石 巖，成 昭，王浩浩，劉云帥，王文仙，裴銀海

(蘭州理工大學(xué) 土木工程學(xué)院，甘肅 蘭州 730050)

鉛芯橡膠支座（lead rubber bearing，LRB）是應(yīng)用最為廣泛的減隔震裝置，其減隔震效果已在一些實(shí)際地震中得以檢驗(yàn)。但是，由于LRB具有雙線性的力學(xué)特性，其震后殘余位移不容忽視。采用自復(fù)位阻尼器等措施可限制墩梁間減隔震裝置的過(guò)大位移，提高自復(fù)位能力并降低震后殘余位移。對(duì)于LRB隔震體系，Wilde等提出將形狀記憶合金（shape memory alloys，SMA）與LRB結(jié)合的設(shè)想，并證明了SMA可有效降低震后殘余位移。近年來(lái)，SMA-LRB支座在減震方面的有效性已經(jīng)被許多研究證實(shí)。為使SMALRB支座發(fā)揮最大減震效果，一些學(xué)者對(duì)其進(jìn)行了參數(shù)優(yōu)化設(shè)計(jì)，研究大多集中在SMA與LRB不同布置形式和尺寸等方面。

隨著隔震技術(shù)的日益推廣，鉛芯橡膠支座的應(yīng)用環(huán)境也日趨復(fù)雜。由于形狀記憶合金、橡膠及鉛都是對(duì)溫度非常敏感的材料，故溫度對(duì)SMA-LRB支座力學(xué)性能的影響不容忽視，主要體現(xiàn)在環(huán)境溫度下橡膠和鉛芯的瞬時(shí)變化、橡膠和鉛芯長(zhǎng)期在低溫環(huán)境中的結(jié)晶硬化、滯回耗能造成的支座內(nèi)部溫度變化和受溫度季候性變化的影響。因此，有必要考慮溫度對(duì)SMA-LRB支座力學(xué)性能的影響。Roeder等通過(guò)試驗(yàn)得到了隔震支座低溫下的剛度，發(fā)現(xiàn)低溫和低溫下暴露時(shí)間對(duì)橡膠力學(xué)性能的影響不容忽略。Yakut和Yura進(jìn)行了剪切剛度試驗(yàn)，并證明低溫下支座剪切剛度顯著增加。Constantinou等給出了一系列橡膠支座力學(xué)參數(shù)的溫度調(diào)整系數(shù)，并提出一套能夠預(yù)測(cè)鉛芯橡膠支座內(nèi)部溫度、耗能能力和特征強(qiáng)度隨應(yīng)變歷程變化的理論。Qayyum在低溫環(huán)境下，開展了一系列試驗(yàn)，研究了橡膠隔震支座在低溫作用下的長(zhǎng)期性能，發(fā)現(xiàn)低溫條件下支座的有效剛度增加，而這種變化主要是由橡膠的瞬時(shí)硬化和結(jié)晶硬化引起的。Billah和Todorov使用增量動(dòng)力分析方法，得到橋墩和LRB的易損性曲線，并將其用于評(píng)估夏季和冬季條件下全橋的易損性。為研究隔震支座的瞬時(shí)熱硬化和結(jié)晶特性，Guay和Bouaanani分析了加拿大各大城市的低溫紀(jì)錄，發(fā)現(xiàn)在寒冷區(qū)域會(huì)導(dǎo)致隔震支座強(qiáng)度和頻率顯著增加；在較溫暖的區(qū)域，隔震支座不可能產(chǎn)生熱硬化。Ozbulut和Hurlebaus考慮室外溫差對(duì)SMA-摩擦支座的影響，認(rèn)為若以20℃為基準(zhǔn)溫度，上下浮動(dòng)20℃對(duì)支座最大位移的影響不超過(guò)13%，對(duì)加速度的影響約為2%，可忽略不計(jì)。黃浩宇和張紋韶梳理了幾種常見SMA的發(fā)展現(xiàn)狀，并指出不同種類的SMA在相變溫度、材料力學(xué)特性、晶體結(jié)構(gòu)等方面存在較大差異性，對(duì)結(jié)構(gòu)振動(dòng)控制的適用性也各不相同。Torra等研究發(fā)現(xiàn)，Ni-Ti SMA和Cu SMA的動(dòng)態(tài)力學(xué)性能均會(huì)受溫度影響而改變，隨著溫度的上升，Ni-Ti SMA和Cu SMA的相變應(yīng)力與彈性模量增長(zhǎng)，阻尼比下降。Strnadel、Huang和張振華等分別在Ni-Ti SMA和Cu SMA的研究中發(fā)現(xiàn)了同樣的溫度效應(yīng)，即彈性模量、相變應(yīng)力和阻尼比隨溫度變化而變化。

從上述文獻(xiàn)可以看出，SMA材料本身的特性很好地契合了隔震裝置的需求，可有效地防止地震對(duì)隔震裝置的破壞。盡管各國(guó)學(xué)者已經(jīng)意識(shí)到環(huán)境溫度對(duì)SMA和LRB兩者的影響不容忽視，但研究大多集中于SMA和LRB兩者中的一者，同時(shí)考慮環(huán)境溫度對(duì)SMA-LRB支座整體性能影響方面的文獻(xiàn)尚少，即對(duì)SMA-LRB支座的溫度相關(guān)性問(wèn)題的認(rèn)識(shí)還不足，有待進(jìn)一步研究。

本文考慮溫度季候性變化對(duì)SMA和LRB的影響，分別從橡膠和鉛芯的材料層面對(duì)鉛芯橡膠支座的力學(xué)參數(shù)進(jìn)行了修正；以4×20 m的隔震連續(xù)梁橋?yàn)檠芯繉?duì)象，進(jìn)行非線性動(dòng)力時(shí)程分析，比較了不同環(huán)境溫度下SMA-LRB支座和LRB對(duì)隔震連續(xù)梁橋地震響應(yīng)的影響。

1 SMA-LRB力學(xué)特性修正

為研究環(huán)境溫度對(duì)SMA-LRB隔震橋梁地震響應(yīng)的影響，首先，對(duì)SMA-LRB支座的力學(xué)特性進(jìn)行修正，并分析溫度對(duì)SMA力學(xué)特性的影響。鉛芯橡膠支座的力學(xué)模型呈雙線性，其力-位移關(guān)系可由特征強(qiáng)度

Q

、屈服前剛度

K

、屈服后剛度

K

和屈服位移

d

描述。其中，

Q

和

K

為對(duì)地震響應(yīng)影響最大的兩個(gè)參數(shù)，

K

主要由橡膠剪切模量和橡膠層總厚度決定，

Q

主要取決于鉛芯的屈服應(yīng)力和鉛芯直徑。由于橡膠層總厚度和鉛芯直徑可依據(jù)《公路橋梁鉛芯隔震橡膠支座》（JT/T 822—2011）確定，故主要對(duì)橡膠剪切模量和鉛芯屈服應(yīng)力進(jìn)行力學(xué)特性修正。

1.1 橡膠力學(xué)特性修正

中國(guó)地震活躍區(qū)域分布遼闊，氣候條件迥異且在高設(shè)防烈度地區(qū)1月份平均氣溫均低于0℃，故研究低溫下橡膠的力學(xué)性能變化具有一定意義。目前，李愛群等已對(duì)隔震支座在低溫環(huán)境中的力學(xué)行為作了系統(tǒng)地梳理；Roeder等發(fā)現(xiàn)低溫和低溫下暴露時(shí)間對(duì)橡膠力學(xué)性能的影響不容忽略，并建立了橡膠的低溫?zé)嵊不?yīng)和結(jié)晶硬化效應(yīng)力學(xué)模型，其表達(dá)式如下：

式（1）和（2）中：

E

和

E

(

T

)分別為室溫和不同低溫下，橡膠的彈性模量；

T

和

T

分別對(duì)應(yīng)環(huán)境溫度和橡膠彈性模量達(dá)到68 965 kPa時(shí)對(duì)應(yīng)的溫度，℃；

T

為橡膠最大結(jié)晶速率時(shí)對(duì)應(yīng)的溫度，℃；

H

為

T

溫度下橡膠硬化10個(gè)硬度計(jì)點(diǎn)所需要的時(shí)間，h；

R

(

T

)為橡膠結(jié)晶速率的溫度函數(shù)；

C

為無(wú)量綱參數(shù)，Stevenson給出其取值范圍在0.6～7.5之間；

t

為橡膠在某一溫度下暴露的時(shí)間，值得說(shuō)明的是，Roeder等通過(guò)試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，橡膠在低溫下暴露一定時(shí)間后，其剛度趨于恒定，試驗(yàn)測(cè)試時(shí)間超過(guò)28 d是沒(méi)有必要的，因此選取

t

為672 h。

從材料特性層面對(duì)橡膠剪切模量進(jìn)行不同溫度下力學(xué)特性的修正，從而考慮低溫環(huán)境對(duì)LRB力學(xué)性能的影響，修正系數(shù)如表1所示。

表1 橡膠剪切模量修正系數(shù)
Tab. 1 Correction factors of rubber shear modulus

環(huán)境溫度/℃ 20 0 -10 -20 -30修正系數(shù) 1.000 1.764 1.834 1.944 2.097

1.2 鉛芯力學(xué)特性修正

Constantinou等假設(shè)在所有溫度下，鉛的有效屈服應(yīng)力σ與極限屈服應(yīng)力σ之比為一個(gè)常數(shù)，也就是假設(shè)σ為一個(gè)溫度的函數(shù)

f

(

T

)，建立如下關(guān)系：

式中，σ為鉛的溫度在

T

時(shí)的有效屈服應(yīng)力，

T

和σ分別為初始溫度和初始溫度下鉛的有效屈服應(yīng)力。通過(guò)極限屈服應(yīng)力σ和溫度

T

有效數(shù)據(jù)的最佳擬合，求得了σ與

T

間的關(guān)系為對(duì)數(shù)關(guān)系和線性關(guān)系。通過(guò)擬合曲線預(yù)測(cè)結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比發(fā)現(xiàn)，在低溫下線性關(guān)系能夠更為精確地預(yù)測(cè)鉛的極限屈服應(yīng)力σ與

T

溫度之間的關(guān)系，并且在量綱分析時(shí)更為簡(jiǎn)單：

式中，

C

、

C

和

L

、

L

均為無(wú)量綱參數(shù)，并且在線性關(guān)系中，

L

和

L

的取值分別為-0.073和23.61。

通過(guò)鉛的特征強(qiáng)度修正系數(shù)考慮對(duì)鉛芯的力學(xué)特性修正，如表2所示。

表2 鉛芯特征強(qiáng)度修正系數(shù)
Tab. 2 Characteristic strength correction factors of lead core

環(huán)境溫度/℃ 20 0 -10 -20 -30修正系數(shù) 1.000 1.068 1.091 1.136 1.182

1.3 SMA力學(xué)特性修正

SMA是一種對(duì)環(huán)境溫度相當(dāng)敏感的材料。美國(guó)《ASTM橋梁用鋼規(guī)范》限制SMA使用的環(huán)境溫度不應(yīng)超過(guò)-51℃；中國(guó)《公路橋梁鉛芯隔震橡膠支座》（JT/T 822—2011）中規(guī)定，鉛芯橡膠支座適用的環(huán)境溫度范圍為-25～60℃。本文對(duì)環(huán)境溫度的分析范圍為-30～20℃。

近年來(lái)，不同類型的SMA材料在土木工程領(lǐng)域得到應(yīng)用和關(guān)注。Cu-Al-Be合金作為一種低成本、易加工的SMA材料，其工作溫度范圍在-80～100℃，在低溫環(huán)境下依然能夠保持較好的超彈性性能，這使得Cu-Al-Be合金有別于其他SMA材料，在寒冷地區(qū)有很大的應(yīng)用潛力。Zhang等通過(guò)試驗(yàn)研究了Cu-Al-Be合金在不同環(huán)境溫度下的力學(xué)性能，但其溫度條件僅在-50、-25、0、23℃。不同環(huán)境溫度下Cu-Al-Be合金的力學(xué)參數(shù)除彈性模量外，其余參數(shù)通過(guò)線性插值法獲得，如表3所示。

表3 不同環(huán)境溫度下SMA材料的力學(xué)參數(shù)
Tab. 3 Material parameters of SMA at different temperatures

環(huán)境溫度/℃ 屈服應(yīng)力/MPa 屈服應(yīng)變/%20 226.5 0.72 0 197.7 0.62-10 183.3 0.57-20 166.3 0.52-30 147.9 0.46

2 SMA-LRB隔震橋梁分析模型

2.1 工程背景

以一座4跨（4×20 m）連續(xù)梁橋?yàn)檠芯繉?duì)象，其橋梁結(jié)構(gòu)布置如圖1所示。上部結(jié)構(gòu)每跨主梁由5片小箱梁組成；下部結(jié)構(gòu)為圖1中圓形截面的雙柱式規(guī)則排架墩，截面直徑為1.5 m，3個(gè)橋墩（1～3）的高度分別為5.3、9.1和7.8 m，各橋墩蓋梁上對(duì)應(yīng)布置5個(gè)支座。上部結(jié)構(gòu)采用C40混凝土，下部結(jié)構(gòu)采用C30混凝土，縱筋采用HRB335鋼筋。

圖1 橋梁結(jié)構(gòu)布置圖Fig. 1 Layout of bridge structure

2.2 SMA-LRB支座

日本“3·11”大地震中，大量橋梁發(fā)生破壞；由于豎向地震動(dòng)分量較大，導(dǎo)致多數(shù)橋梁支座出現(xiàn)拉剪破壞，甚至存在受拉脫空現(xiàn)象。中國(guó)頒布的《公路橋梁抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》（JTG/T 2 231-01—2020）中規(guī)定，隔震裝置的構(gòu)造應(yīng)簡(jiǎn)單，且應(yīng)具有可更換性?；谝陨蟽牲c(diǎn)，發(fā)展了一種SMA-LRB支座構(gòu)造形式（圖2），包括上連接鋼板、下連接鋼板、鉛芯、疊層橡膠支座和交叉對(duì)稱布置的SMA絞線。在地震作用下，上下鋼板發(fā)生相對(duì)位移帶動(dòng)SMA絞線的拉伸，SMA和LRB相互配合為支座提供了良好的耗能和自復(fù)位能力。

圖2 SMA-LRB支座模型簡(jiǎn)圖Fig. 2 Model diagram of SMA-LRB bearing

該橋每個(gè)橋墩和橋臺(tái)上都設(shè)有5個(gè)隔震支座，為使每個(gè)橋墩和支座變形協(xié)調(diào)，依據(jù)石巖等提出的適用于中等跨徑隔震橋梁基于位移的抗震設(shè)計(jì)方法，在《公路橋梁鉛芯隔震橡膠支座》（JT/T 822—2011）規(guī)范中，選取合理的鉛芯橡膠支座，其參數(shù)如表4所示。

表4 隔震支座參數(shù)
Tab. 4 Factors of isolation bearing

所處位置 支座型號(hào) Fy/kN Ku/(kN·m-1) Kd/(kN·m-1)0#、4#橋臺(tái) Y4Q470 81 8 100 1 300 1#墩 Y4Q770 216 9 100 1 400 2#墩 Y4Q770 216 14 300 2 200 3#墩 Y4Q770 216 11 100 1 700

一般SMA合金絲的直徑通常不超過(guò)5 mm，而實(shí)際工程中可能需要較大截面的SMA構(gòu)件以滿足結(jié)構(gòu)所需的軸向剛度。因此，工程師們開發(fā)出了SMA絞線。SMA絞線一般由若干根較小直徑的SMA絲構(gòu)成。SMALRB支座中選擇Cu-Al-Be絞線，并且根據(jù)LRB尺寸大小選用了直徑。

2.3 分析模型

基于結(jié)構(gòu)地震分析平臺(tái)OpenSees建立該連續(xù)梁橋的3維動(dòng)力分析模型，如圖3所示。

圖3 全橋動(dòng)力分析模型Fig. 3 Dynamics model of the bridge

非線性動(dòng)力時(shí)程分析時(shí)，混凝土結(jié)構(gòu)的阻尼采用Rayleigh阻尼，阻尼比取值為5%，并且不考慮橋梁結(jié)構(gòu)的樁-土相互作用與橋臺(tái)-填土之間相互作用的影響。此外，不考慮橫橋向主梁之間的相互作用力，則上部結(jié)構(gòu)的5片小箱梁之間由剛性連接為一個(gè)整體，在分析模型中將5片主梁作為一個(gè)整體采用3維彈性梁?jiǎn)卧M。橋墩采用纖維截面的非線性梁柱單元模擬，其保護(hù)層混凝土和核心混凝土采用Concrete04模擬，其卸載和重力加載規(guī)則按Filippou修正后的Karsan-Jirsa模式確定；鋼筋采用Steel02模擬，其應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系以Menegotto-Pinto模型為基礎(chǔ)建立；鉛芯橡膠支座采用基于雙線性模型的彈塑性支座單元（elastomeric bearing （plasticity） element）模擬。圖3中，LRB和SMA的力-位移(

F

-

d

)關(guān)系，LRB可由雙線性模型描述，其中，

F

為屈服強(qiáng)度，

K

和

K

分別為屈服前和屈服后剛度，

d

為屈服位移；SMA采用TwoNodeLink單元模擬，本構(gòu)關(guān)系采用SelfCentering材料，其中，

F

為屈服強(qiáng)度，

d

為屈服位移，

k

為初始剛度，α為屈服前后的剛度之比，β為加載卸載比率。另外，由于SMA-LRB支座中SMA絞線僅受到軸向拉力并不存在受壓屈曲問(wèn)題，因此，加入ElasticPPGap材料用以模擬SMA絞線的僅受拉不受壓的特性。為充分發(fā)揮SMA-LRB支座的減隔震性質(zhì)，在該橋的地震響應(yīng)分析中假設(shè)梁體在橋臺(tái)處具有足夠的運(yùn)動(dòng)空間，梁體與橋臺(tái)不會(huì)發(fā)生碰撞。對(duì)鉛芯、橡膠及SMA的材料力學(xué)特性進(jìn)行修正可知，SMA和LRB的力學(xué)特性為雙線性，且SMA和LRB系并聯(lián)關(guān)系，故SMA-LRB支座的恢復(fù)力模型為三線性。不同型號(hào)LRB恢復(fù)力模型中的鉛芯特征強(qiáng)度、初始剛度及屈服后剛度都有差異，因而不同型號(hào)SMA-LRB在不同溫度下的恢復(fù)力模型也不相同，無(wú)法給出統(tǒng)一的SMA-LRB恢復(fù)力與溫度的函數(shù)關(guān)系?，F(xiàn)以橋臺(tái)處Y4Q470型支座為例，繪制其在不同溫度下的恢復(fù)力曲線，如圖4所示。

圖4 SMA-LRB支座的恢復(fù)力曲線Fig. 4 Restoring force curves of SMA-LRB bearing

3 地震動(dòng)選擇

近斷層地震動(dòng)區(qū)別于遠(yuǎn)場(chǎng)地震動(dòng)的最突出的特點(diǎn)是具有長(zhǎng)周期和速度脈沖特性。一般情況下，LRB隔震結(jié)構(gòu)的近斷層地震響應(yīng)強(qiáng)于遠(yuǎn)場(chǎng)地震動(dòng)下的地震響應(yīng)，導(dǎo)致近斷層地震動(dòng)會(huì)顯著放大隔震裝置的位移需求，并在震后產(chǎn)生較大的殘余位移。為了正確評(píng)估LRB和SMA-LRB支座在近斷層地震動(dòng)下的抗震性能，采用了Baker等建立的廣泛適用于交通領(lǐng)域結(jié)構(gòu)動(dòng)力分析的地震動(dòng)記錄集合。該近斷層地震動(dòng)集合（SET#3A）包含有40組3個(gè)分量的地震動(dòng)記錄，選取垂直斷層走向（SN）水平分量，并將其加速度峰值（PGA）分別調(diào)整為0.4

g

后沿縱橋向輸入，在分析地震響應(yīng)時(shí)皆以該40組地震動(dòng)記錄的響應(yīng)峰值的平均值為討論指標(biāo)。繪制40條地震記錄反應(yīng)譜，如圖5所示。

圖5 40條地震記錄反應(yīng)譜Fig. 5 Response spectrum of 40 earthquake records

4 環(huán)境溫度影響分析

4.1 隔震支座地震響應(yīng)

為研究環(huán)境溫度對(duì)LRB和SMA-LRB隔震橋梁抗震性能的影響，采用考慮環(huán)境溫度影響的支座力學(xué)性能修正方法對(duì)不同溫度下兩種類型的隔震支座進(jìn)行修正，探討環(huán)境溫度對(duì)采用LRB和SMA-LRB兩種不同類型支座的隔震橋梁地震響應(yīng)的影響。圖6為分別采用兩種支座橋臺(tái)處支座峰值位移、支座水平力、殘余位移和耗能的平均值對(duì)比。其中，支座耗能通過(guò)式（6）計(jì)算得到：

式中，

E

為支座耗能，

P

和

D

分別為支座水平力和支座水平位移，

t

為時(shí)間。由圖6可以看出：

圖6 支座地震響應(yīng)平均值對(duì)比Fig. 6 Comparison of average seismic response of bearings

1）SMA-LRB支座的峰值位移和殘余位移比普通LRB均明顯減小。說(shuō)明采用SMA增大了SMALRB支座的水平剛度，使得支座的位移響應(yīng)得到了有效控制，其位移減小12.5%。同時(shí)SMA具有良好的自復(fù)位特性，SMA-LRB支座殘余位移的控制效果顯著，殘余位移較LRB減小了45.3%，且在不同溫度下殘余位移基本保持在10 mm以內(nèi)。上述結(jié)論和王景全等在采用SMA智能橡膠支座的近斷層大跨斜拉橋易損性研究中SMA所發(fā)揮的作用一致，證明了SMA在降低殘余位移方面的有效性。注意到，LRB和SMA-LRB支座的位移峰值在常溫（20℃）時(shí)取最大值，對(duì)應(yīng)的最大剪應(yīng)變分別為1.28和1.13，皆小于《公路橋梁鉛芯隔震橡膠支座》（JT/T 822—2011）等規(guī)范要求的剪應(yīng)變規(guī)定值2.5，故支座處于安全狀態(tài)。

2）LRB和SMA-LRB兩種支座的峰值位移和殘余位移均隨著環(huán)境溫度的降低而減小。當(dāng)環(huán)境溫度不同時(shí)，兩種支座在TCU122（臺(tái)灣集集地震）和Sylmar-Converter Sta（美國(guó)北嶺地震）地震動(dòng)作用下的滯回曲線和位移時(shí)程曲線都表現(xiàn)出上述規(guī)律，如圖7所示。這主要是由于在低溫環(huán)境下，支座剛度得到提高，使得其峰值位移和殘余位移得到了控制。

圖7 不同地震動(dòng)下支座地震響應(yīng)Fig. 7 Seismic response of bearing under different ground motions

3）隨著溫度的降低，LRB與SMA-LRB支座在控制峰值位移或殘余位移方面的效果差異逐漸減小。當(dāng)環(huán)境溫度從20℃降低到-30℃時(shí)，峰值位移之間的差異從12.5%逐漸減小至4.3%，殘余位移之間的差異從45.3%減小至33.1%；可見，隨著溫度降低，LRB本身的剛度增大，使得SMA-LRB支座中SMA的位移控制效果和自復(fù)位效果逐漸降低。注意到，LRB中的屈服后剛度

K

主要由橡膠的剪切模量和橡膠層的總厚度決定，對(duì)橡膠剪切模量修正會(huì)顯著影響屈服后剛度

K

，即橡膠剪切模量修正系數(shù)越大，屈服后剛度

K

越大，而隨著屈服后剛度

K

的增大，LRB殘余位移會(huì)逐漸減小。從表1可以看出，隨著環(huán)境溫度從0變化到20℃，橡膠剪切模量修正系數(shù)從1.764下降到1.000，其下降幅度為76.40%，而其他溫度下橡膠剪切模量修正系數(shù)下降幅度約為4.00%。因此，剪切模量修正系數(shù)降低幅度越大意味著屈服后剛度

K

降低幅度越大，由圖6（b）可見，從0到20℃時(shí)，無(wú)論是LRB還是SMA-LRB的殘余位移都大大增加。

4）支座耗能隨著環(huán)境溫度的降低而略有增大（圖6（c）），耗能的增加體現(xiàn)在滯回曲線面積的增大（圖7）。然而，由于溫度降低使得支座峰值位移呈現(xiàn)減小的趨勢(shì)，故造成耗能增加的主要原因是支座水平力增大，即支座水平力隨溫度降低而增大（圖6（d）），使得支座傳遞給墩柱的水平地震力也隨之增大。因此，低溫環(huán)境對(duì)墩柱的設(shè)計(jì)提出了更高的要求。值得注意的是，采用SMA后支座水平力普遍增大，可見，采用SMA-LRB支座對(duì)墩柱強(qiáng)度的要求高于普通LRB，而LRB與SMA-LRB支座在耗能方面的差異較小，故SMA對(duì)支座耗能能力的提升有限。

為進(jìn)一步討論不同近斷層地震動(dòng)作用下，環(huán)境溫度對(duì)LRB和SMA-LRB支座抗震性能的影響，分析了橋臺(tái)處支座的地震響應(yīng)對(duì)比分布及SMA-LRB支座在不同環(huán)境溫度下的地震響應(yīng)分布情況，如圖8和9所示。

由圖8和9可以看出：

圖8 橋臺(tái)處支座地震響應(yīng)對(duì)比分布Fig. 8 Seismic response contrast distribution of abutment bearing

1）設(shè)置SMA可顯著降低LRB隔震支座的峰值位移和殘余位移，增大傳遞給下部結(jié)構(gòu)的地震力，但對(duì)總耗能的影響不大。在40條近斷層地震動(dòng)中，TCU101作用時(shí)LRB和SMA-LRB支座的地震響應(yīng)最大，支座峰值位移分別為356和282 mm，對(duì)應(yīng)剪應(yīng)變?yōu)?.8和2.2，說(shuō)明不設(shè)SMA時(shí)超過(guò)了LRB容許變形，可能發(fā)生破壞，而SMA-LRB支座處于安全狀態(tài)?？梢?，附加SMA能夠有效控制支座的位移響應(yīng)，提高其安全性。

2）低溫環(huán)境下，SMA-LRB支座的峰值位移和殘余位移較常溫環(huán)境有所減小，但支座水平力顯著增大，耗能變化不明顯?？梢?，低溫環(huán)境下，支座剛度增大，支座峰值位移和殘余位移減小，但同時(shí)導(dǎo)致支座傳遞給下部結(jié)構(gòu)的水平地震力增大，出于橋梁設(shè)計(jì)安全的考慮，對(duì)下部結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)提出了更高的要求。

圖9 不同環(huán)境溫度下SMA-LRB支座地震響應(yīng)對(duì)比分布Fig. 9 Seismic response comparison distribution of SMA-LRB in various ambient temperatures

4.2 橋墩地震響應(yīng)

橋墩是橋梁結(jié)構(gòu)重要的組成部分，也是在地震作用下極易發(fā)生損傷的部位。圖10為使用不同支座各墩在近斷層地震動(dòng)作用下的墩頂位移、位移延性系數(shù)對(duì)比，由圖10可以看出：采用普通LRB的橋墩墩頂位移隨著環(huán)境溫度的降低逐漸增大，而采用SMA-LRB支座的橋墩墩頂位移隨著環(huán)境溫度的降低逐漸減小。注意到，采用SMA-LRB支座時(shí)，橋墩墩頂位移均大于普通LRB，其差異在常溫（20℃）時(shí)最大，并隨著環(huán)境溫度的降低逐漸減?。涣硗?，橋墩位移延性系數(shù)均小于1，說(shuō)明橋墩處于彈性狀態(tài)?？梢姡琒MA-LRB支座對(duì)橋墩強(qiáng)度要求較高，且常溫下橋墩的地震響應(yīng)設(shè)計(jì)可為低溫環(huán)境提供一個(gè)保守值。

圖10 不同支座墩頂位移和位移延性系數(shù)對(duì)比Fig. 10 Comparison of displacement and displacement ductility coefficient of pier bottom for different bearings

為進(jìn)一步研究在不同環(huán)境溫度時(shí)，采用LRB和SMA-LRB兩種支座的連續(xù)梁橋在近斷層地震動(dòng)作用下橋墩的抗震性能，圖11給出了全橋墩高分別為3個(gè)橋墩在40條近斷層地震動(dòng)下分別采用LRB和SMALRB支座時(shí)，橋墩墩頂位移的分布。由圖11可以看出：采用SMA-LRB支座的橋墩墩頂位移大于普通LRB，且在1橋墩分布較為集中，2和3橋墩分布較為離散；相較于普通LRB，SMA-LRB支座更適用于強(qiáng)度較高、高度較低的橋墩；另外，1、2、3橋墩的屈服位移分別為28.5、83.6和61.6 mm，從圖11看出，1橋墩皆未屈服，2和3橋墩在部分地震動(dòng)下屈服。

圖11 全橋各橋墩墩頂位移響應(yīng)分布Fig. 11 Displacement response distribution diagram of each pier top of the full bridge

5 結(jié) 論

隔震支座由于長(zhǎng)期裸露在外界環(huán)境中，其力學(xué)性能受到環(huán)境溫度的影響會(huì)發(fā)生變化。從材料層面對(duì)橡膠、鉛芯和SMA進(jìn)行了修正。并且，為了研究不同環(huán)境溫度下，LRB和SMA-LRB支座對(duì)連續(xù)梁橋抗震性能的影響，對(duì)比分析了不同環(huán)境溫度下使用SMALRB支座和LRB隔震支座的連續(xù)梁橋地震響應(yīng)變化規(guī)律。主要結(jié)論如下：

1）隨著環(huán)境溫度的降低，LRB和SMA-LRB兩種支座的峰值位移和殘余位移均隨之減小，但SMALRB支座對(duì)位移控制能力和自復(fù)位能力較常溫有所降低；環(huán)境溫度越低，兩種支座對(duì)位移的控制效果越趨近于相同。

2）支座剛度隨著環(huán)境溫度減小而增大，導(dǎo)致支座傳遞給橋墩的水平地震力增大，橋墩墩頂位移和墩底剪力也隨之增大，且較低墩的墩底剪力對(duì)溫度變化更加敏感。

3）盡管采用SMA-LRB支座橋梁墩頂位移較LRB有所增大，對(duì)橋墩強(qiáng)度有著更高的要求，但隨著環(huán)境溫度的降低，兩種類型支座在控制墩頂位移方面之間的差異逐漸減小，常溫下橋墩的地震響應(yīng)設(shè)計(jì)可為低溫環(huán)境提供一個(gè)保守值。

需要指出的是，隨著溫度的變化，SMA-LRB支座中的SMA、鉛芯、橡膠隨溫度的變化存在差異，使得各個(gè)部件之間會(huì)發(fā)生應(yīng)力重分布現(xiàn)象。本文暫不考慮該現(xiàn)象，后續(xù)研究中將考慮該因素，對(duì)SMA-LRB隔震橋梁的抗震性能進(jìn)行準(zhǔn)確地評(píng)估。