连续梁拱桥是一种特殊的桥梁结构，因其兼有梁桥和拱桥的受力特点，在我国铁路桥梁中被广泛应用^[1-4]。目前，随着中东部发达地区的基础设施逐渐完善，铁路等交通基础设施建设逐步往西部地区推移。但是西部地区的地震活动活跃，区域地震危险性较高，交通线上桥梁临近或跨越活动断层的可能性较高，抗震设计中适当考虑近断层地震动问题具有突出的意义^[5-6]。

减隔震技术是提高结构抗震能力的有效手段，在桥梁和建筑结构中被广泛使用^[7]。冰岛的Thjorsa River桥^[8]、Oseyrar桥^[9]在近断层地震动作用下有较好的表现，证明了合理采用减隔震技术也可抵抗强烈的近断层地震动。由于铁路桥梁和公路桥梁在结构形式、(动)荷载、刚度要求等方面的差异性，传统公路桥梁采用的减隔震技术未必完全适用于铁路桥梁^{[7, 10]}，如铅芯橡胶支座、高阻尼橡胶支座等；摩擦摆支座虽具有较好的减隔震效果和自复位能力，但其水平变形时伴随的竖向位移仍不可忽略^[11]，尤其是铁路桥梁对轨道线形和平整度的要求较高。为此，借鉴日本及我国台湾省高铁桥梁中采用的“功能分离”抗震设计理念也是一种解决思路^[12-13]，这种理念已初步被我国铁路桥梁的研究人员所接受，如孟兮等^[14]、李爱丽等^[15]基于功能分离设计理念提出采用“活动盆式支座+减震榫”的高速铁路桥梁减震系统，数值分析和试验研究表明这种系统可以取得较好的减震效果。对于铁路桥梁，一方面需要控制关键构件的地震损伤程度，另一个重要的方面是确保震后能尽快恢复通车，这对桥墩和减震系统的损伤程度和可恢复功能提出了更高要求^[7]。目前，关于桥梁自复位性能的研究主要针对于桥墩^[16-18]，而铁路桥梁多采用重力式桥墩，其刚度和强度都较高，地震中往往需要保持弹性。因此，这样减隔震铁路桥梁的减震设计和自复位特性主要集中在支座处。为此，本文基于“功能分离”设计理念提出了“支座+支撑”的减震控制系统，通过滑动支座给桥梁提供竖向支承，采用屈曲约束支撑(buckling restrained braces, BRB)和自恢复耗能支撑(self-centering energy dissipation brace, SCEDB)进行水平耗能控制和复位。并以一座大跨度铁路连续梁拱桥为研究对象，分析了设置SCEDB和BRB对桥梁地震反应的影响，并提出了SCEDB和BRB组合时的最佳组合方案。

1 连续梁拱桥及减震控制系统

本文以一座3跨(62+132+62) m铁路连续梁拱桥为研究对象进行减震设计，如图 1所示。连续梁拱桥的梁体为单箱单室的变高度箱梁，跨中截面高3.5 m，支点截面高7 m，拱肋为哑铃型钢管混凝土截面，其拱肋设计矢高为22 m，矢跨比为1/6。桥墩为双流线型圆端实体墩。该桥设计地震加速度峰值为0.2g，罕遇地震加速度峰值为0.38g。

1.1 组合减震控制系统

本文基于“功能分离”的减震设计，提出的“支座+支撑”减震控制体系。支座采用滑动支座，用于承受梁体传来的竖向荷载、梁体的转动位移；支撑指SCEDB和BRB，设置在主梁和桥墩(台)处，用于抵抗地震作用下的墩梁水平相对位移，从而实现减震控制系统的功能分离。采用SCEDB可控制残余位移，实现桥梁震后的功能可恢复性，以满足铁桥梁震后通车的要求。另外，考虑到主梁在温度、收缩、徐变作用下的自由伸缩特性，而在车辆、风、地震等活荷载作用下限制墩(台)梁相对位移，在耗能支撑端部串联加速度相关型锁定装置，该装置在地震动等加速度作用下会被瞬间激活，其力学特性由柔性变为刚性，从而保证主梁和桥墩(台)间的变形和耗能全由支撑来承担^[19-20]。本文主要关注连续梁拱桥在地震作用下的自复位性能，采用主从约束来模拟加速度相关型锁定装置^[20]。

1.2 支撑及支座的力学特性

SCEDB自恢复耗能支撑的滞回模型呈旗帜型，其特点是在加载、卸载恢复至初始状态时，对应的残余位移为零，具有很好的自恢复性能，其恢复力曲线如图 2(a)所示。在本构关系中，α_s表示屈服后刚度和初始刚度的比值，k_0s为支撑的初始刚度，β表示加卸载力的比值，反应了支撑耗能能力的大小，βF_ys定义为支撑的自恢复力，文中β取文献[21-22]中建议的0.95。BRB本构采用经典的双线型滞回模型，如图 2(b)所示。滑动支座采用理想弹塑性模型模拟，其初始刚度按k_0hb=μR/D_yhb计算，μ为滑动摩擦系数，R为支座所承担的上部结构重力，D_yhb为支座的屈服位移，如图 2(c)所示。

本文采用SCEDB和BRB 2种耗能支撑，为了比较二者的减震效果和自复位性能，故采用等强度设计原则，即两支撑的“屈服力”相等。文中用到的SCEDB和BRB支撑选自上海材料研究所的定型产品，支撑及支座参数见表 1所示。

1.3 动力分析模型及地震动选择

基于OpenSees地震分析平台建立连续梁拱桥的动力分析模型：主梁、拱肋及吊杆采用弹性梁柱单元模拟；桥墩采用纤维截面的非线性梁柱单元模拟，纤维截面中的混凝土采用Concrete01来模拟，其单轴应力-应变表达式采用Kent-Scott-Park的混凝土模型；滑动支座用FlatSliderBearing单元模拟；SCEDB和BRB均采用TwoNodeLink单元来模拟；其本构关系采用SelfCentering和Steel01。不考虑桩-土-结构的相互作用。

为研究近断层地震动对连续梁拱桥减震控制系统地震反应的影响，本文选取了台湾集集(Chi-Chi)地震和美国洛杉矶北岭(Northridge)地震中，20条分别具有向前方向性效应和滑冲效应的脉冲型近断层地震动记录，以及10条无速度脉冲效应的近断层地震动记录用于时程分析。地震动记录的具体信息可参考文献[5-6]。

2 减震控制系统设计及工况设置 2.1 设计准则

依据《铁路工程抗震设计规范》及“小震不坏、中震可修、大震不倒”的设计准则，本文提出了功能分离式减震控制系统的设计准则。

1) 在正常使用阶段，减震控制系统中的加速度相关型锁定装置处于自由伸缩状态，支撑不发挥作用，主要由支座承受梁体传来的竖向荷载及梁体的转动位移，以满足铁路桥梁行车安全与舒适度指标的要求。

2) 在地震动等加速度下, 加速度相关型锁定装置瞬间被激活，支撑开始发挥作用。多遇地震作用下，桥梁抗震规范要求按弹性理论进行设计，故支撑处于弹性阶段，其最大应变控制在0.12%以内，对应的屈服位移为2.35 mm，其屈服强度为2 350 kN。

3) 在设防地震作用下，允许耗能支撑发生一定的塑性变形，其最大应变控制在1.5%以内，对应支撑的设计位移为30 mm。

4) 在罕遇地震作用下，允许耗能支撑发生较大的塑形变形，其最大应变控制在3%以内，得到支撑的极限位移为60 mm。

铁路桥梁的抗震设计中，通常要求减震装置的屈服强度低于桥梁主体构件(桥墩)的屈服强度，从而使减震装置先于桥梁自身部件损伤或者被破坏并消耗一部分能量，以保护整个桥梁体系。因铁路桥梁的桥墩大多采用重力式钢筋混凝土实体桥墩，其截面尺寸一般较大，故一般能够满足耗能支撑先于桥墩屈服的设计要求^[5]。

2.2 设计方法

桥梁减震设计是通过设置减震装置以延长结构周期和耗散地震能量从而降低桥梁结构的地震反应，这就要求减震装置有足够的恢复力，以避免产生较大的墩梁相对位移及残余位移。因此，减震装置的设计需要通过非线性动力时程分析及试算法确定，初步试算借鉴美国AASHTO桥梁隔震设计指南中有关减震装置恢复力的要求，即水平减震装置的变形从0.5倍的设计位移到1.0倍的设计位移时，其恢复力的增量不宜低于上部结构自重的0.025倍，从而通过试算分析最终确定该桥共设置14根支撑对连续梁拱桥进行减震控制。考虑到连续梁拱桥中跨跨经较大及拱肋的存在，在2个桥台处各安装3根支撑，2个中墩处各安装4根支撑，以满足减震设计要求。

2.3 工况设置

动力时程分析时沿纵桥向输入加速度峰值分别为0.07g、0.2g及0.38g代表多遇地震、设防地震及罕遇地震，并取各类地震动反应峰值的平均值作为分析依据。设置工况有4种：工况1，设置固定支座的非隔震桥梁，即在1^#墩安装固定支座，2^#墩和桥台处均采用滑动支座；工况2，采用SCEDB的减震桥梁，即将1^#墩固定支座改为滑动支座，在中墩和桥台处设置SCEDB；工况3，采用BRB的减震桥梁，即将1^#墩固定支座改为滑动支座，在中墩和桥台处设置BRB；工况4，采用SCEDB和BRB组合设计的减震桥梁，桥台和桥墩处的支座均选用滑动支座。

3 减震桥梁的地震反应及自复位特性 3.1 仅设SCEDB或BRB时的地震反应

为研究不同类型支撑对连续梁拱桥减震控制效果的差异性，分别在全桥布置14根SCEDB或BRB(工况2和工况3), 并进行非线性时程分析。表 2给出了不同工况下1^#桥墩的墩顶位移，图 3和图 4给出了在不同地震动强度下2种支撑的最大位移及残余位移，可以得出以下结论。

1) 当不采用减震装置时，全桥呈单墩受力状态，墩顶位移主要集中于固定墩，3类近断层地震动作用下皆可导致桥墩屈服(屈服位移为23 mm)；采用功能分离式的减震控制系统后，所有桥墩和桥台共同承担水平地震力，桥墩皆处于弹性状态。若依据表 2中墩顶位移来计算减震率^[6]，可以发现，采用不同类型支撑的减震控制系统都可达到较好的减震效果，设防地震和罕遇地震下都可达到90%以上的减震率。

2) 采用基于功能分离式的减震控制系统时，在设防地震(0.2g)下，2类支撑的位移都在设计位移30 mm内，均满足抗震设计要求；在罕遇地震(0.38g)下，BRB支撑在2种脉冲型近断层地震动作用下的桥梁地震反应基本相当，且都比无速度脉冲效应近断层地震动作用的反应强烈，其最大位移为52.5 mm(滑冲效应)；而SCEDB支撑的最大位移为59.2 mm略大于BRB支撑，且两者均小于极限位移60 mm，其抗震安全性可以得到保证。图 5为TCU087-NS地震动(滑冲效应)下0^#桥台处SCEDB和BRB的滞回曲线与位移时程曲线。在等强度设计原则下，二者的最大位移有所差异，主要是由于BRB的耗能能力要强于SCEDB，图 5(a)的滞回曲线面积即可说明。

3) 罕遇地震(0.38g)下，采用BRB减震控制系统震后在脉冲型地震动作用下具有较大的残余位移，且滑冲效应的最为明显，其最大残余位移为8 mm；而采用SCEDB减震控制系统不论在哪种脉冲型地震动作用下残余位移都可控制在很小范围内，其最大残余位移为0.06 mm。可见，BRB减震控制系统震后存在较大的残余位移, 且其大小与脉冲类型有关，而采用SCEDB减震控制系统其残余位移接近于零，具有较好的自恢复特性，这从图 5(b)的位移时程曲线亦可看出。

通过对比2种支撑的抗震性能，可以看出：SCEDB和BRB支撑都能够很好地控制桥梁结构在地震作用下的墩梁相对位移，相比SCEDB，BRB的位移控制较明显，但SCEDB具有很好的自恢复性能，震后墩梁相对残余位移接近于零。本文所研究的铁路桥梁，下部结构采用重力式实体墩，这类桥墩的变形能力较小但强度较高，故在减隔震设计中就要求其处于弹性状态，水平变形主要集中在支撑处，即桥梁结构的震后功能可恢复性主要通过减震控制系统的性能状态来体现。

3.2 SCEDB和BRB组合使用时的地震反应

由工况2和工况3可以看出：设置SCEDB或BRB支撑都能耗散地震输入结构的能量，都能较好地控制结构在地震作用下的位移；但两者在控制最大位移和残余位移上各有所长。故本文提出了SCEDB和BRB组合减震控制系统(工况4)。基于本文等刚度设计原则，在保持支撑总数不变的情况下，通过改变SCEDB和BRB的数量，提出了6种SCEDB和BRB组合减震系统方案，如表 3所示。

为确定2种支撑最优组合设计方案，定义自恢复力比ζ=ΔF/W，ΔF为SCEDB支撑数n与自恢复力的乘积，即ζ=ΔF/W=nβF_ys/W，W为桥梁上部结构的重量，6种组合减震设计方案及对应的ζ值如表 3所示。ζ为无量纲参数，其值具有普遍性。在PGA为0.38g的近断层地震动作用下，分析设置6种SCEDB和BRB支撑组合减震系统的桥梁结构非线性地震反应，支撑的最大位移、残余位移及减震率与自恢复力比关系，如图 6所示。

分析图 6可以得出如下结论：

1) 相同自恢复力比情况下，具有滑冲效应近断层地震动作用下支撑的位移和残余位移最大，向前方向性效应次之，无速度脉冲效应最小。

2) 采用不同SCEDB和BRB组合设计方案都可以使桥梁达到较好的减震效果，且减震率随着自恢复力ζ的增大而减小，但变化趋势不是很明显。在向前方向性效应、滑冲效应及无速度脉冲效应近断层地震动作用下减震率达到94%以上。此时，桥墩仍处于弹性状态。

3) 在不同类型的地震动作用下，支撑的变形(即墩梁相对位移)随着自恢复力比ζ的增大而增大，而残余位移随着自恢复力比ζ的增大而减小；再次验证了BRB位移控制效果较SCEDB明显，而SCEDB使桥梁结构震后的自恢复性较好；当全采用SCEDB支撑时，结构震后的残余位移接近于零(即工况2)。

4) 相同的自恢复力情况下，残余位移受速度脉冲效应影响较大。在向前方向性效应和滑冲效应作用下，当ζ=0.1时，残余位移趋近于零，从功能可恢复性的角度衡量，即为最佳组合设计方案，此时对应的减震率为97%。在无速度脉冲效应地震动作用下，ζ=0.05即可实现最佳组合。此时，充分发挥了BRB的耗能和SCEDB的自复位特性。

综合以上4种分析工况发现：当不采用减震控制装置时，全桥呈单墩受力，在罕遇地震下桥墩的墩顶位移为106.7 mm，已屈服。采用SCEDB或BRB功能分离减震控制体系后，桥墩和桥台共同承担地震力，在罕遇地震下桥墩处于弹性状态。采用合理的SCEDB和BRB组合减震设计方案，既可很好控制结构最大位移，又可实现震后的功能可恢复性。

4 结论

1) 在墩梁之间设置滑动支座和耗能支撑(SCEDB、BRB)实现功能分离的抗震设计，可以明显降低固定墩的位移需求，使所有桥墩处于弹性状态；相比之下，BRB控制最大位移效果更明显，而SCEDB支撑能够减小甚至消除墩梁间的残余位移，提升了桥梁的功能可恢复性，有利于震后恢复通车和抗震救灾。

2) 将SCEDB和BRB的组合使用，充分发挥BRB的耗能和SCEDB支撑的自复位特性可以实现最佳的减震效果；当自恢复力比ζ分别为0.1和0.05时，脉冲型和无脉冲近断层地震动下的组合减震控制系统可以达到最佳效果。