装置，对于温度效应等作用产生的变形将会产生次内力， 尤其在将自复位装置应用于连续梁桥多墩布置时，将产生很大次内力，对结构 不利。

发明内容

本发明的目的是为了解决上述现有技术存在的普通自复位耗能构件在连续 梁桥布置中时会对温度次内力及混凝土收缩和徐变产生约束的问题，同时充分发 挥其自复位及耗能功能，进而提供一种速度锁定型自复位防屈曲支撑。

本发明的目的是通过以下技术方案实现的：

一种速度锁定型自复位防屈曲支撑，包括：速度锁定系统、自复位系统和防 屈曲支撑系统；其中，速度锁定系统的一侧伸入自复位系统中，速度锁定系统与 自复位系统通过焊接相连；将组合后的速度锁定系统与自复位系统插入防屈曲支 撑系统中，速度锁定系统左侧与防屈曲支撑系统左侧相连，自复位系统右侧与防 屈曲支撑系统右侧相连；组合后的整体系统中，防屈曲支撑系统及速度锁定系统 左侧与桥梁结构相连，右侧自复位系统、防屈曲支撑系统与桥梁结构相连；

所述防屈曲支撑系统由外套管和防屈曲支撑系统中套管构成，防屈曲支撑系 统中套管插入外套管内，防屈曲支撑系统中套管的一侧相对于外套管内凹，另 一侧相对于外套管外凸，将防屈曲支撑系统中套管相对于外套管内凹一侧作为左 侧，外凸一侧作为右侧，外套管左侧与左连接板相连，防屈曲支撑系统中套管和 外套管之间的空隙部分安装有耗能内芯，耗能内芯右侧与右连接板相连；

所述自复位系统由自复位系统中套管、组合碟簧、碟簧挡板和内套管构成； 内套管设置在自复位系统中套管内，内套管外侧和自复位系统中套管内侧分别焊 接有碟簧挡板，自复位系统中套管内侧的上下碟簧挡板与内套管外侧上的碟簧挡 板对齐但不接触，组合碟簧填充在碟簧挡板之间，由碟簧挡板直接驱动组合碟簧 伸缩，将内套管外凸一侧作为左侧，组合碟簧一侧作为右侧，内套管右侧焊接在 右连接板上；

所述速度锁定系统主要由活塞板、活塞杆和缸筒构成；所述活塞板上开有阻 尼孔，活塞板与活塞杆相连，活塞板与活塞杆设置在缸筒内，通过活塞杆运动带 动活塞板在缸筒中移动，将缸筒与自复位系统相连的一侧作为右侧，另一侧作为 左侧，活塞杆左侧与左连接板相连；

防屈曲支撑系统的防屈曲支撑系统中套管左侧与速度锁定系统的缸筒相连， 耗能内芯左侧与速度锁定系统的缸筒左侧相连，自复位系统的自复位系统中套管 与速度锁定系统的缸筒焊接，速度锁定系统的活塞杆右侧伸入自复位系统的内套 管的空腔中，速度锁定系统的缸筒右侧与防屈曲支撑系统耗能内芯及防屈曲支撑 系中套管相连。

所述外套管和防屈曲支撑系中套管均为方形套管。

所述组合碟簧的组合方式为每组两片碟簧并联叠合，共十四组串联对合组 成。

所述防屈曲支撑系中套管和外套管为耗能内芯提供侧向约束，防止耗能内芯 屈曲。

所述自复位系统中套管和内套管与组合碟簧的轴心位于同一直线上。

所述自复位系统的内套管的外侧设置有承压管，承压管位于内套管和组合碟 簧之间。

本发明的有益效果为：

本发明所设计的速度锁定型自复位防屈曲支撑在静止模式下整体结构达到 静力平衡；在正常使用工作模式下，即温升温降引起的变形中，墩梁产生相对位 移，由于活动墩处所布置的支撑活塞杆可在缸筒内自由进出，变形被释放，而自 复位及耗能装置均未受到激活；在地震动作用下，速度锁定装置迅速切换到“锁 定”状态，阻尼孔中产生阻尼力，缸筒刚度迅速升高，缸筒带动中套管，套管内 侧挡板牵动碟簧移动，在外力作用下被压动。而缸筒的移动同时会带来耗能内芯 产生轴向变形耗能。无论受到拉伸或压缩的外力，碟簧始终处于受压的状态以提 供支撑一定的恢复力。而碟簧外套管与整个装置套管的存在，限制了耗能内芯的 屈曲变形，从而保证了防屈曲系统具有一定的耗能能力。

附图说明

图1为防屈曲系统模型图。

图2为自复位系统模型图。

图3为速度锁定系统模型图。

图4为LU-SC-BRB组合支撑图。

图5为碟簧组合方式图。

图6为自复位系统恢复力模型图。

图7为防屈曲系统恢复力模型图。

图8为SC-BRB组合系统恢复力模型图。

图9为当u_r≤u_ys时计算残余变形的情况图。

图10为当u_r＞u_ys时计算残余变形的情况图。

图11为主梁的跨中截面图。

图12为主梁的支点截面图。

图13为连续梁桥有限元模型。

图14为具体实施设计速度锁定型自复位防屈曲支撑的流程图。

图中的附图标记，1为外套管，2为防屈曲支撑系统中套管，3为耗能内芯， 4为组合碟簧，5为碟簧挡板，6为内套管，7为活塞板，8为活塞杆，9为阻尼孔， 10为缸筒，11为自复位系统中套管，12为承压管。

具体实施方式

下面将结合附图对本发明做进一步的详细说明：本实施例在以本发明技术方 案为前提下进行实施，给出了详细的实施方式，但本发明的保护范围不限于下述 实施例。

如图1至图14所示，本实施例所涉及的一种速度锁定型自复位防屈曲支撑， 包括：速度锁定系统、自复位系统和防屈曲支撑系统；其中，速度锁定系统的一 侧伸入自复位系统中，速度锁定系统与自复位系统通过焊接相连；将组合后的速 度锁定系统与自复位系统插入防屈曲支撑系统中，速度锁定系统左侧与防屈曲支 撑系统左侧相连，自复位系统右侧与防屈曲支撑系统右侧相连；组合后的整体系 统中，防屈曲支撑系统及速度锁定系统左侧与桥梁结构相连，右侧自复位系统、 防屈曲支撑系统与桥梁结构相连；

所述防屈曲支撑系统由外套管1和防屈曲支撑系统中套管2构成，防屈曲支撑 系统中套管2插入外套管1内，防屈曲支撑系统中套管2的一侧相对于外套管1内 凹，另一侧相对于外套管1外凸，将防屈曲支撑系统中套管2相对于外套管1内凹 一侧作为左侧，外凸一侧作为右侧，外套管1左侧与左连接板相连，防屈曲支撑 系统中套管2和外套管1之间的空隙部分安装有耗能内芯3，耗能内芯3右侧与右连 接板相连；

所述自复位系统由自复位系统中套管11、组合碟簧4、碟簧挡板5和内套管6 构成；内套管6设置在自复位系统中套管11内，内套管6外侧和自复位系统中套管 11内侧分别焊接有碟簧挡板5，自复位系统中套管11内侧的上下碟簧挡板5与内套 管6外侧上的碟簧挡板5对齐但不接触，组合碟簧4填充在碟簧挡板5之间，由碟簧 挡板5直接驱动组合碟簧4伸缩，将内套管6外凸一侧作为左侧，组合碟簧4一侧作 为右侧，内套管6右侧焊接在右连接板上；

所述速度锁定系统主要由活塞板7、活塞杆8和缸筒10构成；所述活塞板7上 开有阻尼孔9，活塞板7与活塞杆8相连，活塞板7与活塞杆8设置在缸筒10内，通 过活塞杆8运动带动活塞板7在缸筒10中移动，将缸筒10与自复位系统相连的一侧 作为右侧，另一侧作为左侧，活塞杆8左侧与左连接板相连；

防屈曲支撑系统的防屈曲支撑系统中套管2左侧与速度锁定系统的缸筒10相 连，耗能内芯3左侧与速度锁定系统的缸筒10左侧相连，自复位系统的自复位系 统中套管11与速度锁定系统的缸筒10焊接，速度锁定系统的活塞杆8右侧伸入自 复位系统的内套管6的空腔中，速度锁定系统的缸筒10右侧与防屈曲支撑系统耗 能内芯3及防屈曲支撑系中套管2相连。

所述外套管1和防屈曲支撑系中套管2均为方形套管。

所述组合碟簧4的组合方式为每组两片碟簧并联叠合，共十四组串联对合组 成。

所述防屈曲支撑系中套管2和外套管1为耗能内芯3提供侧向约束，防止耗能 内芯3屈曲。

所述自复位系统中套管11和内套管6与组合碟簧4的轴心位于同一直线上。

所述自复位系统的内套管6的外侧设置有承压管12，承压管12位于内套管6 和组合碟簧4之间。

具体实施方式一

参照图14具体说明本实施方式，本实施方式所述的速度锁定型自复位防屈 曲支撑，其具体设计、构成及工作模式包括以下步骤：

步骤一：完成速度锁定(LU)系统、自复位(SC)系统和防屈曲支撑(BRB) 系统三个部分的构成和组合；

步骤二：阐述装置在静止状态下、正常使用状态下及地震动作用下的工作原 理；

步骤三：根据装置各部分系统的工作原理，进行材料的选择及尺寸的设计；

步骤四：以粘滞阻尼器为原型推导速度锁定装置的恢复力模型，分析自复位 系统、防屈曲系统的恢复力模型，并对三部分系统的组合工作模型进行阐述，对 残余变形的计算方式进行阐述；

步骤五：提出新型装置的承载能力、复位能力、耗能能力的性能评价指标。

本实施方式中，如图1所示，防屈曲支撑系统由外套管1和防屈曲支撑系统 中套管2两个方形套管组成，防屈曲支撑系统中套管2插入外套管1内，防屈 曲支撑系统中套管2的一侧相对于外套管1内凹，另一侧相对于外套管1外凸， 将防屈曲支撑系统中套管2相对于外套管1内凹一侧作为左侧，外凸一侧作为右 侧，其中，防屈曲支撑系统中套管2左侧与速度锁定系统的缸筒10相连，外套 管1左侧与左连接板相连，防屈曲支撑系统中套管2和外套管1之间的空隙部分 安装有耗能内芯3，耗能内芯3左侧与速度锁定系统的缸筒10左侧相连，右侧 与右连接板相连，防屈曲支撑系统中套管2和外套管1为耗能内芯3提供侧向约束，防止耗能内芯3屈曲。

如图2所示，自复位系统采用组合碟簧4发挥其自复位作用效果，主要由组合 碟簧4、自复位系统中套管11、内套管6和碟簧挡板5构成。内套管6设置在自复位 系统中套管11内，内套管6外侧及自复位系统中套管11内侧分别焊接碟簧挡板5， 自复位系统中套管11上下碟簧挡板5与内套管6上的碟簧挡板5对齐但不接触。自 复位系统中套管11与速度锁定系统的缸筒10焊接，组合碟簧4填充在碟簧挡板5 之间，由碟簧挡板5直接驱动组合碟簧4伸缩，自复位系统中套管11和内套管6与 组合碟簧4的轴心位于同一直线上，内套管6的一侧相对于组合碟簧4外凸，将内 套管6外凸一侧作为左侧，组合碟簧4一侧作为右侧，内套管6右端焊接在右连接 板上。

如图5所示，组合碟簧4选取《GBT 1972-2005碟形弹簧》规范中的A系列 外径D为225mm，内径d为112mm的有支撑面碟簧，碟簧自由高度H₀为17mm，无 支撑面厚度t为12mm，有支撑面厚度t’为11.25mm，平压时变形量h₀为5.75mm。 碟簧材料选用60SiMnA合金钢材。组合碟簧4的碟簧组合方式需考虑承载能力及 复位需求两部分，根据计算，采用每组两片碟簧并联叠合，共十四组串联对合而 成的形式。单片碟簧预压2mm，全部碟簧等效预压力约为150kN。组合碟簧未受 荷载时自有高度为395.5mm，预压后每段组合碟簧的高度为367.5mm，使用组合 碟簧极限压缩量的75％为最佳行程可求得组合碟簧的最大弹性变形量为35.4mm。

如图3所示，速度锁定系统主要由缸筒10、活塞板7与活塞杆8构成。活 塞板7上开有阻尼孔9，与活塞杆8相连，通过活塞杆8运动带动活塞板7在缸 筒10中移动。将缸筒10与自复位系统相连的一侧作为右侧，另一侧作为左侧， 活塞杆8左端与左连接板相连，右侧伸入自复位系统的内套管6中，缸筒10左 端与防屈曲支撑系统耗能内芯3及防屈曲支撑系统中套管2相连。

如图4所示，LU-SC-BRB系统的组合，首先将LU系统的活塞杆8右侧 伸入SC系统内套管6的空腔中，SC系统内套管6的外侧设置有承压管12，承 压管12位于内套管6和组合碟簧4之间，LU系统中的缸筒10右侧与SC系统 承压管及内套管6焊接；后将组合后的LU与SC系统插入BRB系统中防屈曲支 撑系统中套管2中，LU系统中的缸筒10左端与BRB系统中防屈曲支撑系统中 套管2及耗能内芯3左端相连，SC系统右端与BRB系统中防屈曲支撑系统中套管2右端相连；组合后的整体系统，BRB系统外套管1及LU系统中的活塞杆8 左端与桥梁结构相连，右侧SC系统内套管6、BRB系统耗能内芯3与桥梁结构 相连。

其中，桥梁结构为桥梁的墩柱和梁体；左、右连接板是指用于连接组装完成 的装置与所要安装的桥梁结构的连接结构，左连接板连接装置中BRB系统外套管 及LU活塞杆左端与桥梁结构，右连接板连接装置中SC系统内套管、BRB系统耗 能内芯与结构。

具体实施方式二

本实施方式是对具体实施方式一所述的速度锁定型自复位防屈曲支撑作进 一步说明，本实施方式中，步骤二所述装置在静止状态下、正常使用状态下及地 震动作用下的工作原理为：

步骤二一：在静止模式下整体结构达到静力平衡；

步骤二二：在正常使用工作模式下，即温升温降引起的变形中，墩梁产生相 对位移，由于活动墩处所布置的支撑活塞杆可在缸筒内自由进出，变形被释放， 而自复位及耗能装置均未受到激活；

步骤二三：在地震动作用下，速度锁定装置迅速切换到“锁定”状态，阻尼 孔中产生阻尼力，缸筒刚度迅速升高，缸筒带动自复位系统中套管，套管内侧挡 板牵动碟簧移动，而由于内套管外侧挡板的存在，碟簧移动被限制，在外力作用 下被压动。而缸筒的移动同时会带来耗能内芯产生轴向变形耗能。无论收到拉伸 或压缩的外力，碟簧始终处于受压的状态以提供支撑一定的恢复力。而碟簧外套 管与整个装置套管的存在，限制了耗能内芯的屈曲变形，从而保证了防屈曲系统 具有一定的耗能能力。

具体实施方式三

本实施方式是对具体实施方式二所述的装置各部分系统的工作原理，进行材 料的选择及尺寸的设计。本实施方式中，步骤三所述材料的选择及尺寸的设计为： (注：本尺寸设计应用于跨径为35+60+35m的三跨连续梁桥在弹性E1及塑性 E2抗震需求来确定，且不同形式桥梁在不同地震环境下对装置材料要求不同)

步骤三一：速度锁定装置的设计：

根据大量拟静力试验结果表明，甲基硅油粘度衰减系数m会随剪切速度μ 而变化，二者关系如式(1)：

这也是由粘滞摩擦产生的阻尼力的计算依据。

本具体实施拟采用密度为930kg/m³，运动粘度为20000cSt的甲基硅油粘滞 介质。

速度锁定装置采用外径为0.25m，内径为0.18m圆柱体外缸筒，活塞部分直 径为0.07m，厚度为0.03m，活塞板上均布2个直径为6mm圆孔以供粘滞流体 通过。各部分材料如下表1所示：

表1速度锁定装置材料选择表

步骤三二：自复位系统的设计：

单片碟簧的选取根据空间要求，当径向空间允许时，以尽量选取大尺寸碟簧 为标准，以减少碟簧片数。选取《GBT 1972-2005碟形弹簧》规范中的A系列 外径D为225mm，内径d为112mm的有支撑面碟簧，碟簧自由高度H₀为17mm， 无支撑面厚度t为12mm，有支撑面厚度t’为11.25mm，平压时变形量h₀为5.75mm。 碟簧材料选用60SiMnA合金钢材。

碟簧组合方式需考虑承载能力及复位需求两部分，根据计算，采用每组2 片碟簧并联叠合，共14组串联对合而成的形式。单片碟簧预压2mm，全部碟簧 等效预压力约为150kN。组合碟簧未受荷载时自有高度为395.5mm，预压后每段 组合碟簧的高度为367.5mm，使用组合碟簧极限压缩量的75％为最佳行程可求 得组合碟簧的最大弹性变形量为35.4mm。

步骤三三：防屈曲系统的设计：

防屈曲支撑内外套管与耗能内芯均采用Q235钢，弹性模量为206Gpa，泊 松比为0.3，具体尺寸如表2：

表2防屈曲系统各部分尺寸(mm)

具体实施方式四

本实施方式是以粘滞阻尼器为原型推导速度锁定装置的恢复力模型，分析自 复位系统、防屈曲系统的恢复力模型，并对三部分系统的组合工作模型进行阐述， 对残余变形的计算方式进行阐述；本实施方式中，步骤四所述确定各装置的恢复 力模型为：

步骤四一：速度锁定装置恢复力模型：

通过雷诺的研究，通常用下临界雷诺数作为流体在圆管中流动状态的判断依 据，可由式(2)求出雷诺数R_e：

式中：ρ为液体密度；

为流体在圆管中的平均流速；d为管道内径；μ为 液体动力粘度。

其中R_e为雷诺数的无量纲数，对通过流体截面相同的容器来说，若雷诺数R_e相同，则它们的流动状态相同。光滑金属圆管的临界雷诺数R_e取2320，即：

时，为层流

时，为紊流

其中，v为运动粘度，通过计算得知，所选用粘滞介质在缸筒中运动时的雷 诺数远小于临界雷诺数2300，因而采用层流模型进行设计。

步骤四二：LU装置阻尼力计算公式：

综合由孔缩效应产生的阻尼力和由粘滞摩擦产生的阻尼力两种情况可得出 速度锁定装置的理论恢复力公式为：

F＝F₁+F₂ (3)

其中F₁是由孔缩效应产生的阻尼力，F₂是由粘滞摩擦产生的阻尼力。

即：

记为：F＝c₁vⁿ+c₂v^m

式中：

式中，c₁为孔隙系数；c₂为粘滞阻尼系数；ρ为液体密度；ξ为阻尼系 数；n为孔缩衰减系数；d₀为阻尼孔直径；D为缸筒内径；d为活塞杆直径；l 为圆管长度；m为粘度衰减系数；R为圆管截面半径，k为动态刚度；

另外，速度锁定装置中的粘滞介质在缸筒内受压时，会因流体被活塞压缩而 产生弹性力，此时的速度锁定装置包含阻尼器和弹簧两个单元，两单元组成串联 关系。但由于粘滞介质的压缩率是随着缸筒内压强变化的，因此速度锁定装置产 生的弹性刚度是一个非线性的刚度，用符号k(p)表示，可按式(7)～(10)计 算：

VL·k＝F (8)

F＝pA₀ (9)

可得：

式中：p为缸筒内部压强；A₀为活塞板有效面积；ξ为压缩率；L为活塞杆行 程；VL指在微小时间内活塞杆行程的变化量；k表示动态刚度；VV在微小时间 内活塞杆压缩体积的变化量。

步骤四三：自复位系统恢复力模型为：

自复位系统恢复力模型可简化为双折线模型，如图6，将其恢复力折线分为 两种状态。

(1)从原点出发，在受到外部作用力之前，由于组合碟簧经过预压，有一 定的预压力，则为保持整体静力平衡，套管受到一定的拉力，产生初始变形u_ys：

式中：F₀为组合弹簧总预压力；K_in为内套管轴向刚度；K_out为外套管轴 向刚度；E_in为内套管弹性模量；E_out为外套管弹性模量；A_in为内套管等效截 面面积；A_out为外套管等效截面面积；L_in为内套管轴向长度；L_out为外套管轴向 长度。

(2)当加载外力超过F₀，内、中套管由受拉转变为受压，当达到激活荷载F_a时，二者开始产生相对滑动，沿2状态加载，此时自复位系统总刚度为K_t；

K_t＝K_in+K_out+K_d (14)

F_a＝K_tu_ys (15)

式中：K_t为自复位系统屈服前刚度；K_d为组合碟簧刚度。

3)当加载位移超过碟簧屈服位移，自复位系统被激活，开始沿着2状态进 行加载，此时套管与组合碟簧是串联关系，二者受力相等，但由于K_in和K_out远 大于K_d，因此取组合碟簧刚度K_d为第二刚度。

(4)当加载位移达到u_ms，系统开始沿2状态卸载，直到位移达到u_ys时，按 1状态卸载。

(5)反向加载同理。

步骤四四：防屈曲系统恢复力模型为：

防屈曲系统恢复力模型可简化为双线性模型，如图7，将变形-力关系分为五 种状态。

(1)从原点出发，沿初始状态0状态加载，此时刚度为耗能内芯弹性刚度K_f；

f(0)＝K_f·u (16)

其中，u为变形；

(2)当加载位移超过耗能内芯屈服位移u_yb，系统进入1状态，此时刚度为 内芯的塑性刚度K_s；

f(1)＝K_s(u-u_yb)+K_f·u_yb (17)

(3)加载位移达到极限位移u_mc，则沿2状态卸载，卸载刚度为弹性刚度K_f。 若反向卸载至回弹位移u_yc，则进入3状态；若位移变化率大于0重新开始加载， 使得位移超过u_mc，则回归1状态；

f(2)＝-K_f(u_mc-u)+K_f·u_yb+K_s(u_mc-u_yb) (18)

u_yc＝u_mc-2u_yb (19)

(4)沿3状态反向再加载，此时刚度值为钢芯塑性刚度K_s，恢复力与位移 呈负相关，当加载位移达到负向极限位移u_mc2时，则进入4状态，若出现卸载状 况使得位移超过回弹位移时，进入2状态；

f(3)＝K_s·u+(K_s-K_f)·u_yb (20)

(5)沿4状态卸载，卸载刚度为弹性刚度K_f。若反向加载到大于负向回弹 位移u_yc2，则沿1状态继续，若卸载途中出现位移变化率大于0的情况，则超过u_mc2后回退至3状态：

f(4)＝K_f·(u-u_yc2)+K_s·u_mc2+(K_s-K_f)·u_yb (21)

u_yc2＝u_mc2+2u_yb (22)

(6)反向加载同理。

步骤四五：对于LU与SC-BRB组合支撑来说，它们之间位移之比与刚度成反 比，而对于SC系统与BRB系统，由于二者为并联关系，他们的位移量始终相等， 以此为基础可分别求得三者所分配的位移量，从而建立恢复力模型。如图8：

式中：u为墩梁相对位移；u_lu、u_sc、u_brb为LU、SC、BRB系统的位移；K_lu为LU系统的动态刚度；K_sc-brb为SC系统与BRB系统叠加后刚度。

将恢复力模型分为六种状态，

(1)当u＜u_yb时，系统处于OA阶段，此时自复位与防屈曲系统刚度均取弹 性刚度，预压碟簧尚未被激活：

F₀＝(K_f+K_t)·u (24)

K＝K_f+K_t (25)

其中，K为SC-BRB组合系统的等效刚度；

(2)当u_yb≤u≤u_ys时，系统处于AB阶段，防屈曲系统进入塑性阶段，刚度 取耗能内芯塑性刚度K_s，此时自复位系统仍处于未激活状态：

F_t＝(K_s+K_t)(u-u_ys)+F₀ (26)

K＝K_t+K_s (27)

(3)当u_ys≤u≤u_m时，u_m表示极限位移，系统处于BC阶段，此时自复位系 统两套管开始产生相对滑动，组合碟簧继续压缩，刚度为碟簧刚度K_d，而防屈 曲系统仍处于塑性阶段，刚度为K_s，相应的力-位移关系为：

F＝(K_s+K_d)(u-u_ys)+F₀+F_t (28)

K＝K_s+K_d (29)

(4)当u_yc≤u＜u_m时，系统处于CD阶段，在达到极限位移u_m后，支撑进入 卸载阶段，此时的自复位系统刚度为第二刚度K_d，而防屈曲系统刚度为钢芯弹 性刚度K_f，SC-BRB系统在卸载2F_t后达到回弹位移u_yc：

F＝(K_f+K_d)·u+F₀+F_t+(K_s-K_t)u_m-(K_s+K_d)u_ys (30)

K＝K_f+K_d (31)

(5)当u_ys≤u＜u_yc时，系统处于DE阶段，开始反向回弹，此时SC系统与 BRB刚度均为屈服后刚度，当位移达到u_ys时，钢芯始终处于反向加载状态：

F＝(K_s+K_d)(u_m-u)+F₀-F_t (32)

K＝K_s+K_d (33)

(6)当u_r≤u＜u_ys时，系统处于EF阶段，此时自复位系统各部分协同变形， 刚度取K_t，而耗能内芯仍处在塑性阶段，当外力降为零时，支撑两端相对变形 为u_r，即为本圈加载残余变形：

F＝-(K_s+K_t)(u_ys-u)+(K_s+K_d)(u_m-u_ys)+F₀-F_t (34)

K＝K_s+K_t (35)

由以上分析可知，在正常使用状况下，由于由温升温降引起的位移速度很小， 则缸筒内压强，即LU系统动态刚度就会很小，远小于SC-BRB系统叠加后的第一 刚度，墩梁间的相对位移绝大部分会由活塞杆在缸筒间的活动而耗散掉，而SC 与BRB系统不会产生恢复力或只产生很小的恢复力，对于布置了活动支座的桥墩 来讲，墩梁间依旧处于相对自由的状态，不会由于支撑的存在而产生次内力。

而在地震动作用下，由于墩梁间相对速度较大，速度锁定装置很快“锁死”， 产生巨大的阻尼力，相当于一个刚性杆，从而将地震动产生的力传递至并联的 SC-BRB系统上，而这一过程中，由于LU系统的动态刚度随着缸内压强的迅速增 大而增大，刚度迅速增加以至于远大于SC-BRB组合系统，因而LU系统只会产生 相当小的位移，绝大部分位移由SC-BRB系统组合承担，SC-BRB系统组合进行 工作，消耗地震动能量以及复位墩梁间产生的变形。

步骤四六：残余变形分析：

残余变形量是衡量支撑复位性能的一个重要指标。当支撑不再受到外部作用力时， 速度锁定系统解锁，产生残余变形u_r1，而若支撑能够回到位移为零处，即初始静力平衡状态，则自复位系统恢复力F_s＝0，而由于初始预压力的存在，防屈曲恢复力 F_b≠0，由此可见，SC-BRB系统的恢复力平衡位置不会在位移零点处，即当外力为零 时，SC-BRB系统存在一定残余变形u_r2。由于在实际计算中，u_r2＞＞u_r1，因此将速度 锁定系统产生残余变形量忽略，则整体支撑残余变形u_r＝u_r2。

根据自复位系统与耗能系统的不同参数选择，残余变形的计算方式有以下两 种，如图9和图10所示：

当u_r≤u_ys时：

当u_r＞u_ys时：

式中：u_r为整体支撑残余变形；k_t、k_d为自复位系统屈服前、后刚度；k_f、 k_s为防屈曲系统屈服前、后刚度；u_ys为自复位系统屈服位移；u_yc为防屈曲系统 回弹位移。

当u_r＞u_ys时，恢复力模型的“捏缩效应”不明显，而外荷载为零处位移点数 值较大，无法良好发挥自复位系统功能；而u_r≤u_ys时残余变形可认为其处在合 理范围内。因此为避免u_r＞u_ys的情况出现，需要满足式(38)：

此时，残余变形的大小只与自复位系统第一刚度与耗能系统的刚度及屈服位 移有关，因此应当在保证支撑能够有效复位的情况下，尽可能增加耗能系统的刚 度与屈服位移以达到更好的耗能效果。

具体实施方式五

本实施方式是对具体实施方式四所述的速度锁定型自复位防屈曲支撑各部 分的恢复力模型作进一步说明。本实施方式中，提出新型装置的承载能力、复位 能力、耗能能力的性能评价指标。

步骤五一：支撑承载能力；

支撑承载能力可通过滞回曲线、骨架曲线、割线刚度及刚度退化率评价。

滞回曲线可全面反映出支撑的承载能力、复位能力、耗能能力等性能。

试件的骨架曲线为其滞回曲线各圈加载循环的位移极值点所连成的包络线， 骨架曲线可反映支撑的承载力、屈服力等特征。

支撑的刚度随着加载次数的增加而出现下降的趋势为刚度退化，割线刚度可 反映支撑在加载过程中刚度退化的规律^[53]，其计算公式为：

式中：K为本圈加载割线刚度；V为本圈加载位移最大点时的荷载值；Δ为 本圈加载位移最大点时的相对位移。

为了更好的评估刚度退化程度，定义刚度退化率＝(位移零点处刚度-割线刚度)/位移零点处刚度。

步骤五二：支撑复位能力；

若支撑残余变形过大，则说明其未能实现良好的复位功能，因此残余变形量 是评价支撑复位能力的一项重要指标。取恢复力为零时支撑的位移，即支撑的力 -位移曲线与x轴的交点值来作为残余变形量大小。为更好的评估支撑复位程度， 定义参数复位率：复位率＝(本圈加载最大变形-残余变形)/本圈加载最大变形。

步骤五三：支撑耗能能力；

本文所设计支撑是通过耗能系统拉压滞回以实现在地震作用下消耗地震能 量，从而起到减震作用，因此，耗能系统的耗能能力是评定支撑系统性能的重要 指标。

在往复荷载作用下，支撑在加载过程吸收外界能量，卸载过程向外做功耗散 能量，二者之差即为在一个加载周期所耗散的能量。支撑在每圈加载得到的力- 位移曲线所围成的面积大小代表了在此次加载过程中所耗散的能量大小。

能量耗散系数同样能够反映支撑的耗能能力，也能够反映滞回曲线捏拢程 度，对于同一系统，在不同加载阶段，能量耗散系数不同，能量耗散系数越大， 说明滞回曲线捏缩程度越差，耗能能力越好。能量耗散系数计算方式如式(40)：

式中：ξ为能量耗散系数；S_H为滞回曲线围成面积；S_OAB为三角形OAB围 成面积；S_OCD为三角形OCD围成面积。

采用下述连续梁桥模型对比分析验证本发明的效果：

为分析支撑对桥梁抗震性能的影响，本节应用ANSYS有限元分析软件建立 全桥有限元模型及支撑模型，进行布置支撑前后模型动力特性分析，并选取合理 的地震动加速度时程进行分析，求得桥梁结构及支撑在地震动作用下的响应。

本次研究选用跨径为35+60+35m的三跨连续梁桥。主梁采用箱型截面设计， 顶宽11.5m，底宽6.5m，跨中截面梁高3.5m，支点截面梁高2m，支点及跨中截面 形式如图11和图12所示；

主梁选用强度等级为C50的混凝土材料，桥墩采用强度等级C40的混凝土材 料，主梁及桥墩材料特性如表3；

表3模型主要材料特性表

施工方式采用挂篮悬臂浇筑法施工，主梁两端各设置一现浇段，跨中及两侧 边跨各设置一合拢段。全桥除在左侧1#墩处设置1个固定支座外，右侧2#墩及其 余位置均布置为活动支座，墩底固接。全桥有限元模型见图13；

本试验具体如下：

建立ANSYS三跨连续梁桥模型，分别得到连续梁桥模型、布置自复位耗能 装置的连续梁桥模型及布置速度锁定型自复位耗能装置的连续梁桥模型；

分析多遇地震作用下结构及支撑的响应；

进行罕遇地震下三种模型在不同地震波作用下的弹塑性时程分析；

对影响支撑性能的几个主要参数进行分析；

分析了在年温度效应作用下布置SC-BRB与LU-SC-BRB的差别。

结果表明：

SC-BRB与LU-SC-BRB均能有效对地震波能量进行消耗，有效减小固定墩墩 底剪力、弯矩及墩顶位移响应的结论；而速度锁定系统在地震作用下会快速锁定， 不会对耗能效果产生过大影响；

SC-BRB与LU-SC-BRB均能有效减小桥墩塑性铰区域的弯矩-曲率响应，通 过耗能系统的滞回耗能削弱桥梁主体结构塑性耗能，使最大曲率满足规范要求； 分别布置两种支撑也均能有效减小固定墩墩底弯矩与剪力，其中LU-SC-BRB由 于速度锁定装置的存在减震率会相对于SC-BRB稍有提高；附加支撑的存在也能 有效减小墩顶最大位移及残余位移，控制最大位移满足规范要求，并有效发挥复 位功能，保证复位率均大于85％，保证了桥梁主体结构的安全；

自复位系统第一刚度增大及预压量的增大会对支撑的耗能减震效果有微弱 提升，第二刚度对支撑性能基本不产生影响，而增大防屈曲系统内核心截面面积 及减小支撑布置角度则能显著的增大支撑的耗能及复位效果；

相比于单纯的自复位防屈曲支撑，增加速度锁定装置会有效释放温度升降引 起的墩梁间相对位移以及有效的减小由SC-BRB引起的次内力，符合设计初衷。

以上所述，仅为本发明较佳的具体实施方式，这些具体实施方式都是基于本 发明整体构思下的不同实现方式，而且本发明的保护范围并不局限于此，任何熟 悉本技术领域的技术人员在本发明揭露的技术范围内，可轻易想到的变化或替换， 都应涵盖在本发明的保护范围之内。因此，本发明的保护范围应该以权利要求书 的保护范围为准。

Claims (6)

1.一种速度锁定型自复位防屈曲支撑，其特征在于，包括：速度锁定系统、自复位系统和防屈曲支撑系统；其中，速度锁定系统的一侧伸入自复位系统中，速度锁定系统与自复位系统通过焊接相连；将组合后的速度锁定系统与自复位系统插入防屈曲支撑系统中，速度锁定系统左侧与防屈曲支撑系统左侧相连，自复位系统右侧与防屈曲支撑系统右侧相连；组合后的整体系统中，防屈曲支撑系统及速度锁定系统左侧与桥梁结构相连，右侧自复位系统、防屈曲支撑系统与桥梁结构相连；

所述防屈曲支撑系统由外套管(1)和防屈曲支撑系统中套管(2)构成，防屈曲支撑系统中套管(2)插入外套管(1)内，防屈曲支撑系统中套管(2)的一侧相对于外套管(1)内凹，另一侧相对于外套管(1)外凸，将防屈曲支撑系统中套管(2)相对于外套管(1)内凹一侧作为左侧，外凸一侧作为右侧，外套管(1)左侧与左连接板相连，防屈曲支撑系统中套管(2)和外套管(1)之间的空隙部分安装有耗能内芯(3)，耗能内芯(3)右侧与右连接板相连；

所述自复位系统由自复位系统中套管(11)、组合碟簧(4)、碟簧挡板(5)和内套管(6)构成；内套管(6)设置在自复位系统中套管(11)内，内套管(6)外侧和自复位系统中套管(11)内侧分别焊接有碟簧挡板(5)，自复位系统中套管(11)内侧的上下碟簧挡板(5)与内套管(6)外侧上的碟簧挡板(5)对齐但不接触，组合碟簧(4)填充在碟簧挡板(5)之间，由碟簧挡板(5)直接驱动组合碟簧(4)伸缩，将内套管(6)外凸一侧作为左侧，组合碟簧(4)一侧作为右侧，内套管(6)右侧焊接在右连接板上；

所述速度锁定系统主要由活塞板(7)、活塞杆(8)和缸筒(10)构成；所述活塞板(7)上开有阻尼孔(9)，活塞板(7)与活塞杆(8)相连，活塞板(7)与活塞杆(8)设置在缸筒(10)内，通过活塞杆(8)运动带动活塞板(7)在缸筒(10)中移动，将缸筒(10)与自复位系统相连的一侧作为右侧，另一侧作为左侧，活塞杆(8)左侧与左连接板相连；

防屈曲支撑系统的防屈曲支撑系统中套管(2)左侧与速度锁定系统的缸筒(10)相连，耗能内芯(3)左侧与速度锁定系统的缸筒(10)左侧相连，自复位系统的自复位系统中套管(11)与速度锁定系统的缸筒(10)焊接，速度锁定系统的活塞杆(8)右侧伸入自复位系统的内套管(6)的空腔中，速度锁定系统的缸筒(10)右侧与防屈曲支撑系统耗能内芯(3)及防屈曲支撑系中套管(2)相连。

2.根据权利要求1所述的一种速度锁定型自复位防屈曲支撑，其特征在于，所述外套管(1)和防屈曲支撑系中套管(2)均为方形套管。

3.根据权利要求1所述的一种速度锁定型自复位防屈曲支撑，其特征在于，所述组合碟簧(4)的组合方式为每组两片碟簧并联叠合，共十四组串联对合组成。

4.根据权利要求1所述的一种速度锁定型自复位防屈曲支撑，其特征在于，所述防屈曲支撑系中套管(2)和外套管(1)为耗能内芯(3)提供侧向约束，防止耗能内芯(3)屈曲。

5.根据权利要求1所述的一种速度锁定型自复位防屈曲支撑，其特征在于，所述自复位系统中套管(11)和内套管(6)与组合碟簧(4)的轴心位于同一直线上。

6.根据权利要求1所述的一种速度锁定型自复位防屈曲支撑，其特征在于，所述自复位系统的内套管(6)的外侧设置有承压管(12)，承压管(12)位于内套管(6)和组合碟簧(4)之间。

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