自復(fù)位摩擦耗能支座減隔震機(jī)理及試驗(yàn)研究

方 蓉，康路明，張文學(xué)，尹小溪，趙汗青

(1.北京工業(yè)大學(xué) 城市建設(shè)學(xué)部，北京 100124；2.中國(guó)航空國(guó)際建設(shè)投資有限公司，北京 100120；3.中國(guó)建筑設(shè)計(jì)研究院有限公司，北京 100044;4.中鐵工程設(shè)計(jì)咨詢有限公司,北京 100055)

連續(xù)梁橋每聯(lián)常設(shè)置多個(gè)活動(dòng)支座及單個(gè)固定支座，以避免因溫度變化、混凝土收縮徐變等因素引起的不利附加應(yīng)力，并滿足橋梁日常使用過(guò)程中因車輛制動(dòng)等引起的縱向水平力需求[1]。也正因連續(xù)梁橋這一特殊的結(jié)構(gòu)形式，其在地震來(lái)臨時(shí)往往出現(xiàn)梁端位移過(guò)大、固定墩響應(yīng)過(guò)大等情況。

對(duì)此問(wèn)題，國(guó)內(nèi)外學(xué)者進(jìn)行了大量相關(guān)研究。劉彥輝等[2]通過(guò)振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)研究了鉛芯橡膠隔震支座、高阻尼橡膠隔震支座和摩擦擺隔震支座在高墩連續(xù)梁橋上應(yīng)用時(shí)的動(dòng)力響應(yīng)情況；陳彥江等[3]對(duì)高阻尼隔震橡膠支座進(jìn)行了豎向壓縮和水平剪切加載試驗(yàn)，研究表明高阻尼橡膠支座的滯回曲線飽滿，但其阻尼與豎向剛度受加載頻率影響較大；周錫元等[4]提出一種與傳統(tǒng)橡膠支座并聯(lián)布置的滑動(dòng)摩擦后備支座，通過(guò)設(shè)置后備支座防止承載橡膠支座發(fā)生大變形失穩(wěn)破壞；袁萬(wàn)城等[5-7]提出拉索減震支座，依靠抗剪螺栓在地震中剪斷來(lái)實(shí)現(xiàn)固定支座向活動(dòng)支座的轉(zhuǎn)變，并用拉索控制相對(duì)位移；DesRoches等[8-9]在橡膠支座的基礎(chǔ)上使用拉索來(lái)控制梁體相對(duì)位移；李忠獻(xiàn)等[10]提出使用形狀記憶合金(shape memory alloys，SMA)拉索加上橡膠支座的新型橋梁隔震體系，通過(guò)調(diào)節(jié)拉索上的溫度控制器使拉索產(chǎn)生恢復(fù)力從而起到震后自復(fù)位的效果。Alam等[11]以三跨連續(xù)式公路橋梁為研究對(duì)象，采用橡膠支座和SMA限制器相結(jié)合的方式來(lái)研究橋梁的易損性。Guan等[12]將支座與軟鋼阻尼器結(jié)合來(lái)構(gòu)成消能支座，在縱向和橫向均能對(duì)橋梁有較好的控制效果。

通過(guò)對(duì)現(xiàn)有研究成果歸納總結(jié)發(fā)現(xiàn)，連續(xù)梁橋在支座處的減震設(shè)計(jì)主要體現(xiàn)在兩個(gè)方面：一是通過(guò)豎向橡膠支座和高阻尼支座延長(zhǎng)結(jié)構(gòu)周期、減少能量輸入；二是通過(guò)縱向耗能限位裝置耗散能量、控制梁端位移。在兩個(gè)方向并行推進(jìn)的同時(shí)，隨著“可恢復(fù)功能理念”的逐漸興起，橋梁減隔震技術(shù)也逐漸發(fā)展為基于性能的震后自復(fù)位和可修復(fù)性發(fā)展[13-14]。

本文在以往的研究基礎(chǔ)上，提出一種自復(fù)位摩擦耗能支座(self-centering and energy dissipation bearing，SCEDB)，用以替換傳統(tǒng)連續(xù)梁橋中原有固定支座。研究SCEDB本構(gòu)模型，并制作了支座的實(shí)物模型，在一縮尺比例為1∶30的連續(xù)梁橋模型上進(jìn)行振動(dòng)臺(tái)加載試驗(yàn)，具體研究了SCEDB的減震效果及自復(fù)位能力，為今后該領(lǐng)域的進(jìn)一步研究提供一定參考。

1 自復(fù)位摩擦耗能支座基本原理

1.1 基本組成

SCEDB基本構(gòu)造圖,如圖1所示。主要包括以下部分：豎向支承、復(fù)位彈簧、纏繞索、連接支架。其中:豎向支承布置在固定墩頂，底部與固定墩頂連接，頂部布置四氟乙烯板，保證墩梁間自由滑動(dòng)，主要承擔(dān)豎向荷載傳遞任務(wù)；復(fù)位彈簧為雙側(cè)對(duì)稱布置的單拉彈簧，彈簧內(nèi)側(cè)通過(guò)墩頂連接支架與固定墩頂連接，彈簧外側(cè)則與梁體連接；纏繞索纏繞在固定墩頂支架摩擦軸上，兩端分別與梁體連接，當(dāng)梁體與固定墩發(fā)生相對(duì)運(yùn)動(dòng)時(shí)，繩索可繞摩擦軸發(fā)生滑動(dòng)摩擦；連接支架為復(fù)位彈簧和纏繞索與固定墩頂連接的輔助構(gòu)件。SCEDB的豎向支承和縱向功能構(gòu)件相互獨(dú)立、各司其職。

1.豎向支承;2.連接支架;3.復(fù)位彈簧;4.纏繞索。圖1 自復(fù)位摩擦耗能支座示意圖Fig.1 Schematic diagram of SCEDB

連續(xù)梁橋日常使用過(guò)程中，SCEDB的豎向支承提供豎向的支承力及水平摩擦力，復(fù)位彈簧及纏繞索在墩梁之間建立可靠連接并提供縱向約束力，此時(shí)SCEDB可滿足橋梁正常使用中因車輛制動(dòng)等因素引起的縱向力需求，連續(xù)梁橋梁體和固定墩之間保持靜止；在地震作用下，豎向支承、復(fù)位彈簧及纏繞索提供的縱向約束力不足以限制墩梁間相對(duì)位移，梁體與固定墩發(fā)生相對(duì)滑動(dòng)，此時(shí)復(fù)位彈簧偏離平衡位置儲(chǔ)能，纏繞索繞摩擦軸發(fā)生滑動(dòng)摩擦耗能，地震峰值過(guò)后，在復(fù)位彈簧和地震余能共同作用下，可使連續(xù)梁橋梁體在一定程度上達(dá)到自復(fù)位效果。

1.2 自復(fù)位摩擦耗能支座本構(gòu)模型

SCEDB包括兩個(gè)主要功能構(gòu)件，即可儲(chǔ)能放能的復(fù)位彈簧和可摩擦耗能的纏繞索，兩功能構(gòu)件并聯(lián)布置、共同工作。分別研究復(fù)位彈簧及纏繞索的本構(gòu)關(guān)系，并通過(guò)疊加得到SCEDB的本構(gòu)模型。

1.2.1 復(fù)位彈簧

復(fù)位彈簧雙側(cè)對(duì)稱布置，并對(duì)其進(jìn)行初張拉，使雙側(cè)復(fù)位彈簧各受到一個(gè)初始預(yù)拉力Fs，此時(shí)復(fù)位彈簧的初形變?chǔ)s

(1)

式中：Fs為復(fù)位彈簧單側(cè)預(yù)拉力，kN；K為復(fù)位彈簧總剛度，kN/m；ΔLs為復(fù)位彈簧初形變，m。

當(dāng)墩梁之間發(fā)生相對(duì)位移d時(shí)，復(fù)位彈簧可提供的回復(fù)力分為兩個(gè)階段討論。

當(dāng)相對(duì)位移d小于初形變?chǔ)s，即d<ΔLs時(shí)，雙側(cè)復(fù)位彈簧都提供拉力，此時(shí)復(fù)位彈簧提供回復(fù)力為

Fb1=(ΔLs+d)×K-(ΔLs-d)×K

(2)

Fb1=2dK

(3)

當(dāng)相對(duì)位移d大于等于初形變?chǔ)s，即當(dāng)d≥ΔLs時(shí)，僅有單側(cè)彈簧提供拉力，此時(shí)復(fù)位彈簧提供回復(fù)力為

Fb2=(ΔLs+d)×K-0

(4)

Fb2=dK+ΔLsK

(5)

式中：Fb1為復(fù)位彈簧第一階段回復(fù)力，kN；Fb2為復(fù)位彈簧第二階段回復(fù)力，kN。

分析式(3)、式(5)，得到墩梁發(fā)生相對(duì)位移d時(shí)，復(fù)位彈簧可提供的回復(fù)力和相對(duì)位移為線性雙折線關(guān)系，如圖2所示。

圖2 單拉彈簧力-位移曲線Fig.2 Single tension spring force-displacement curve

由圖2可知，通過(guò)對(duì)單拉彈簧施加預(yù)拉力，可以有效提高SCEDB復(fù)位彈簧提供回復(fù)力的能力，當(dāng)相對(duì)位移保持在初形變以內(nèi)時(shí)，彈簧提供的回復(fù)力是未張拉時(shí)的2倍。

1.2.2 纏繞索[15-16]

纏繞索布置在連續(xù)梁橋固定墩與主梁之間，繩索在摩擦軸上纏繞數(shù)圈后兩端分別與主梁連接，并在繩索兩端施加預(yù)緊力F0。纏繞索拉緊后，纏繞索可繞軸產(chǎn)生環(huán)向摩擦力，滿足橋梁日常使用需求；當(dāng)墩梁產(chǎn)生相對(duì)位移時(shí)，纏繞索繞摩擦軸滑動(dòng)，完成摩擦耗能。假定纏繞索為非彈性輕質(zhì)繩索，且纏繞索可提供滑動(dòng)摩擦力與最大靜摩擦力相等，則纏繞索可提供的摩擦力數(shù)值為

fs=F0(e2πnμs-1)

(6)

式中：fs為纏繞索可提供的最大靜摩擦力，kN；F0為纏繞索兩端預(yù)緊力，kN；μs為纏繞索與摩擦軸之間的靜摩擦因數(shù)；n為纏繞索繞摩擦軸圈數(shù)。

1.2.3 共同作用下本構(gòu)模型

如圖3所示，SCEDB在工作時(shí)提供的縱向力由兩部分組成，包括回復(fù)力部分和摩擦力部分，其中摩擦力為纏繞索提供的摩擦力fs以及豎向支承提供的摩擦力f滑。故可得共同作用下SCEDB的理想本構(gòu)模型，如圖4所示。

由圖4可知，SCEDB可提供最大縱向約束力為fs+f滑，即日常使用過(guò)程中或地震動(dòng)輸入能量較小時(shí)，支座處產(chǎn)生的縱向力小于fs+f滑，此時(shí)SCEDB可保證墩梁連接節(jié)點(diǎn)相對(duì)靜止；當(dāng)?shù)卣饋?lái)臨輸入能量較大時(shí)，最大縱向約束力fs+f滑不足以滿足縱向需求，此時(shí)墩梁連接節(jié)點(diǎn)處發(fā)生相對(duì)滑動(dòng)，向偏離平衡點(diǎn)外側(cè)運(yùn)動(dòng)，并沿力-位移關(guān)系線由線1至線2處，此階段SCEDB提供一個(gè)阻礙梁體繼續(xù)偏移的約束力；由于地震動(dòng)的隨機(jī)性，地震動(dòng)過(guò)程中梁體同樣會(huì)產(chǎn)生向內(nèi)側(cè)運(yùn)動(dòng)趨勢(shì)，此時(shí)沿力-位移關(guān)系線由線三向平衡點(diǎn)處移動(dòng)，SCEDB提供一個(gè)幫助梁體回復(fù)的助力，在兩者共同作用下完成自復(fù)位過(guò)程。

(a)彈簧

圖4 自復(fù)位摩擦耗能支座力-位移曲線Fig.4 Force-displacement curve of SCEDB

2 振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)設(shè)計(jì)

2.1 模型設(shè)計(jì)

試驗(yàn)在北京工業(yè)大學(xué)工程結(jié)構(gòu)中心進(jìn)行，振動(dòng)臺(tái)尺寸為3 m×3 m，最大可承重10 t。根據(jù)相似原理和結(jié)構(gòu)動(dòng)力試驗(yàn)相關(guān)設(shè)計(jì)理論，試驗(yàn)?zāi)Ｐ透鲄?shù)相似關(guān)系,如表1所示。

表1 試驗(yàn)?zāi)Ｐ拖嗨脐P(guān)系Tab.1 Similitude relations of model in table-shaking test

試驗(yàn)?zāi)Ｐ椭髁翰捎?0b型鋼與鋼板焊接而成，主梁通長(zhǎng)等截面設(shè)計(jì)，跨度為0.995 m+1.600 m+0.995 m。為防止加載過(guò)程落梁，梁端伸出0.305 m，最終確定主梁縱向總長(zhǎng)4.2 m。主梁內(nèi)留有配重空間，采用試驗(yàn)大廳20 kg鉛塊進(jìn)行配重，結(jié)合相似關(guān)系及試驗(yàn)條件，最終配重1.2 t。模型鋼墩采用Q235鋼材槽鋼對(duì)焊，墩身上下各焊有連接用鋼墊板，墩高0.9 m。為滿足加載需求，制作長(zhǎng)度為4.08 m的延長(zhǎng)剛性底梁，底梁由12 mm厚Q235鋼材焊接而成，以保證底鋼梁的整體剛度和抗變形能力。底鋼梁底面通過(guò)10.9級(jí)M30螺栓與振動(dòng)臺(tái)臺(tái)面連接，頂面通過(guò)預(yù)留螺栓孔與鋼墩底板連接。SCEDB采用方鋼作為豎向支承，方鋼底面通過(guò)螺栓與鋼墩頂板連接，頂面布置有四氟乙烯板材；采用裝置板作為連接支架，連接板上預(yù)留有連接孔洞，分別連接摩擦軸及復(fù)位彈簧。全橋模型尺寸圖和連續(xù)梁橋試驗(yàn)?zāi)Ｐ腿鐖D5、圖6所示，SCEDB如圖7所示。

圖5 全橋模型尺寸圖(mm)Fig.5 Dimensional drawing of the bridge model(mm)

圖6 連續(xù)梁橋試驗(yàn)?zāi)Ｐ虵ig.6 Test model of continuous girder bridge

(a)豎向支承和裝置板

2.2 彈簧剛度

選取3種不同剛度拉力彈簧作為SCEDB復(fù)位彈簧，并對(duì)拉力彈簧進(jìn)行單向拉伸試驗(yàn)測(cè)定其剛度。選取彈簧與單向拉伸試驗(yàn),如圖8所示。

2.3 測(cè)點(diǎn)布置

在主梁中部、底鋼梁中部和振動(dòng)臺(tái)面布置壓電式加速度傳感器，加速度計(jì)編號(hào)分別為A-1～A-3；在各個(gè)鋼墩頂、主梁端部、底鋼梁端部布置激光位移計(jì)，位移計(jì)編號(hào)分別為D-1～D-6；在各鋼墩底布置電阻應(yīng)變片，每墩4個(gè)，同時(shí)設(shè)置溫度補(bǔ)償片16個(gè)；在復(fù)位彈簧及纏繞索與主梁連接處設(shè)置數(shù)顯式拉力計(jì)。各測(cè)點(diǎn)布置,如圖9所示。壓電式加速度計(jì)、激光位移計(jì)、電阻應(yīng)變片、數(shù)顯式拉力計(jì),如圖10所示。

圖9 各測(cè)點(diǎn)布置圖Fig.9 Layout of each measuring point

2.4 試驗(yàn)設(shè)計(jì)

試驗(yàn)設(shè)計(jì)傳統(tǒng)連續(xù)梁橋模型(Test0)和SCEDB連續(xù)梁橋模型(Test1～Test4)兩類模型進(jìn)行對(duì)比分析，Test1～Test4為研究SCEDB參數(shù)影響設(shè)計(jì)的對(duì)比組，具體參數(shù)如表2所示。

表2 自復(fù)位摩擦耗能支座參數(shù)設(shè)計(jì)Tab.2 Parameters of example toroidal drive system

(a)單拉彈簧

(a)壓電式加速度計(jì)

選取El-centro波、Taft波、Tianjin波南北方向作為振動(dòng)臺(tái)輸入波，依次進(jìn)行峰值加速度為0.1g、0.2g、0.4g、0.6g和0.8g的振動(dòng)臺(tái)加載試驗(yàn)。

3 試驗(yàn)結(jié)果分析

3.1 墩底彎矩響應(yīng)

為研究SCEDB的減震效果，現(xiàn)定義SCEDB的減震率計(jì)算公式

(7)

式中：R1,max為傳統(tǒng)連續(xù)梁橋模型最大響應(yīng)；R2,max為SCEDB連續(xù)梁橋模型最大響應(yīng)。

以地面峰值加速度(peak ground acceleration,PGA)=0.4g為例，由電阻應(yīng)變片得到3種地震波下Test0和Test1中3#墩底彎矩響應(yīng)時(shí)程曲線,如圖11所示。統(tǒng)計(jì)各參數(shù)條件、不同工況下3#墩底彎矩響應(yīng)時(shí)程曲線峰值，由式(7)計(jì)算相應(yīng)3#墩底彎矩減震率，并繪制3#墩底彎矩減震率折線圖，如圖12所示。其中Test1在PGA=0.6g、0.8g的Taft波和Tianjin波加載時(shí)程曲線異常，故未將此項(xiàng)結(jié)果繪入減震率折線圖。

由圖11、圖12可知：

(1)通過(guò)對(duì)比PGA=0.4g不同地震波加載下3#墩的彎矩響應(yīng)時(shí)程曲線，可知SCEDB連續(xù)梁橋墩底彎矩響應(yīng)明顯小于傳統(tǒng)連續(xù)梁橋墩底彎矩響應(yīng)，且圖11中除Test0和Test1在響應(yīng)峰值上表現(xiàn)出明顯差異，地震波尾波部分還表現(xiàn)出明顯的相似特性。這說(shuō)明SCEDB在地震波加載過(guò)程中表現(xiàn)出優(yōu)秀的減震效果，且具有良好的狀態(tài)切換能力，即輸入能量較大時(shí)表現(xiàn)為相對(duì)滑動(dòng)工作狀態(tài)，輸入能量較小時(shí)表現(xiàn)為約束工作狀態(tài)。

(a)El-centro波

(a)El-centro波

(2)在振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)中，SCEDB連續(xù)梁橋3#裝置墩底彎矩響應(yīng)整體小于傳統(tǒng)連續(xù)梁橋3#固定墩底的彎矩響應(yīng)，3#墩底彎矩減震率隨輸入地震波的加速度峰值增大而呈現(xiàn)出先增大后變緩最后略有下降的趨勢(shì)。且在不同場(chǎng)地類型和彈簧剛度下，SCEDB均表現(xiàn)出較好減震效果及相似減震率變化趨勢(shì)。這說(shuō)明SCEDB對(duì)連續(xù)梁橋固定墩底彎矩具有良好的減震效果且具有較好的穩(wěn)定性。

(3)Test1及Test2為改變纏繞索參數(shù)的對(duì)照組，試驗(yàn)顯示，保持復(fù)位彈簧剛度不變，增加纏繞索提供摩擦力會(huì)略增加3#墩底彎矩響應(yīng)。分析認(rèn)為提高纏繞索摩擦力會(huì)提高SCEDB約束能力進(jìn)而限制其滑動(dòng)能力，3#墩底響應(yīng)受裝置約束能力及滑動(dòng)過(guò)程耗能的綜合影響，纏繞索摩擦力存在其最適合理取值范圍。

(4)Test2～Test4為改變復(fù)位彈簧剛度參數(shù)的對(duì)照組，試驗(yàn)顯示，保持纏繞索參數(shù)不變，提高復(fù)位彈簧剛度會(huì)略降低3#墩底彎矩減震效果。分析原因是提高復(fù)位彈簧剛度會(huì)在一定程度上提高SCEDB的約束能力，同時(shí)會(huì)限制SCEDB的相對(duì)滑動(dòng)能力，致使耗能效果減弱，最終導(dǎo)致3#墩底彎矩呈現(xiàn)出放大效果。

3.2 梁端位移響應(yīng)

由連續(xù)梁橋梁端激光位移計(jì)(D-5)及振動(dòng)臺(tái)面處激光位移計(jì)(D-6)得到模型梁端相對(duì)位移時(shí)程曲線，總結(jié)歸納各參數(shù)條件、不同工況下梁端位移峰值，并按式(7)計(jì)算Test1～Test4相對(duì)于Test0的梁端位移峰值減震率，繪制梁端位移減震率折線圖,如圖13所示。

(a)El-centro波

由圖13可知：加載試驗(yàn)中，SCEDB連續(xù)梁橋梁端位移減震率呈類拋物線變化趨勢(shì)，且拋物線首尾兩端呈負(fù)減震率狀態(tài)，拋物線中部呈正減震率狀態(tài)。當(dāng)?shù)卣鸩ǚ逯导铀俣容^小時(shí)，梁端位移減震率基本表現(xiàn)為負(fù)減震率的情況(PGA=0.1～0.2g,λ=-60%～-30%)；隨地震波加速度峰值逐漸增大，梁端位移減震率逐漸從負(fù)減震率變?yōu)檎郎p震率，減震率到達(dá)拋物線峰值附近(PGA=0.4～0.6g,λ=10%～30%)；隨著加載強(qiáng)度的繼續(xù)增加，減震率開(kāi)始下降，最終位移減震率再次回歸負(fù)減震率(PGA=0.6～0.8g,λ=-10%)。分析原因是：傳統(tǒng)連續(xù)梁橋模型與SCEDB連續(xù)梁橋模型的能量傳遞模式和梁體約束方式不同。傳統(tǒng)連續(xù)梁橋通過(guò)固定鉸支座向梁體傳遞較多能量，又通過(guò)鉸支座較強(qiáng)的連接限制梁體位移；SCEDB連續(xù)梁橋通過(guò)支座向梁體傳遞較少能量，并表現(xiàn)出較傳統(tǒng)鉸支座更弱的約束能力，同時(shí)通過(guò)纏繞索摩擦耗能。梁端位移峰值響應(yīng)最終取決于輸入能量、消耗能量和約束能力這三方面的比例關(guān)系。

3.3 加速度響應(yīng)

加載試驗(yàn)中分別在主梁、底鋼梁、臺(tái)面布置加速度計(jì)A-1、A-2、A-3，其中A-1主要為測(cè)量記錄試驗(yàn)中主梁加速度響應(yīng)，A-2和A-3則為監(jiān)測(cè)試驗(yàn)過(guò)程中模型底部的加速度情況。

根據(jù)SCEDB設(shè)計(jì)思路：能量輸入較小時(shí)，裝置保持靜止?fàn)顟B(tài)，墩、梁保持相對(duì)靜止；能量輸入較大時(shí)，裝置變?yōu)榛瑒?dòng)狀態(tài)，墩、梁產(chǎn)生相對(duì)運(yùn)動(dòng)，減少能量輸入。通過(guò)對(duì)比模型上部結(jié)構(gòu)加速度計(jì)A-1與底部加速度計(jì)A-2的響應(yīng)峰值，可間接分析能量的傳遞情況。統(tǒng)計(jì)各工況、各參數(shù)條件下加速度響應(yīng)峰值，分析模型加載過(guò)程中的加速度響應(yīng)情況。選取具有代表性的PGA=0.1g、0.4g、0.8g工況，列出加速度計(jì)A-1、A-2的響應(yīng)峰值如表3所示。

由表3可知：

表3 加速度響應(yīng)峰值Tab.3 Peak acceleration response g

(1)當(dāng)PGA=0.1g時(shí)，3種不同地震波加載條件下Test0及Test1～Tset4主梁A-1的響應(yīng)峰值均保持在0.1g左右，與鋼底梁A-2的輸入峰值基本保持一致。說(shuō)明輸入能量較小時(shí)，SCEDB表現(xiàn)出與傳統(tǒng)固定鉸支座相近的約束能力，連續(xù)梁橋主梁加速度也表現(xiàn)出相近的響應(yīng)狀態(tài)。

(2)當(dāng)PGA=0.4g時(shí)，各參數(shù)條件下主梁A-1的加速度響應(yīng)情況受加載地震波影響較大；相較Test0而言，Test1～Tset4整體表現(xiàn)出更小的主梁加速度響應(yīng)峰值。分析認(rèn)為，當(dāng)能量輸入較大時(shí)，SCEDB由靜止?fàn)顟B(tài)轉(zhuǎn)換為滑移狀態(tài)，連續(xù)梁橋通過(guò)墩、梁之間的相對(duì)滑動(dòng)一定程度上減輕了主梁的加速度響應(yīng)；同時(shí)發(fā)現(xiàn)，Test4在Tianjin波加載下，梁體的加速度控制表現(xiàn)稍有不足，需值得注意。

(3)當(dāng)PGA=0.8g時(shí)，3種不同地震波加載條件下Test0及Test1～Tset4加速度響應(yīng)規(guī)律與0.4g加載條件下的響應(yīng)規(guī)律基本保持一致；同時(shí)Test4在Tianjin波加載下也表現(xiàn)出梁體加速度控制不足的問(wèn)題。分析認(rèn)為，對(duì)梁體加速度控制一項(xiàng)而言，SCEDB表現(xiàn)狀態(tài)受到地震波種類及復(fù)位彈簧剛度影響較大，當(dāng)輸入地震波較劇烈且彈簧剛度較大時(shí)，復(fù)位彈簧釋能量與地震波輸入能量很可能產(chǎn)生協(xié)同作用，導(dǎo)致梁體加速度變大。

3.4 殘余位移響應(yīng)

根據(jù)SCEDB自復(fù)位設(shè)計(jì)思路，理想情況下梁、墩產(chǎn)生相對(duì)位移后仍能回到初始位置附近，即在震后保持較小的殘余位移值。

以Test4在El-centro地震波作用下為例，由連續(xù)梁橋梁端激光位移計(jì)(D-5)及3#墩頂位移(D-3)分別得到在PGA=0.4g、0.6g時(shí)模型梁體與3#墩頂之間相對(duì)位移時(shí)程曲線,如圖14所示，其曲線尾部數(shù)值即為支座殘余位移量。統(tǒng)計(jì)各參數(shù)條件、不同工況下，相對(duì)位移時(shí)程曲線響應(yīng)峰值和末尾響應(yīng)數(shù)值，并計(jì)算其殘余位移與峰值位移之比，如表4所示。

(a)El-centro波(PGA=0.4g)

由圖14和表4可知：

表4 墩梁相對(duì)殘余位移與峰值位移之比Tab.4 Ratio of relative residual displacement to peak displacement between pier and girder

(1)圖14(a)顯示，起初輸入能量較小時(shí)，位移曲線在零基準(zhǔn)線附近運(yùn)動(dòng)(t=0～5 s)；隨著輸入能量突然增大，SCEDB開(kāi)始產(chǎn)生相對(duì)滑動(dòng)，位移曲線表現(xiàn)為峰值的迅速增加，并在新的平衡點(diǎn)附近運(yùn)動(dòng)(t=6～12 s)；隨著加載繼續(xù)進(jìn)行，時(shí)程曲線呈現(xiàn)出逐漸向零基準(zhǔn)線靠攏趨勢(shì)(t=14～18 s)，并最終穩(wěn)定在1.13 mm位置微小抖動(dòng)(t=18～26 s)。圖14(b)同樣表現(xiàn)出零基準(zhǔn)線附近運(yùn)動(dòng)(t=0～6 s)、相對(duì)位移突增(t=6～11 s)、逐漸復(fù)位(t=11～18 s)和微小抖動(dòng)(t=18～26 s)的四階段響應(yīng)過(guò)程，且其在加載結(jié)束時(shí)表現(xiàn)出更小的殘余位移。這說(shuō)明SCEDB具有良好的滑動(dòng)耗能能力和自復(fù)位能力，其時(shí)程曲線印證了SCEDB設(shè)計(jì)思路可行性。

(2)通過(guò)表4可知，整個(gè)振動(dòng)臺(tái)加載試驗(yàn)中SCEDB都表現(xiàn)出較好的自復(fù)位能力，其加載結(jié)束后的殘余位移響應(yīng)占比基本保持在較低水平。分析認(rèn)為，通過(guò)后續(xù)合理設(shè)計(jì)控制SCEDB的殘余位移保持在相對(duì)位移峰值的20%以下是可實(shí)現(xiàn)的。

4 結(jié) 論

本文對(duì)自復(fù)位摩擦耗能支座本構(gòu)關(guān)系進(jìn)行分析討論，并結(jié)合振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)對(duì)其應(yīng)用在連續(xù)梁橋上具體減震效果進(jìn)行研究，得到規(guī)律和結(jié)論如下：

(1)SCEDB結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單可靠，各組成部分本構(gòu)關(guān)系明確、傳力路徑清晰，且本支座豎向支承與水平構(gòu)件相互獨(dú)立，職責(zé)獨(dú)立明確。復(fù)位彈簧作為儲(chǔ)能復(fù)位、約束構(gòu)件，纏繞索作為約束、耗能構(gòu)件，可通過(guò)合理設(shè)計(jì)滿足連續(xù)梁橋日常使用狀態(tài)和地震來(lái)臨狀態(tài)的兩方面需求。

(2)地震來(lái)臨時(shí)，SCEDB墩底彎矩減震效果良好，梁體加速度控制較好，但梁端位移控制稍顯不足。墩底彎矩及梁端位移減震率隨地震動(dòng)輸入能量變化趨勢(shì)基本保持一致，可通過(guò)合理設(shè)計(jì)使設(shè)防地震中墩梁響應(yīng)保持較好狀態(tài)。

(3)地震過(guò)程中，SCEDB合理利用地震波特性完成儲(chǔ)能、耗能、自復(fù)位過(guò)程，并在地震結(jié)束后表現(xiàn)出較好的自復(fù)位效果，且其縱向功能構(gòu)件復(fù)位彈簧及纏繞索可在震后不影響豎向承載的情況下進(jìn)行更換，其設(shè)計(jì)思路基本滿足我國(guó)生命線工程中的“自復(fù)位”和“可修復(fù)”設(shè)計(jì)思想。