多階適時(shí)控制連接裝置設(shè)計(jì)參數(shù)分析

陳士通， 張茂江， 許鑫祥， 李 然

(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(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，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)創(chuàng)新中心，石家莊 050043；3.石家莊鐵道大學(xué) 土木工程學(xué)院，石家莊 050043)

歷次地震發(fā)生過(guò)程中，橋梁結(jié)構(gòu)均遭受了嚴(yán)重破壞，因此，如何提高橋梁結(jié)構(gòu)的抗震性能已成為當(dāng)前橋梁抗震領(lǐng)域的熱點(diǎn)話題[1]。Fang等[2-3]分別探究了安全帶和鎖死銷用于連續(xù)梁橋的減震性能，發(fā)現(xiàn)兩種裝置均可有效降低固定墩地震響應(yīng)；陳宇等[4]提出了一種基于MR阻尼器的連續(xù)梁橋地震損傷控制方法并對(duì)該方法的實(shí)用性進(jìn)行了分析，結(jié)果表明該方法可有效降低橋梁損傷，提高連續(xù)梁橋的抗震性能。減隔震裝置是提高連續(xù)梁橋抗震性能的有效技術(shù)手段之一，但裝置參數(shù)取值對(duì)減震效果影響明顯，合理的設(shè)計(jì)參數(shù)是減隔震裝置充分發(fā)揮作用的前提，為此，劉文光等[5]對(duì)影響滑動(dòng)型三維隔震裝置力學(xué)性能的設(shè)計(jì)參數(shù)進(jìn)行了探究，給出了裝置傾斜角度的合理取值范圍，為其實(shí)際工程應(yīng)用提供了參考；楊大余等[6]研究發(fā)現(xiàn)通過(guò)調(diào)整曲面半徑可實(shí)現(xiàn)對(duì)SMA-負(fù)剛度雙曲面隔震裝置剛度的優(yōu)化；王占飛等[7-8]探究了緩沖型防落梁鋼圈限位裝置力學(xué)性能的影響因素，結(jié)果表明不同設(shè)計(jì)參數(shù)對(duì)裝置力學(xué)性能的影響程度不盡相同；孫天威等[9]通過(guò)試驗(yàn)研究發(fā)現(xiàn)氮?dú)鈴椈善鹗己奢d取值對(duì)負(fù)剛度摩擦阻尼裝置滯回性能影響顯著。

文獻(xiàn)[10]提出了一種適用于連續(xù)梁橋的多階適時(shí)控制連接裝置(multi-stage timely control connection，MTC)，并對(duì)其抗震性能進(jìn)行了探究，結(jié)果表明該裝置可適應(yīng)連續(xù)梁橋在不同程度地震作用下的抗震需求，但其并未涉及MTC裝置力學(xué)性能研究及相關(guān)設(shè)計(jì)參數(shù)影響分析，因此，本文首先針對(duì)MTC裝置力學(xué)性能，開(kāi)展擬靜力試驗(yàn)及數(shù)值仿真驗(yàn)證分析，在此基礎(chǔ)上探求影響MTC裝置初始剛度的顯著參數(shù)以及初始剛度隨顯著參數(shù)變化的一般規(guī)律，為MTC裝置連續(xù)梁橋抗震設(shè)計(jì)參數(shù)取值提供依據(jù)與參考。

1 多階適時(shí)控制連接裝置構(gòu)造及設(shè)計(jì)參數(shù)

MTC裝置可設(shè)有多區(qū)限位，本文以設(shè)置2區(qū)限位為例對(duì)MTC裝置構(gòu)造進(jìn)行說(shuō)明：I區(qū)限位裝置和Ⅱ區(qū)限位裝置構(gòu)造形式相似，均包括主體裝置、鎖死裝置及牛腿3部分，如圖1所示。主體裝置固定于活動(dòng)墩頂端，由箱體、耗能擋板、連接柱體及連接觸板組成，耗能擋板長(zhǎng)底邊焊接于箱體內(nèi)壁，短底邊與連接柱體固接，連接柱體順橋向兩側(cè)設(shè)有連接觸板；鎖死裝置與牛腿固接，由鎖死銷、連接槽及插板組成；牛腿固接于梁體底部。鎖死裝置連接槽設(shè)有開(kāi)孔的上下耳板，插板同樣開(kāi)設(shè)圓孔，其一端插入連接槽槽口內(nèi)，一端固接連接觸板。為保障分階適時(shí)控制連接功能的實(shí)現(xiàn)，MTC裝置Ⅱ區(qū)限位裝置整體連接剛度、激活間隙均大于I區(qū)限位裝置。

(a) MTC裝置立面圖

經(jīng)分析可知，鎖死裝置剛度為主體裝置的10倍以上時(shí)，可實(shí)現(xiàn)MTC裝置連接剛度由主體裝置控制，極大簡(jiǎn)化MTC裝置連接剛度控制方式，此時(shí)，MTC裝置力學(xué)性能僅與耗能擋板底邊長(zhǎng)度、高度、厚度及擋板間距等設(shè)計(jì)參數(shù)相關(guān)。

結(jié)合MTC裝置構(gòu)造形式，圖2給出了其在不同地震作用下的工作狀態(tài)示意圖，其中Δ1、Δ2分別為I、Ⅱ區(qū)限位裝置的預(yù)留間隙，其取值為0時(shí)表示該區(qū)限位裝置已被激活，ks,1、ks,2分別為I、Ⅱ區(qū)鎖死裝置的剛度，km,1、km,2分別為I、Ⅱ區(qū)限位裝置中的耗能擋板總剛度，c1、c2為I、Ⅱ區(qū)限位裝置的阻尼系數(shù)，F(xiàn)max,1與Fmax,2分別為I、Ⅱ區(qū)限位裝置的極限承載力。

(a) 正常運(yùn)營(yíng)狀態(tài)

根據(jù)圖2，MTC裝置工作原理說(shuō)明如下：

(1) 如圖2(a)所示，正常運(yùn)營(yíng)狀態(tài)下Δ1>0、Δ2>0、Δ2>Δ1且梁墩相對(duì)位移Δ<Δ1，此時(shí)MTC裝置未激活，連續(xù)梁橋梁體與活動(dòng)墩之間的水平位移僅受橋梁支座約束；

(2) 中小震作用下，當(dāng)連續(xù)梁橋梁墩相對(duì)位移Δ達(dá)到Δ1時(shí)有Δ1=0，I限位區(qū)裝置被激活，此時(shí)Ⅱ區(qū)限位裝置預(yù)留間隙為Δ2-Δ1>0，仍未激活，MTC裝置提供較小連接剛度使連續(xù)梁橋梁體與活動(dòng)墩臨時(shí)鎖定并消耗部分地震能量，如圖2(b)所示；

(3) 大震作用下，Δ進(jìn)一步增大至Δ2時(shí)有Δ2=0，Ⅱ區(qū)限位裝置被激活，此時(shí)I、Ⅱ區(qū)限位裝置同時(shí)發(fā)揮限位與耗能作用，如圖2(c)所示。

2 MTC裝置擬靜力試驗(yàn)及有限元驗(yàn)證

2.1 擬靜力試驗(yàn)概況

鑒于I、Ⅱ區(qū)限位裝置構(gòu)造相近，本文僅選取I區(qū)限位裝置進(jìn)行力學(xué)性能研究，MTC裝置各設(shè)計(jì)參數(shù)取值如表1所示，表中耗能擋板各幾何參數(shù)位置示意圖見(jiàn)圖3，符合鎖死裝置剛度為主體裝置的10倍以上的設(shè)計(jì)原則，以簡(jiǎn)化MTC裝置控制方式。

表1 MTC裝置擬靜力試驗(yàn)試件設(shè)計(jì)參數(shù)

圖3 耗能擋板設(shè)計(jì)參數(shù)圖示

MTC裝置擬靜力試驗(yàn)加載裝置主要包括試件、反力架、50 t作動(dòng)器、試驗(yàn)底座和底座配件。試驗(yàn)試件、底座配件、底座三者之間采用高強(qiáng)螺栓連接，試驗(yàn)底座與地面之間采用φ75地錨固定，同時(shí)，順試驗(yàn)加載方向，分別在反力架與試驗(yàn)底座、試驗(yàn)底座與MTC裝置間設(shè)置斜撐，避免試驗(yàn)過(guò)程中產(chǎn)生水平滑移，具體如圖4所示。

圖4 擬靜力試驗(yàn)加載裝置

2.2 有限元模型

利用ABAQUS建立MTC裝置有限元模型，由于MTC裝置連接剛度由主體裝置控制，因此，本文僅建立主體裝置有限元模型進(jìn)行分析，MTC裝置各部件均采用三維實(shí)體單元C3D8R單元模擬，采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分技術(shù)進(jìn)行網(wǎng)格劃分，如圖5所示。

圖5 MTC裝置有限元模型

為保證有限元模型的準(zhǔn)確性，模型中的材料本構(gòu)關(guān)系根據(jù)材性試驗(yàn)實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)選取。MTC裝置耗能擋板與箱體、連接柱體及連接觸板與連接柱體端部的焊接關(guān)系均采用綁定約束進(jìn)行模擬。根據(jù)MTC裝置工作原理，其邊界條件應(yīng)為限制箱體底板自由度，于連接觸板一側(cè)施加水平荷載。

2.3 力學(xué)性能分析與有限元驗(yàn)證

基于擬靜力試驗(yàn)與仿真分析結(jié)果，根據(jù)JGJ/T 101—2015《建筑抗震試驗(yàn)規(guī)程》[11]所述計(jì)算方法，針對(duì)MTC裝置力學(xué)性能，從滯回特性、耗能能力、承載能力及連接剛度4方面進(jìn)行驗(yàn)證分析。由于有限元建模僅考慮了主體裝置，但MTC發(fā)揮作用時(shí)，實(shí)際鎖死裝置與主體裝置連接處存在裝配間隙，故展開(kāi)力學(xué)性能分析時(shí)，考慮三種情況：擬靜力試驗(yàn)、有限元、有限元(考慮間隙，即考慮間隙對(duì)有限元結(jié)果進(jìn)行調(diào)整)，以便在進(jìn)行力學(xué)性能驗(yàn)證分析同時(shí)探析間隙影響。

2.3.1 滯回特性

圖6為擬靜力試驗(yàn)、有限元及考慮間隙影響調(diào)整所得滯回曲線，由圖6可知：

(1) MTC裝置滯回曲線總體上均呈梭形，說(shuō)明MTC裝置具有良好的滯回特性。其中，試驗(yàn)所得滯回曲線各級(jí)加載起始階段均存在荷載基本保持為0而位移有所增大的漂移現(xiàn)象，該現(xiàn)象應(yīng)為裝配間隙所致。

(2) 有限元與試驗(yàn)所得滯回曲線在飽滿程度上有所差異，有限元結(jié)果相對(duì)較為飽滿，這是因?yàn)榧虞d過(guò)程中各種試驗(yàn)條件如裝配間隙、插板與連接槽之間的摩擦、試件與底座之間的相對(duì)滑移及試件累積損傷等均未反映于有限元數(shù)值分析中。

(3) 考慮裝配間隙調(diào)整后有限元所得滯回曲線與試驗(yàn)結(jié)果在形狀上較為吻合，進(jìn)一步說(shuō)明試驗(yàn)所得滯回曲線各級(jí)加載起始階段存在的漂移現(xiàn)象是由裝配間隙所致。此時(shí)擬靜力試驗(yàn)與有限元結(jié)果在數(shù)值上仍存在差異，試驗(yàn)結(jié)果小于有限元結(jié)果，其原因在于，除裝配間隙外，前述試驗(yàn)條件仍對(duì)試驗(yàn)結(jié)果有所影響，導(dǎo)致試驗(yàn)結(jié)果偏小。

(a) MTC-01

2.3.2 耗能能力

圖7給出了MTC裝置等效黏滯阻尼系數(shù)曲線。由圖7可知：

(1) MTC裝置等效黏滯阻尼系數(shù)在加載初期數(shù)值接近于零，隨著加載位移的增大其取值呈上升趨勢(shì)，說(shuō)明MTC裝置在加載初期不具備耗能能力，隨著加載的進(jìn)行，MTC裝置耗能能力逐漸增強(qiáng)，地震作用下可消耗部分地震能量。

(a) MTC-01

(2) 有限元所得等效黏滯阻尼系數(shù)曲線與試驗(yàn)結(jié)果變化趨勢(shì)基本一致，但其數(shù)值明顯大于試驗(yàn)結(jié)果，這是因?yàn)榈刃ю枘嵯禂?shù)由滯回曲線轉(zhuǎn)化而得，各試驗(yàn)條件的影響貫穿于整個(gè)加載過(guò)程，導(dǎo)致試驗(yàn)結(jié)果偏小。

2.3.3 承載能力

圖8為裝置骨架曲線。由圖8可知：

(1) MTC裝置所受荷載隨加載位移的增大而增大，且加載后期上升趨勢(shì)逐漸變緩，說(shuō)明MTC裝置具有良好的承載能力，在工作過(guò)程中可將上部地震荷載傳遞至活動(dòng)墩，達(dá)到活動(dòng)墩與固定墩協(xié)同承載目的。

(2) 有限元所得骨架曲線與試驗(yàn)結(jié)果變化趨勢(shì)基本一致，但其數(shù)值略大于試驗(yàn)結(jié)果，說(shuō)明各種試驗(yàn)條件對(duì)MTC裝置荷載變化趨勢(shì)影響不明顯，僅對(duì)其取值有所影響。

(3) 考慮裝配間隙調(diào)整后有限元與試驗(yàn)結(jié)果在加載初期擬合較好，隨著加載的進(jìn)行誤差逐漸增大，但誤差均值不足10%，兩者吻合較好，說(shuō)明MTC有限元模型可反映MTC裝置實(shí)際承載能力。

(a) MTC-01

2.3.4 連接剛度

MTC裝置試驗(yàn)、有限元及考慮間隙影響所得連接剛度變化曲線如圖9所示。由圖9可知：

(1) 試驗(yàn)所得MTC裝置連接剛度變化曲線在加載初期取值較小且隨加載位移的增大呈上升趨勢(shì)，此時(shí)MTC裝置受裝配間隙影響，但仍具有較好的連接限位能力；隨著加載位移的增大，加載到一定程度后MTC裝置連接剛度出現(xiàn)下降趨勢(shì)，但下降趨勢(shì)較為平緩，說(shuō)明MTC裝置逐漸進(jìn)入塑性工作狀態(tài)后仍可提供較為理想的連接剛度。

(2) 有限元所得MTC裝置連接剛度前期與試驗(yàn)結(jié)果有明顯差異，當(dāng)MTC裝置開(kāi)始進(jìn)入塑性工作狀態(tài)后試驗(yàn)與有限元所得連接剛度較為吻合，但考慮裝配間隙調(diào)整后所得MTC裝置連接剛度變化曲線與試驗(yàn)結(jié)果基本保持一致，說(shuō)明裝配間隙在加載初期對(duì)試驗(yàn)結(jié)果影響較為明顯，其影響程度隨著加載進(jìn)行逐漸降低。

(a) MTC-01

綜上所述，MTC裝置在工作過(guò)程中具有良好的滯回特性、耗能能力、極限承載能力及連接限位能力；受裝配間隙及個(gè)別試驗(yàn)條件影響，試驗(yàn)與仿真所得滯回曲線和等效黏滯阻尼系數(shù)曲線出現(xiàn)部分差異，但連接剛度和骨架曲線吻合較好。鑒于MTC裝置主要目的是將上部地震荷載分散至活動(dòng)墩，故其連接剛度和承載能力是抗震設(shè)計(jì)時(shí)的首要考慮，在此基礎(chǔ)上最大限度實(shí)現(xiàn)耗能減震，此外，由于有限元分析時(shí)僅針對(duì)單一主體裝置進(jìn)行了建模，但考慮間隙對(duì)有限元結(jié)果調(diào)整后的連接剛度和骨架曲線與試驗(yàn)結(jié)果基本一致，說(shuō)明針對(duì)主體裝置建立的有限元模型可有效反映MTC裝置連接剛度實(shí)際變化情況，可利用該有限元模型進(jìn)行MTC裝置連接剛度參數(shù)影響相關(guān)分析。

3 MTC裝置連接剛度參數(shù)影響顯著性分析

地震作用下介入適當(dāng)?shù)倪B接剛度以限制梁墩相對(duì)變位是MTC裝置應(yīng)用于連續(xù)梁橋抗震設(shè)計(jì)的基礎(chǔ)，而耗能擋板兩底邊長(zhǎng)度、高度、厚度及擋板間距等設(shè)計(jì)參數(shù)變化將對(duì)MTC裝置初始剛度有所影響，因此，本文將基于正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)對(duì)各參數(shù)影響的顯著性進(jìn)行分析。

3.1 正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)及計(jì)算結(jié)果

為探究影響MTC裝置初始剛度的顯著性參數(shù)，本文利用L16(45)正交表進(jìn)行正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)，以上述5種影響MTC裝置初始剛度的設(shè)計(jì)參數(shù)作為其影響因素，每種影響因素選取4種不同的水平，將原本需要大量計(jì)算工作的數(shù)值分析降至16次，各影響因素水平如表2所示[12-13]。

表2 各影響因素水平

根據(jù)L16(45)正交表，按照表2所確定的影響因素水平生成試驗(yàn)方案，以MTC裝置初始剛度為試驗(yàn)?zāi)繕?biāo)進(jìn)行擬靜力分析，分析時(shí)選取LYP160級(jí)鋼作為耗能擋板材料，其本構(gòu)關(guān)系根據(jù)材性試驗(yàn)實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)選取，正交試驗(yàn)方案及計(jì)算結(jié)果如表3所示。

表3 試驗(yàn)方案及計(jì)算結(jié)果

3.2 極差分析

采用極差分析探求各影響因素的主次關(guān)系，以MTC裝置初始剛度k1為試驗(yàn)?zāi)繕?biāo)的各影響因素極差分析結(jié)果如表4所示。

表4 極差分析結(jié)果

分析表4可知：MTC裝置初始剛度各因素的影響顯著性順序?yàn)楹哪軗醢甯叨?耗能擋板厚度>耗能擋板短底邊長(zhǎng)度>耗能擋板長(zhǎng)底邊長(zhǎng)度>耗能擋板間距，說(shuō)明MTC裝置初始剛度受耗能擋板高度變化影響最為顯著，即對(duì)于MTC裝置初始剛度而言，耗能擋板高度為影響最為顯著的因素。

3.3 方差分析

方差分析法能區(qū)分試驗(yàn)指標(biāo)的波動(dòng)是由各影響因素水平不同引起的還是由試驗(yàn)誤差引起的，同時(shí)結(jié)合F檢驗(yàn)可對(duì)影響因素的顯著性進(jìn)行判斷。方差分析結(jié)果見(jiàn)如表5所示，由于耗能擋板間距s對(duì)MTC裝置初始剛度影響極小，且其計(jì)算方差最小，故選取其所在列為誤差列。

表5 方差分析結(jié)果

給出顯著性水平α，并從F分布表中查找臨界值Fα(dfj,dfe)，其中dfj為因素的自由度，dfe為誤差的自由度，通常取α=0.1。若F≤Fα(dfj,dfe)，則表示該影響因素的變化對(duì)試驗(yàn)結(jié)果沒(méi)有顯著影響；反之，則表示該因素的變化對(duì)試驗(yàn)結(jié)果具有顯著影響[14]。

由表5可知：耗能擋板高度、厚度與短底邊長(zhǎng)度對(duì)MTC裝置初始剛度具有顯著性影響，耗能擋板長(zhǎng)底邊長(zhǎng)度與間距對(duì)初始剛度無(wú)顯著性影響，方差分析所得各因素影響的顯著性順序與極差分析結(jié)果基本保持一致。

綜上所述，對(duì)MTC裝置初始剛度影響最為顯著的設(shè)計(jì)參數(shù)為耗能擋板高度，其后依次為耗能擋板厚度、短底邊長(zhǎng)度、長(zhǎng)底邊長(zhǎng)度與耗能擋板間距，其中，耗能擋板高度、厚度及短底邊長(zhǎng)度為影響MTC裝置初始剛度的顯著性參數(shù)。

4 MTC裝置初始剛度顯著性參數(shù)影響分析

進(jìn)一步探求MTC裝置初始剛度在耗能擋板高度、厚度及短底邊長(zhǎng)度3個(gè)顯著性參數(shù)影響下的變化規(guī)律，為MTC裝置連續(xù)梁橋抗震設(shè)計(jì)提供理論依據(jù)。

4.1 耗能擋板高度與厚度變化影響分析

選取兩底邊長(zhǎng)度為B1=100 mm與B2=300 mm的變截面耗能擋板構(gòu)建表6所示三組MTC裝置有限元模型以探究耗能擋板高度h與厚度t變化對(duì)MTC裝置初始剛度k1的影響，分析時(shí)各耗能擋板的間距s保持為150 mm，表6中ξ=h/t，為耗能擋板高厚比，圖10為三組工況MTC裝置的初始剛度變化曲線。

表6 耗能擋板高度及厚度取值

由圖10可見(jiàn)：MTC裝置初始剛度k1隨著耗能擋板高度h和厚度t的增大呈現(xiàn)不同的變化趨勢(shì)，當(dāng)h逐漸增大時(shí)k1呈降低趨勢(shì)，而當(dāng)t增大時(shí)k1則逐漸增大，但在高厚比ξ保持不變時(shí)，k1隨h與t同時(shí)增大呈先升后降的小幅度變化，說(shuō)明在MTC裝置連續(xù)梁橋抗震設(shè)計(jì)時(shí)，為達(dá)到理想的減震效果，可通過(guò)改變耗能擋板高度與厚度調(diào)整MTC裝置初始剛度取值，通過(guò)調(diào)整確定MTC裝置初始剛度取值后，亦可在保持高厚比不變的前提下，同時(shí)改變耗能擋板高度與厚度，實(shí)現(xiàn)在連接剛度無(wú)大幅變化情況下對(duì)其它力學(xué)性能指標(biāo)的調(diào)整。

(a) h變化時(shí)

4.2 耗能擋板短底邊長(zhǎng)度變化影響分析

為明確耗能擋板短底邊長(zhǎng)度B1變化對(duì)MTC裝置初始剛度k1的影響規(guī)律，選取5種不同短底邊長(zhǎng)度的耗能擋板構(gòu)建MTC裝置有限元模型進(jìn)行擬靜力分析，分析時(shí)各耗能擋板高度h取120 mm，厚度t取12 mm，長(zhǎng)底邊長(zhǎng)度B2取300 mm，擋板間距s保持為150 mm不變，根據(jù)擬靜力分析結(jié)果，圖11給出了耗能擋板短底邊長(zhǎng)度變化時(shí)MTC裝置初始剛度的變化情況。

圖11 MTC裝置初始剛度變化情況

分析圖11可知：加載過(guò)程中，MTC裝置初始剛度k1隨耗能擋板短底邊長(zhǎng)度B1的增大呈上升趨勢(shì)，說(shuō)明MTC裝置發(fā)揮連接限位作用過(guò)程中，其初始剛度大小與耗能擋板短底邊長(zhǎng)度正相關(guān)，短底邊長(zhǎng)度越大，MTC裝置初始剛度越大，MTC裝置設(shè)計(jì)時(shí)，在受限于空間位置導(dǎo)致?lián)醢甯叨群秃穸炔荒苓M(jìn)一步調(diào)整的情況下，亦可通過(guò)改變耗能擋板短底邊長(zhǎng)度進(jìn)一步優(yōu)化調(diào)整MTC裝置初始剛度。

5 結(jié) 論

(1) 裝配間隙對(duì)MTC裝置力學(xué)性能試驗(yàn)結(jié)果存在一定影響，考慮裝配間隙調(diào)整后有限元與試驗(yàn)所得連接剛度基本一致，所建有限元模型能反映MTC裝置連接剛度實(shí)際變化情況，可應(yīng)用于MTC裝置連接剛度參數(shù)影響相關(guān)分析。

(2) MTC裝置初始剛度與耗能擋板底邊長(zhǎng)度、高度、厚度及間距等設(shè)計(jì)參數(shù)相關(guān)，各參數(shù)影響的顯著性順序依次為耗能擋板高度、厚度、短底邊長(zhǎng)度、長(zhǎng)底邊長(zhǎng)度、擋板間距，其中，耗能擋板高度、厚度及短底邊長(zhǎng)度為影響裝置初始剛度的顯著性參數(shù)。

(3) MTC裝置初始剛度隨耗能擋板高度增大而減小，隨耗能擋板厚度與短底邊長(zhǎng)度增大而增大，耗能擋板高厚比不變前提下同時(shí)增大高度與厚度時(shí)MTC裝置初始剛度呈先升后降的小幅變化，利用MTC裝置進(jìn)行連續(xù)梁橋抗震設(shè)計(jì)時(shí)可適當(dāng)改變?nèi)呷≈嫡{(diào)整裝置初始剛度，以實(shí)現(xiàn)理想減震效果。