陳士通，李 鋒，張文學(xué)，張茂江，李義強(qiáng)

(1.石家莊鐵道大學(xué) 省部共建交通工程結(jié)構(gòu)力學(xué)行為與系統(tǒng)安全國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，河北 石家莊 050043；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；3.北京工業(yè)大學(xué) 工程抗震與結(jié)構(gòu)診治北京市重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 北京 100124)

橋梁結(jié)構(gòu)是交通生命線的重要節(jié)點(diǎn)[1]，其震中損傷將影響整個(gè)區(qū)域的搶險(xiǎn)救援與震后恢復(fù)。歷次震害事例中，橋梁均遭受了不同程度的破壞，其中連續(xù)梁橋損毀程度遠(yuǎn)大于其他橋型[2]，其原因在于連續(xù)梁橋一般每聯(lián)只設(shè)一個(gè)固定墩，縱向地震作用引發(fā)上部結(jié)構(gòu)地震荷載幾乎全部由固定墩承擔(dān)，固定墩難以滿足抗震需求。為提高連續(xù)梁橋抗震性能，諸多學(xué)者致力于鉛芯橡膠支座、曲面球型支座等多種類型的減隔震支座研究[3-5]，期望通過減隔震支座減小或隔絕地震能量向梁體的傳遞。Turkington等[6]基于采用鉛芯橡膠支座橋梁抗震性能研究，提出等效線性分析方法。劉志華等[7]對PC連續(xù)梁橋鉛芯橡膠支座隔震效果的研究表明，利用鉛芯橡膠支座可取得較好隔震效果，但其受地震波影響較大。馬涌泉等[8]進(jìn)行了連續(xù)梁橋鉛芯橡膠支座和疊層橡膠支座地震響應(yīng)及隔震效果的相關(guān)研究，結(jié)果表明，鉛芯橡膠支座在控制梁體與支座位移、降低梁體和墩頂加速度、降低墩底和臺(tái)底內(nèi)力方面均優(yōu)于疊層橡膠支座。但鉛芯橡膠支座在溫度和低周疲勞作用下會(huì)產(chǎn)生疲勞剪切破壞，降低其阻尼性能，使用過程中還會(huì)出現(xiàn)橡膠開裂、鉛芯外露現(xiàn)象，造成環(huán)境污染[9]。文獻(xiàn)[10-11]基于高溫下天然橡膠塊熱氧化試驗(yàn)，揭示了老化橡膠支座中異質(zhì)性能曲線的發(fā)展，建立了老化模型預(yù)測天然橡膠支座的老化特性。王寶夫等[12]分別對設(shè)置單滑面摩擦擺支座和多滑面摩擦擺支座的隔震橋梁體系地震響應(yīng)進(jìn)行研究，結(jié)果表明兩種支座均有較好的減震效果，在支座尺寸和滑動(dòng)面摩擦系數(shù)相同的條件下，多滑面摩擦擺支座對減小墩底剪力、彎矩和墩頂位移的效果更明顯。文獻(xiàn)[13-14]研究了摩擦擺支座減震機(jī)理、減震性能及參數(shù)影響。此外，基于各種金屬阻尼器、液體黏滯阻尼器[15-17]等耗能裝置的減震控制也是目前的研究熱點(diǎn)，多應(yīng)用于斜拉、懸索等大跨橋梁。結(jié)合連續(xù)橋梁結(jié)構(gòu)特點(diǎn)所提出連續(xù)梁橋鎖定減震技術(shù)[18-21]，在地震發(fā)生時(shí)臨時(shí)限制梁體和活動(dòng)墩的相對變位，利用活動(dòng)墩的抗震潛能來提高橋梁的整體抗震性能，但由于鎖定裝置發(fā)揮作用時(shí)其連接剛度固定且鎖死銷在發(fā)揮鎖定作用時(shí)存在碰撞現(xiàn)象，可能會(huì)因整橋抗側(cè)移剛度增大及鎖死銷碰撞現(xiàn)象而導(dǎo)致總的地震響應(yīng)大幅增加。

本文基于連續(xù)梁橋地震響應(yīng)特點(diǎn)，結(jié)合連續(xù)梁橋結(jié)構(gòu)形式，提出多階適時(shí)連接的減震控制技術(shù)，通過安裝于梁體和活動(dòng)墩之間的多階段適時(shí)控制連接 (Multi-stage Timely Control Connection，MTC)裝置，實(shí)現(xiàn)根據(jù)地震動(dòng)大小分階段適時(shí)介入合適連接剛度的目的，以避免出現(xiàn)中小地震作用下整橋地震響應(yīng)大幅增加的現(xiàn)象。本文以某7跨連續(xù)梁橋?yàn)檠芯繉ο?，分析考慮分階適時(shí)連接的連續(xù)梁橋減震效果及分階適時(shí)連接剛度的取值原則。

1 MTC裝置構(gòu)造及力學(xué)模型

1.1 MTC裝置構(gòu)造

MTC裝置是一種利用梁墩相對位移激活的減震裝置，主要由水平連桿、鎖緊螺母、限位裝置和連接牛腿構(gòu)成，如圖1所示。為實(shí)現(xiàn)根據(jù)地震危害程度分階段適時(shí)控制連接剛度，限位裝置分為Ⅰ區(qū)和Ⅱ區(qū)，調(diào)整鎖緊螺母與Ⅰ區(qū)和Ⅱ區(qū)限位的間隙分別為Δ1和Δ2，可分別改變Ⅰ區(qū)和Ⅱ區(qū)限位的激活閾值，實(shí)現(xiàn)多階段激活。

圖1 MTC裝置構(gòu)造圖

本文分析時(shí)假定Δ1<Δ2，其中，Δ1滿足橋梁日常運(yùn)營時(shí)溫度變化導(dǎo)致的梁墩變位需求。中小地震作用下，梁墩相對變位大于Δ1時(shí)，Ⅰ區(qū)限位的彈簧觸板內(nèi)部卡簧與鎖緊螺母凸起接觸后打開，鎖緊繩端頭與彈簧觸板脫離，預(yù)壓縮的激活彈簧伸長，彈簧觸板與鎖緊螺母抵緊，梁墩之間通過激活彈簧、軟鋼和金屬橡膠保持彈性連接，實(shí)現(xiàn)活動(dòng)墩和固定墩協(xié)同受力；大震作用下，Ⅰ區(qū)限位進(jìn)入屈服狀態(tài)，已不能限制梁墩相對位移進(jìn)一步增大，當(dāng)梁墩相對位移大于Δ2時(shí)，Ⅱ區(qū)限位被激活，Ⅰ、Ⅱ區(qū)限位共同發(fā)揮限位和耗能作用，最大限度提高連續(xù)梁橋的抗震性能。

1.2 MTC裝置力學(xué)模型

由MTC裝置構(gòu)造設(shè)計(jì)和工作原理可得MTC裝置的單元模型，見圖2。其中，Δi、fsi、ci(i=1、2)分別為Ⅰ、Ⅱ區(qū)限位裝置的預(yù)留間隙、屈服力、阻尼系數(shù)；kmn(m=1、2；n=1、2、3)為剛度系數(shù)，其中，m=1、2分別代表Ⅰ、Ⅱ區(qū)限位，km1、km2+km3、km3分別代表限位裝置中的激活彈簧剛度、軟鋼和金屬橡膠組合初始剛度、軟鋼和金屬橡膠組合屈服后剛度；虛線框內(nèi)為Ⅰ、Ⅱ區(qū)限位激活識(shí)別條件。

圖2 單元模型

中小地震作用下，當(dāng)梁墩相對位移大于Δ1時(shí)，鑒于地震作用下墩梁相對運(yùn)動(dòng)方向的不確定性，可能出現(xiàn)Ⅰ區(qū)限位左側(cè)與鎖緊螺母接觸或Ⅰ區(qū)限位右側(cè)與鎖緊螺母接觸的現(xiàn)象，兩種接觸現(xiàn)象分別對應(yīng)圖2單元模型中的S1與1接通或S1與2接通，隨即Ⅰ區(qū)限位激活并發(fā)揮作用；地震作用繼續(xù)增大，梁體通過水平連桿傳遞至限位裝置的上部水平地震荷載大于軟鋼擋板的承載能力時(shí)，軟鋼擋板屈服，梁墩相對位移繼續(xù)增大，當(dāng)梁墩相對位移大于Δ2時(shí)，Ⅱ區(qū)限位同樣可能左側(cè)接觸激活(即S2與3接通)或右側(cè)接觸激活(即S2與4接通)。Ⅱ區(qū)限位激活后，Ⅰ、Ⅱ區(qū)限位共同發(fā)揮作用限制梁墩相對變位。Ⅰ、Ⅱ區(qū)限位裝置激活后，梁體與活動(dòng)墩之間保持彈性連接狀態(tài)。根據(jù)MTC裝置工作原理得其單元本構(gòu)方程，即

(1)

式中：kd1、kd2分別為Ⅰ、Ⅱ區(qū)限位裝置的動(dòng)態(tài)連接剛度；a、b為功能系數(shù)；Δ為墩頂與梁體相對位移。

(2)

(3)

(4)

(5)

其中，Δq1、Δq2分別為Ⅰ、Ⅱ區(qū)限位裝置軟鋼與金屬橡膠組合體的屈服位移。

2 MTC裝置減震效果及分區(qū)必要性分析

某等高連續(xù)梁橋跨徑組合為(55+5×72+55) m，主梁采用雙層等截面預(yù)應(yīng)力混凝土連續(xù)箱梁，機(jī)動(dòng)車道和非機(jī)動(dòng)車道上下層分離，單箱雙室，箱寬9.2 m，頂板懸臂長4.4 m，底板懸臂長5.5 m，梁高4.0 m；橋墩縱向抗彎慣性矩為2.29 m4，截面面積為8.3 m2，墩高10 m，主梁和橋墩混凝土的彈性模量分別為3.45×107、3.25×107kN/m2。原橋4#墩頂設(shè)固定支座，其他墩頂均設(shè)縱向活動(dòng)支座，場地類別為Ⅱ類，場地抗震設(shè)防基本烈度為Ⅵ度，其計(jì)算簡圖見圖3。

圖3 連續(xù)梁橋計(jì)算簡圖(單位：m)

基于Ansys軟件建立2種有限元模型，其中，模型Ⅰ為原橋模型，模型Ⅱ?yàn)闇p震模型，即在2#、3#、5#～7#墩墩頂與梁體間安裝MTC裝置。分析過程中假定梁、墩保持線彈性，橋墩與地面固接處理。MTC裝置采用圖2所示單元模擬，梁、墩采用線性單元模擬。

用減震率λ來表述減震效果，其定義為

(6)

式中：Rmax為模型Ⅰ所得結(jié)構(gòu)最大地震響應(yīng)(固定墩墩底彎矩、剪力和梁端位移等)；Rc,max為模型Ⅱ所得結(jié)構(gòu)最大地震響應(yīng)(固定墩墩底彎矩、剪力和梁端位移等)。

以Ⅱ類場地中的El-Centro波(A波)、Tar_Tarzana_ 90_nor波(B波)和LanZhou1波(C波)作為激勵(lì)源進(jìn)行非線性時(shí)程分析，分析時(shí)將各地震波峰值加速度調(diào)整為0.1g、0.2g、0.3g、0.4g四種情況。

2.1 MTC裝置對活動(dòng)墩墩頂縱向線剛度的影響分析

MTC裝置介入后與活動(dòng)墩為串聯(lián)關(guān)系，為便于明確MTC裝置的剛度取值范圍，首先分析MTC裝置介入剛度對活動(dòng)墩墩頂縱向線剛度的影響。以圖3所示連續(xù)梁橋某橋墩為研究對象，考慮規(guī)律的普適性，以墩頂縱向線剛度的變化來體現(xiàn)不同橋墩截面變化帶來的差異性。分別假定活動(dòng)墩墩頂縱向線剛度為1×104、1×105、1×106、1×107kN/m，MTC發(fā)揮作用時(shí)在活動(dòng)墩上介入的連接剛度取值范圍為1×102～1×109kN/m。定義剛度比(MTC裝置和橋梁串聯(lián)后的組合剛度與MTC裝置介入前墩頂縱向線剛度的比值)來體現(xiàn)剛度變化，具體分析時(shí)介入后的連接剛度以10為剛度比遞增。圖4給出了具有不同墩頂縱向線剛度的橋墩在MTC裝置介入后的組合剛度與MTC裝置介入剛度的變化趨勢。

圖4 串聯(lián)后剛度與原剛度比值變化曲線

分析圖4可知：

(1)對于4種具有不同墩頂縱向線剛度的橋墩，MTC裝置介入后的剛度比均小于1，說明MTC裝置與橋墩串聯(lián)后的組合剛度均小于原橋墩墩頂縱向線剛度。

(2)在外部介入剛度相同的情況下，橋墩自身墩頂縱向線剛度越大，串聯(lián)后與串聯(lián)前的剛度比越小。如介入剛度過大或過小，橋墩自身墩頂縱向線剛度取值變化引發(fā)的剛度比變化不再明顯，如MTC介入剛度為1×102、1×109kN/m時(shí)，說明MTC裝置介入剛度取值不宜過大或過小。

(3) 對于具有不同墩頂縱向線剛度的活動(dòng)墩，隨著介入剛度的增大，串聯(lián)后和串聯(lián)前剛度比的變化趨勢基本一致，對于所設(shè)4種活動(dòng)墩墩頂縱向線剛度，串聯(lián)后橋墩墩頂縱向線剛度呈現(xiàn)了先緩后快再緩的折線遞增趨勢，即MTC裝置介入后與橋墩串聯(lián)形成的組合剛度均存在急速上升區(qū)，如活動(dòng)墩墩頂縱向線剛度分別為1×105、1×107kN/m時(shí)，MTC介入剛度分別在1×103～1×107kN/m、1×105～1×109kN/m范圍內(nèi)時(shí)，對活動(dòng)墩串聯(lián)后與串聯(lián)前的剛度比的影響較大。說明對于安裝MTC裝置橋墩的組合剛度而言，MTC裝置的介入剛度在其串聯(lián)前橋墩墩頂縱向線剛度的1/100～100倍范圍內(nèi)取值時(shí)最為敏感。

選取MTC裝置的介入剛度時(shí)，首先要保證MTC裝置與活動(dòng)墩串聯(lián)后具有一定的墩頂縱向線剛度，以便于上部地震荷載傳遞至活動(dòng)墩，同時(shí)又要避免其組合剛度過大，因MTC裝置在限制梁體和活動(dòng)墩相對位移的同時(shí)，將改變原橋的結(jié)構(gòu)體系，相對于梁體的縱向運(yùn)動(dòng)而言，MTC裝置發(fā)揮作用后活動(dòng)墩與固定墩為并聯(lián)關(guān)系，整橋的抗側(cè)移剛度將會(huì)增大，增大程度與活動(dòng)墩的介入數(shù)量及MTC裝置的介入剛度有關(guān)。對于既定連續(xù)梁橋，在活動(dòng)墩數(shù)量確定的前提下，如組合剛度過大可能導(dǎo)致整橋抗側(cè)移剛度過大，繼而引發(fā)連續(xù)梁橋整體地震響應(yīng)大幅增加現(xiàn)象的發(fā)生。故在前述研究的基礎(chǔ)上，初定在活動(dòng)墩墩頂縱向線剛度的1/100～100倍范圍內(nèi)選取MTC裝置的介入剛度進(jìn)行MTC裝置減震相關(guān)分析。

2.2 MTC裝置減震效果分析

為探析中小地震作用下(峰值加速度為0.1g)時(shí)，MTC裝置的減震效果(僅Ⅰ區(qū)限位裝置發(fā)揮作用)，設(shè)置Ⅰ區(qū)限位裝置初始剛度為活動(dòng)墩墩頂縱向線剛度的2倍。為便于限位裝置盡早發(fā)揮減震耗能作用，Ⅰ區(qū)限位裝置屈服剛度系數(shù)、屈服位移、阻尼系數(shù)分別為0.05、0.001 m、2 000 N·s/m。表1列出了峰值加速度為0.1g的3種地震波作用下，4#固定墩與6#活動(dòng)墩墩底剪力、彎矩、墩頂加速度、梁端位移極值及對應(yīng)減震率。

分析表1可知：

表1 減震效果分析

(1)中小地震作用下，未設(shè)置MTC裝置時(shí)(模型Ⅰ)，固定墩的地震響應(yīng)遠(yuǎn)大于活動(dòng)墩，說明上部結(jié)構(gòu)的水平地震荷載主要由固定墩承擔(dān)；加裝MTC裝置后(模型Ⅱ)，地震發(fā)生時(shí)，固定墩的地震響應(yīng)大幅下降，而活動(dòng)墩的地震響應(yīng)呈現(xiàn)了一定程度的增加，說明MTC裝置可將上部結(jié)構(gòu)的地震水平荷載傳遞至活動(dòng)墩，從而減小固定墩的地震響應(yīng)。

(2)MTC裝置發(fā)揮作用后，不僅降低了固定墩墩底剪力、彎矩的地震響應(yīng)，還有效控制了梁端位移。如A波、B波和C波作用下固定墩墩底剪力(墩底彎矩、梁端位移)減震率分別為52.7%(52.8%、52.8%)、27.1%(26.7%、26.7%)和65.0%(65.0%、65.6%)，固定墩墩底剪力、彎矩和梁端位移的減震效果基本相同，說明利用MTC裝置不僅可減小固定墩地震響應(yīng)，還可有效避免鄰聯(lián)梁體或梁與橋臺(tái)之間碰撞的發(fā)生，同時(shí)，有利于伸縮縫的保護(hù)和防止引橋落梁。

(3)加裝MTC裝置后(模型Ⅱ)，活動(dòng)墩墩底的剪力、彎矩增幅分別在3.8～6.5、8.5～13.3倍，具體增加幅度與激勵(lì)源相關(guān)。盡管活動(dòng)墩墩底內(nèi)力響應(yīng)有所增加，但仍小于固定墩墩底剪力和彎矩極值，3種地震波作用下，固定墩與活動(dòng)墩的內(nèi)力響應(yīng)比在3.7～4.8之間，鑒于加裝MTC裝置前(模型Ⅰ)活動(dòng)墩的內(nèi)力響應(yīng)遠(yuǎn)小于固定墩(固定墩與活動(dòng)墩的內(nèi)力響應(yīng)比在27.5～162.5之間)，說明利用MTC裝置可在活動(dòng)墩地震響應(yīng)增幅有限的情況下，有效提升連續(xù)梁橋的抗震性能。

(4)MTC裝置發(fā)揮作用后，固定墩墩頂加速度極值變化幅度較小，基本在12%左右，活動(dòng)墩墩頂加速度極值出現(xiàn)了增大現(xiàn)象，最大增幅為247.1%(A波)，但其值仍小于固定墩加速度極值，說明在地震波激勵(lì)過程中，MTC裝置激活后梁體和活動(dòng)墩始終保持彈性連接狀態(tài)，激活彈簧的設(shè)置有效避免了剛性碰撞現(xiàn)象的發(fā)生。

為進(jìn)一步明確MTC裝置對連續(xù)梁橋各墩地震響應(yīng)的影響，圖5分別給出了A波作用下，模型Ⅱ2#、4#、6#墩墩底剪力時(shí)程以及兩種分析模型所得的梁端位移時(shí)程曲線。

分析圖5可知：

圖5 剪力、梁端位移時(shí)程對比曲線

(1)MTC裝置發(fā)揮作用后，活動(dòng)墩和固定墩地震響應(yīng)時(shí)程的變化趨勢基本一致，但2#、6#活動(dòng)墩剪力時(shí)程幅值小于固定墩，進(jìn)一步驗(yàn)證說明了MTC裝置在地震發(fā)生時(shí)，可協(xié)同活動(dòng)墩和固定墩共同承擔(dān)上部結(jié)構(gòu)的水平地震荷載，且在活動(dòng)墩地震響應(yīng)小幅增加的情況下取得理想的減震效果。

(2)MTC裝置發(fā)揮作用后，梁端位移曲線振幅明顯減小，響應(yīng)周期有一定程度的減小，但MTC裝置發(fā)揮作用時(shí)對整橋的振動(dòng)周期影響不明顯，由于自振周期與剛度成反比，說明MTC裝置可在連續(xù)梁橋整體抗側(cè)移剛度增幅有限的前提下，取得理想的減震效果。

2.3 MTC裝置分區(qū)必要性分析

MTC裝置在結(jié)構(gòu)參數(shù)確定，尤其是連接剛度確定的情況下，中小地震作用時(shí)(峰值加速度0.1g)可取得理想減震效果，但不代表大震時(shí)同樣可取得理想減震效果。為探析MTC裝置剛度固定不變情況下，連接剛度取值對連續(xù)梁橋地震響應(yīng)的影響，假定MTC裝置中僅Ⅰ區(qū)限位裝置發(fā)揮作用模擬既有鎖定裝置連接剛度固定不變的情況。定義Ⅰ區(qū)限位剛度比η為Ⅰ區(qū)限位裝置初始剛度與活動(dòng)墩墩頂縱向線剛度比值，分別取η為1、2、5、10、100進(jìn)行分析，分析時(shí)設(shè)Ⅰ區(qū)和Ⅱ區(qū)預(yù)留間隙分別為0.005、0.5 m(Ⅱ區(qū)間隙足夠大以保證Ⅱ區(qū)限位裝置不被激活)，Ⅰ區(qū)限位裝置屈服剛度系數(shù)、屈服位移、阻尼系數(shù)分別為0.05、0.001 m、2 000 N·s/m。將3種地震波的峰值加速度分別調(diào)整為0.1g、0.2g、0.3g、0.4g，模擬小震、中震和大震情況。

圖6為3種地震波作用下Ⅰ區(qū)不同限位剛度比η的連續(xù)梁橋減震率(4#固定墩墩底剪力、彎矩和梁端位移)均值λa與峰值加速度的關(guān)系曲線。

分析圖6可知：

圖6 在Ⅰ區(qū)不同限位剛度比η下減震率與峰值加速度關(guān)系曲線

(1)地震發(fā)生時(shí)，20種組合工況中，僅3種工況的減震率低于30%(η=1，地震波峰值加速度為0.2g、0.3g、0.4g)，說明安裝于梁體和活動(dòng)墩之間的MTC裝置，在多數(shù)情況下可取得良好的減震效果，減震效果的差異與地震波峰值加速度和η的取值相關(guān)。

(2)對于不同的地震波峰值加速度，隨著η的增大，連續(xù)梁橋減震率呈現(xiàn)出了不同的變化趨勢，如地震波峰值加速度較小時(shí)(0.1g)，減震率隨η的增大呈先增后減的變化趨勢，η=2時(shí)減震效果最好；當(dāng)?shù)卣鸩ǚ逯导铀俣容^大時(shí)(0.2g～0.4g)，減震率隨η的增大基本呈單調(diào)遞增的變化趨勢，地震波峰值加速度越大，減震率增幅越大。說明當(dāng)?shù)卣鹌茐牧^小時(shí)，MTC裝置介入的連接剛度過大不一定取得最優(yōu)的減震效果；而地震破壞力較大時(shí)，MTC裝置介入的連接剛度過小不一定能夠取得理想減震效果。

(3)在η確定的情況下，在η較小時(shí)(η=1、2)，地震波峰值加速度越大，減震率越低，隨著η的增加，因峰值加速度變化引起的減震率變化幅度逐漸縮小，而當(dāng)η超過一特定值時(shí)(η在5～100之間)，地震波峰值加速度越大，減震率則越高。說明如果按照中小地震作用確定MTC裝置連接剛度，且連接剛度固定不變時(shí)，其在中小地震時(shí)可取得理想的減震效果，但當(dāng)震級(jí)較大時(shí)則可能出現(xiàn)減震效果不佳的現(xiàn)象，而對于峰值加速度較大的地震波，則宜選擇較大的連接剛度，以更好地滿足抗震需求。

為進(jìn)一步明確鎖定裝置分區(qū)的必要性，圖7給出了中小地震作用下(峰值加速度為0.1g)時(shí)，3種地震波激勵(lì)作用下連續(xù)梁橋各墩墩底總的地震響應(yīng)比(模型Ⅱ/模型Ⅰ)均值與η的關(guān)系。

圖7 總地震響應(yīng)比均值與Ⅰ區(qū)限位剛度比η關(guān)系

分析圖7可知：

(1)地震突發(fā)時(shí)，鎖定裝置的介入將影響連續(xù)梁橋總的地震響應(yīng)，隨著η的增大，連續(xù)梁橋各墩墩底剪力、彎矩地震響應(yīng)比(模型Ⅱ/模型Ⅰ)呈遞增趨勢變化。說明當(dāng)峰值加速度較小時(shí)，介入較大的連接剛度將會(huì)導(dǎo)致連續(xù)梁橋整體地震響應(yīng)的大幅增加，繼而加大分配至各墩的縱向地震荷載。

(2)MTC裝置的介入對剪力和彎矩的影響趨勢相同，但影響程度有所區(qū)別，對彎矩的影響更加明顯，且剛度值越大，兩者差異越明顯，說明中小地震作用下，如果介入的連接剛度過大，有可能誘發(fā)橋墩結(jié)構(gòu)的塑性損傷。

綜合圖6和圖7分析可知，如果MTC裝置不采用分區(qū)設(shè)置，即其連接剛度固定不變的情況下，可能出現(xiàn)兩種情況：①如為滿足大震作用下的抗震需求而設(shè)置較大的連接剛度，可能引發(fā)中小地震作用下連續(xù)梁橋總的地震響應(yīng)大幅增加的問題，繼而增大分配至各活動(dòng)墩的縱向地震荷載，有可能導(dǎo)致活動(dòng)墩的震中損傷；②如依據(jù)中小震作用下的抗震需求設(shè)置較小的連接剛度，則當(dāng)?shù)卣饎?dòng)超過設(shè)計(jì)值時(shí)可能出現(xiàn)減震效果不佳的現(xiàn)象。而分階段適時(shí)控制連接剛度是解決上述矛盾，實(shí)現(xiàn)不同地震危害程度均取得理想減震效果的有效技術(shù)手段。

3 MTC裝置剛度取值原則分析

初始剛度是保證MTC裝置在地震不同階段，以不同的連接剛度將梁體與活動(dòng)墩連為一體，使活動(dòng)墩與固定墩共同抵抗地震作用的前提。為探析MTC裝置不同階段剛度取值方法，分別探討Ⅰ區(qū)和Ⅱ區(qū)限位初始剛度對地震響應(yīng)的影響。

3.1 Ⅰ區(qū)限位初始剛度對地震響應(yīng)影響分析

根據(jù)MTC裝置的工作原理，中小地震時(shí)僅需Ⅰ區(qū)限位發(fā)揮減震耗能作用，為明確Ⅰ區(qū)限位初始剛度對連續(xù)梁橋地震響應(yīng)的影響，圖8給出了3種地震波激勵(lì)下，連續(xù)梁橋減震率均值、各墩墩底剪力比均值(模型Ⅱ/模型Ⅰ)及墩頂加速度極值均值與η的關(guān)系曲線。

圖8 地震響應(yīng)與Ⅰ區(qū)限位剛度比η關(guān)系曲線

分析圖8可知：

(1)MTC裝置發(fā)揮作用后，在固定墩墩底剪力、彎矩以及梁端位移明顯下降的同時(shí)，各活動(dòng)墩墩底剪力、墩頂加速度極值均出現(xiàn)了不同程度的增大，增大幅度受Ⅰ區(qū)限位裝置初始剛度影響，隨著η的增大，活動(dòng)墩墩底剪力極值的增速呈降低趨勢，以2#墩為例，當(dāng)η=1、2、5、10、100時(shí)，墩底剪力極值增大倍數(shù)分別約為3.6、5.7、11.5、15.6、17.2倍，說明MTC裝置只要發(fā)揮作用就會(huì)增加活動(dòng)墩的地震響應(yīng)，在確保減震效果的前提下，Ⅰ區(qū)限位裝置初始剛度不宜取值過大，以避免活動(dòng)墩震中出現(xiàn)結(jié)構(gòu)損傷。

因此，財(cái)務(wù)部門應(yīng)建立大科室理念，以整個(gè)業(yè)務(wù)為基礎(chǔ)，打通管理，實(shí)現(xiàn)核算和結(jié)算工作良好銜接，加強(qiáng)關(guān)聯(lián)業(yè)務(wù)交流，共享基礎(chǔ)信息，靈活調(diào)配人員，提高工作效率。

(2)隨著Ⅰ區(qū)限位裝置初始剛度的增大，各活動(dòng)墩墩頂加速度極值逐漸增大，其加速度極值由最初的小于固定墩，到中期的與固定墩相似，再到最后大于固定墩，說明活動(dòng)墩對Ⅰ區(qū)限位裝置初始剛度變化的敏感性遠(yuǎn)大于固定墩，Ⅰ區(qū)限位裝置初始剛度取值過大，可能會(huì)增大活動(dòng)墩的振動(dòng)頻率，在一定程度上增大活動(dòng)墩的地震響應(yīng)。

(3)Ⅰ區(qū)限位裝置初始剛度取值發(fā)生變化時(shí)，固定墩墩頂加速度極值在小范圍變化，隨著剛度比η的增大，其加速度極值由最初的0.99 m/s2增至1.29 m/s2，進(jìn)一步驗(yàn)證了MTC裝置的介入將對整橋的振動(dòng)頻率產(chǎn)生一定的影響，工程應(yīng)用時(shí)應(yīng)盡量降低其對振動(dòng)周期的影響程度。

利用活動(dòng)墩的抗震潛能提高連續(xù)梁橋的抗震性能是MTC裝置發(fā)揮減震作用的前提，故在保障減震效果前提下，應(yīng)使活動(dòng)墩的地震響應(yīng)增加幅度越小越好，當(dāng)Ⅰ區(qū)限位裝置初始剛度為活動(dòng)墩墩頂縱向線剛度的1 ～2倍時(shí)，減震率維持在40%上下，且各活動(dòng)墩的剪力增大在3.6～5.6倍范圍內(nèi)，可實(shí)現(xiàn)中小地震作用下，MTC裝置在不引起活動(dòng)墩地震響應(yīng)大幅增加的前提下，達(dá)到取得較好減震效果的減震目的。

3.2 Ⅱ區(qū)限位裝置初始剛度對地震響應(yīng)影響分析

大震作用下，Ⅰ區(qū)限位裝置進(jìn)入屈服狀態(tài)，已不能限制梁墩相對位移的進(jìn)一步增大，當(dāng)梁墩相對位移大于Δ2時(shí)，Ⅱ區(qū)限位裝置被激活，Ⅰ、Ⅱ區(qū)限位裝置共同發(fā)揮限位和耗能作用。

由3.1節(jié)分析可知，當(dāng)峰值加速度為0.1g且Ⅰ區(qū)限位剛度比η=2時(shí)，3種地震波作用下，墩梁相對位移極值均值的最大值為0.010 792 m，為避免中小地震作用下Ⅱ區(qū)限位裝置發(fā)揮作用，?、騾^(qū)預(yù)留間隙為0.011 m。定義Ⅱ區(qū)限位剛度比K為Ⅱ區(qū)限位裝置初始剛度與Ⅰ區(qū)限位裝置初始剛度比值，為探析Ⅱ區(qū)限位裝置初始剛度對地震響應(yīng)的影響，分別取K=1、2、5、10、50進(jìn)行非線性時(shí)程分析，Ⅰ、Ⅱ區(qū)限位裝置屈服剛度系數(shù)、屈服位移、阻尼系數(shù)分別為0.05、0.001 m、2 000 N·s/m。圖9給出了3種地震波不同峰值加速度時(shí)，4#固定墩墩底剪力、彎矩和梁端位移三者減震率均值與K的關(guān)系曲線。

分析圖9可知：

圖9 減震率與Ⅱ區(qū)限位剛度比K關(guān)系曲線

(1)中小地震作用下(峰值加速度0.1g)時(shí)，減震率與圖6在峰值加速度為0.1g的減震率相同，即K對減震率沒有影響，說明中小地震作用下僅Ⅰ區(qū)限位裝置發(fā)揮作用。

(2)峰值加速度增大后(0.2g～0.4g)，減震率受K的影響出現(xiàn)波動(dòng)，隨著峰值加速度的增大，K對減震率的影響逐漸增強(qiáng)，峰值加速度為0.2g、0.3g和0.4g時(shí)，K在1～50范圍內(nèi)取值時(shí)對減震率的影響幅度分別在2%、6%和7%，說明峰值加速度增大后Ⅱ區(qū)限位裝置開始發(fā)揮減震作用，盡管K對減震率有所影響，但影響程度有限，且減震效果良好，最小減震率維持在44%左右。

(3)當(dāng)Ⅱ區(qū)限位裝置發(fā)揮作用時(shí)(0.2g～0.4g)，K較小時(shí)(K=1、2)，減震率隨著峰值加速度的增加呈現(xiàn)下降趨勢；K較大時(shí)(K=5～50)，減震率隨著峰值加速度的增加呈現(xiàn)先增后減的變化趨勢，K取值越大，峰值加速度的變化對減震率影響程度越小。

為明確K對活動(dòng)墩地震響應(yīng)的影響，繪制了2#活動(dòng)墩地震響應(yīng)(剪力、彎矩、梁墩相對位移和墩頂加速度)極值均值隨K的變化趨勢曲線，如圖10所示。

分析圖10可知：

圖10 2#活動(dòng)墩地震響應(yīng)均值與Ⅱ區(qū)限位剛度比K關(guān)系曲線

(1)峰值加速度為0.1g時(shí)，2#活動(dòng)墩墩底剪力、墩底彎矩、梁墩相對位移及墩頂加速度極值不受K變化的影響，進(jìn)一步驗(yàn)證了MTC裝置多階段分區(qū)發(fā)揮作用的減震機(jī)理。

(2)當(dāng)Ⅱ區(qū)限位裝置發(fā)揮作用后(0.2g～0.4g)，針對任一特定峰值加速度，K越大，2#活動(dòng)墩的地震響應(yīng)越大，且峰值加速度越大，活動(dòng)墩的地震響應(yīng)對K的取值越敏感，說明剛度比K過大可能引起活動(dòng)墩地震響應(yīng)的急劇增大，應(yīng)用MTC裝置時(shí)應(yīng)評(píng)估K過大對活動(dòng)墩的不利影響。

(3)在K確定的情況下，活動(dòng)墩地震響應(yīng)隨峰值加速度的增大而增加，K越大，活動(dòng)墩地震響應(yīng)受峰值加速度的影響越明顯，在K=1、2時(shí)，活動(dòng)墩地震響應(yīng)增幅較為平緩。

確定MTC裝置Ⅱ區(qū)限位的初始剛度，應(yīng)在保證取得理想減震效果前提下，盡可能避免大幅增加活動(dòng)墩的地震響應(yīng)，且活動(dòng)墩的地震響應(yīng)受峰值加速度的影響盡量小，綜合圖9和圖10的相關(guān)分析可知，K=1、2，即Ⅱ區(qū)限位裝置初始剛度為Ⅰ區(qū)限位裝置初始剛度的1～2倍時(shí)，基本符合要求，具體工程應(yīng)用時(shí)，可令K=1、2進(jìn)行初步減震分析。

4 結(jié)論

針對現(xiàn)有梁體與活動(dòng)墩鎖定裝置連接剛度固定、易在中小地震作用下大幅增加橋梁整體地震響應(yīng)的問題，本文提出梁體和活動(dòng)墩“多階段適時(shí)控制連接”的思路，完成了MTC裝置構(gòu)造設(shè)計(jì)并分析了其作用原理，利用某七跨連續(xù)梁橋驗(yàn)證了不同地震危害程度下MTC裝置的減震效果及分區(qū)介入連接剛度的有效性，得到分區(qū)限位初始剛度的取值原則。

(1) 針對特定場地條件，通過合理的參數(shù)設(shè)置，在連續(xù)梁橋梁體和活動(dòng)墩之間安裝MTC裝置，可同時(shí)降低固定墩的地震響應(yīng)和梁端位移，取得理想的減震效果。

(2)梁墩連接裝置連接剛度固定不變情況下，如為滿足大震作用下的抗震需求而設(shè)置較大的連接剛度，可能引發(fā)中小地震作用下連續(xù)梁橋總的地震響應(yīng)的大幅增加，導(dǎo)致活動(dòng)墩的震中損傷；如依據(jù)中小震作用下的抗震需求設(shè)置較小的連接剛度，則當(dāng)?shù)卣饎?dòng)超過設(shè)計(jì)值時(shí)可能出現(xiàn)減震效果不佳的現(xiàn)象。

(3)MTC裝置的分區(qū)限位設(shè)計(jì)，實(shí)現(xiàn)了不同地震動(dòng)情況下連接剛度的分階段介入，即中小地震作用時(shí)介入較小的連接剛度，大震作用時(shí)連接剛度相應(yīng)增大，通過按需連接達(dá)到了在活動(dòng)墩地震響應(yīng)增幅有限的情況下，大幅提高連續(xù)梁抗震性能的目的。

(4)按MTC裝置Ⅰ區(qū)限位裝置初始剛度為活動(dòng)墩墩頂縱向線剛度的1～2倍、Ⅱ區(qū)限位裝置初始剛度為Ⅰ區(qū)限位裝置初始剛度的1～2倍的原則進(jìn)行剛度設(shè)置，既可取得理想減震效果，又可避免活動(dòng)墩地震響應(yīng)的急劇增加。具體工程應(yīng)用時(shí)，可按此原則進(jìn)行初步分析，再根據(jù)具體結(jié)構(gòu)形式、場地類型及地震動(dòng)特性進(jìn)行優(yōu)化調(diào)整。