采用多階適時連接裝置連續梁橋減震性能研究

陳士通，李 鋒，張文學，張茂江，李義強

(1.石家莊鐵道大學 省部共建交通工程結構力學行為與系統安全國家重點實驗室，河北 石家莊 050043；2.石家莊鐵道大學 河北省交通應急保障工程技術研究中心，河北 石家莊 050043；3.北京工業大學 工程抗震與結構診治北京市重點實驗室， 北京 100124)

橋梁結構是交通生命線的重要節點[1]，其震中損傷將影響整個區域的搶險救援與震后恢復。歷次震害事例中，橋梁均遭受了不同程度的破壞，其中連續梁橋損毀程度遠大于其他橋型[2]，其原因在于連續梁橋一般每聯只設一個固定墩，縱向地震作用引發上部結構地震荷載幾乎全部由固定墩承擔，固定墩難以滿足抗震需求。為提高連續梁橋抗震性能，諸多學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]進行了連續梁橋鉛芯橡膠支座和疊層橡膠支座地震響應及隔震效果的相關研究，結果表明，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、降低墩底和臺底內力方面均優于疊層橡膠支座。但鉛芯橡膠支座在溫度和低周疲勞作用下會產生疲勞剪切破壞，降低其阻尼性能，使用過程中還會出現橡膠開裂、鉛芯外露現象，造成環境污染[9]。文獻[10-11]基于高溫下天然橡膠塊熱氧化試驗，揭示了老化橡膠支座中異質性能曲線的發展，建立了老化模型預測天然橡膠支座的老化特性。王寶夫等[12]分別對設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進行研究，結果表明兩種支座均有較好的減震效果，在支座尺寸和滑動面摩擦系數相同的條件下，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[13-14]研究了摩擦擺支座減震機理、減震性能及參數影響。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，多應用于斜拉、懸索等大跨橋梁。結合連續橋梁結構特點所提出連續梁橋鎖定減震技術[18-21]，在地震發生時臨時限制梁體和活動墩的相對變位，利用活動墩的抗震潛能來提高橋梁的整體抗震性能，但由于鎖定裝置發揮作用時其連接剛度固定且鎖死銷在發揮鎖定作用時存在碰撞現象，可能會因整橋抗側移剛度增大及鎖死銷碰撞現象而導致總的地震響應大幅增加。

本文基于連續梁橋地震響應特點，結合連續梁橋結構形式，提出多階適時連接的減震控制技術，通過安裝于梁體和活動墩之間的多階段適時控制連接 (Multi-stage Timely Control Connection，MTC)裝置，實現根據地震動大小分階段適時介入合適連接剛度的目的，以避免出現中小地震作用下整橋地震響應大幅增加的現象。本文以某7跨連續梁橋為研究對象，分析考慮分階適時連接的連續梁橋減震效果及分階適時連接剛度的取值原則。

1 MTC裝置構造及力學模型

1.1 MTC裝置構造

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成，如圖1所示。為實現根據地震危害程度分階段適時控制連接剛度，限位裝置分為Ⅰ區和Ⅱ區，調整鎖緊螺母與Ⅰ區和Ⅱ區限位的間隙分別為Δ1和Δ2，可分別改變Ⅰ區和Ⅱ區限位的激活閾值，實現多階段激活。

圖1 MTC裝置構造圖

本文分析時假定Δ1<Δ2，其中，Δ1滿足橋梁日常運營時溫度變化導致的梁墩變位需求。中小地震作用下，梁墩相對變位大于Δ1時，Ⅰ區限位的彈簧觸板內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，實現活動墩和固定墩協同受力；大震作用下，Ⅰ區限位進入屈服狀態，已不能限制梁墩相對位移進一步增大，當梁墩相對位移大于Δ2時，Ⅱ區限位被激活，Ⅰ、Ⅱ區限位共同發揮限位和耗能作用，最大限度提高連續梁橋的抗震性能。

1.2 MTC裝置力學模型

由MTC裝置構造設計和工作原理可得MTC裝置的單元模型，見圖2。其中，Δi、fsi、ci(i=1、2)分別為Ⅰ、Ⅱ區限位裝置的預留間隙、屈服力、阻尼系數；kmn(m=1、2；n=1、2、3)為剛度系數，其中，m=1、2分別代表Ⅰ、Ⅱ區限位，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；虛線框內為Ⅰ、Ⅱ區限位激活識別條件。

圖2 單元模型

中小地震作用下，當梁墩相對位移大于Δ1時，鑒于地震作用下墩梁相對運動方向的不確定性，可能出現Ⅰ區限位左側與鎖緊螺母接觸或Ⅰ區限位右側與鎖緊螺母接觸的現象，兩種接觸現象分別對應圖2單元模型中的S1與1接通或S1與2接通，隨即Ⅰ區限位激活并發揮作用；地震作用繼續增大，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，軟鋼擋板屈服，梁墩相對位移繼續增大，當梁墩相對位移大于Δ2時，Ⅱ區限位同樣可能左側接觸激活(即S2與3接通)或右側接觸激活(即S2與4接通)。Ⅱ區限位激活后，Ⅰ、Ⅱ區限位共同發揮作用限制梁墩相對變位。Ⅰ、Ⅱ區限位裝置激活后，梁體與活動墩之間保持彈性連接狀態。根據MTC裝置工作原理得其單元本構方程，即

(1)

式中：kd1、kd2分別為Ⅰ、Ⅱ區限位裝置的動態連接剛度；a、b為功能系數；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必要性分析

某等高連續梁橋跨徑組合為(55+5×72+55) m，主梁采用雙層等截面預應力混凝土連續箱梁，機動車道和非機動車道上下層分離，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#墩頂設固定支座，其他墩頂均設縱向活動支座，場地類別為Ⅱ類，場地抗震設防基本烈度為Ⅵ度，其計算簡圖見圖3。

圖3 連續梁橋計算簡圖(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為減震模型，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所得結構最大地震響應(固定墩墩底彎矩、剪力和梁端位移等)；Rc,max為模型Ⅱ所得結構最大地震響應(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)作為激勵源進行非線性時程分析，分析時將各地震波峰值加速度調整為0.1g、0.2g、0.3g、0.4g四種情況。

2.1 MTC裝置對活動墩墩頂縱向線剛度的影響分析

MTC裝置介入后與活動墩為串聯關系，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墩墩頂縱向線剛度的影響。以圖3所示連續梁橋某橋墩為研究對象，考慮規律的普適性，以墩頂縱向線剛度的變化來體現不同橋墩截面變化帶來的差異性。分別假定活動墩墩頂縱向線剛度為1×104、1×105、1×106、1×107kN/m，MTC發揮作用時在活動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)來體現剛度變化，具體分析時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，串聯后與串聯前的剛度比越小。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的剛度比變化不再明顯，如MTC介入剛度為1×102、1×109kN/m時，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墩，隨著介入剛度的增大，串聯后和串聯前剛度比的變化趨勢基本一致，對于所設4種活動墩墩頂縱向線剛度，串聯后橋墩墩頂縱向線剛度呈現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形成的組合剛度均存在急速上升區，如活動墩墩頂縱向線剛度分別為1×105、1×107kN/m時，MTC介入剛度分別在1×103～1×107kN/m、1×105～1×109kN/m范圍內時，對活動墩串聯后與串聯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前橋墩墩頂縱向線剛度的1/100～100倍范圍內取值時最為敏感。

選取MTC裝置的介入剛度時，首先要保證MTC裝置與活動墩串聯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墩，同時又要避免其組合剛度過大，因MTC裝置在限制梁體和活動墩相對位移的同時，將改變原橋的結構體系，相對于梁體的縱向運動而言，MTC裝置發揮作用后活動墩與固定墩為并聯關系，整橋的抗側移剛度將會增大，增大程度與活動墩的介入數量及MTC裝置的介入剛度有關。對于既定連續梁橋，在活動墩數量確定的前提下，如組合剛度過大可能導致整橋抗側移剛度過大，繼而引發連續梁橋整體地震響應大幅增加現象的發生。故在前述研究的基礎上，初定在活動墩墩頂縱向線剛度的1/100～100倍范圍內選取MTC裝置的介入剛度進行MTC裝置減震相關分析。

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，MTC裝置的減震效果(僅Ⅰ區限位裝置發揮作用)，設置Ⅰ區限位裝置初始剛度為活動墩墩頂縱向線剛度的2倍。為便于限位裝置盡早發揮減震耗能作用，Ⅰ區限位裝置屈服剛度系數、屈服位移、阻尼系數分別為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#活動墩墩底剪力、彎矩、墩頂加速度、梁端位移極值及對應減震率。

分析表1可知：

表1 減震效果分析

(1)中小地震作用下，未設置MTC裝置時(模型Ⅰ)，固定墩的地震響應遠大于活動墩，說明上部結構的水平地震荷載主要由固定墩承擔；加裝MTC裝置后(模型Ⅱ)，地震發生時，固定墩的地震響應大幅下降，而活動墩的地震響應呈現了一定程度的增加，說明MTC裝置可將上部結構的地震水平荷載傳遞至活動墩，從而減小固定墩的地震響應。

(2)MTC裝置發揮作用后，不僅降低了固定墩墩底剪力、彎矩的地震響應，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，還可有效避免鄰聯梁體或梁與橋臺之間碰撞的發生，同時，有利于伸縮縫的保護和防止引橋落梁。

(3)加裝MTC裝置后(模型Ⅱ)，活動墩墩底的剪力、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源相關。盡管活動墩墩底內力響應有所增加，但仍小于固定墩墩底剪力和彎矩極值，3種地震波作用下，固定墩與活動墩的內力響應比在3.7～4.8之間，鑒于加裝MTC裝置前(模型Ⅰ)活動墩的內力響應遠小于固定墩(固定墩與活動墩的內力響應比在27.5～162.5之間)，說明利用MTC裝置可在活動墩地震響應增幅有限的情況下，有效提升連續梁橋的抗震性能。

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

為進一步明確MTC裝置對連續梁橋各墩地震響應的影響，圖5分別給出了A波作用下，模型Ⅱ2#、4#、6#墩墩底剪力時程以及兩種分析模型所得的梁端位移時程曲線。

分析圖5可知：

圖5 剪力、梁端位移時程對比曲線

(1)MTC裝置發揮作用后，活動墩和固定墩地震響應時程的變化趨勢基本一致，但2#、6#活動墩剪力時程幅值小于固定墩，進一步驗證說明了MTC裝置在地震發生時，可協同活動墩和固定墩共同承擔上部結構的水平地震荷載，且在活動墩地震響應小幅增加的情況下取得理想的減震效果。

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

2.3 MTC裝置分區必要性分析

MTC裝置在結構參數確定，尤其是連接剛度確定的情況下，中小地震作用時(峰值加速度0.1g)可取得理想減震效果，但不代表大震時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梁橋地震響應的影響，假定MTC裝置中僅Ⅰ區限位裝置發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區限位剛度比η為Ⅰ區限位裝置初始剛度與活動墩墩頂縱向線剛度比值，分別取η為1、2、5、10、100進行分析，分析時設Ⅰ區和Ⅱ區預留間隙分別為0.005、0.5 m(Ⅱ區間隙足夠大以保證Ⅱ區限位裝置不被激活)，Ⅰ區限位裝置屈服剛度系數、屈服位移、阻尼系數分別為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區不同限位剛度比η的連續梁橋減震率(4#固定墩墩底剪力、彎矩和梁端位移)均值λa與峰值加速度的關系曲線。

分析圖6可知：

圖6 在Ⅰ區不同限位剛度比η下減震率與峰值加速度關系曲線

(1)地震發生時，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墩之間的MTC裝置，在多數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。

(2)對于不同的地震波峰值加速度，隨著η的增大，連續梁橋減震率呈現出了不同的變化趨勢，如地震波峰值加速度較小時(0.1g)，減震率隨η的增大呈先增后減的變化趨勢，η=2時減震效果最好；當地震波峰值加速度較大時(0.2g～0.4g)，減震率隨η的增大基本呈單調遞增的變化趨勢，地震波峰值加速度越大，減震率增幅越大。說明當地震破壞力較小時，MTC裝置介入的連接剛度過大不一定取得最優的減震效果；而地震破壞力較大時，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(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η超過一特定值時(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，其在中小地震時可取得理想的減震效果，但當震級較大時則可能出現減震效果不佳的現象，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。

為進一步明確鎖定裝置分區的必要性，圖7給出了中小地震作用下(峰值加速度為0.1g)時，3種地震波激勵作用下連續梁橋各墩墩底總的地震響應比(模型Ⅱ/模型Ⅰ)均值與η的關系。

圖7 總地震響應比均值與Ⅰ區限位剛度比η關系

分析圖7可知：

(1)地震突發時，鎖定裝置的介入將影響連續梁橋總的地震響應，隨著η的增大，連續梁橋各墩墩底剪力、彎矩地震響應比(模型Ⅱ/模型Ⅰ)呈遞增趨勢變化。說明當峰值加速度較小時，介入較大的連接剛度將會導致連續梁橋整體地震響應的大幅增加，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，有可能誘發橋墩結構的塑性損傷。

綜合圖6和圖7分析可知，如果MTC裝置不采用分區設置，即其連接剛度固定不變的情況下，可能出現兩種情況：①如為滿足大震作用下的抗震需求而設置較大的連接剛度，可能引發中小地震作用下連續梁橋總的地震響應大幅增加的問題，繼而增大分配至各活動墩的縱向地震荷載，有可能導致活動墩的震中損傷；②如依據中小震作用下的抗震需求設置較小的連接剛度，則當地震動超過設計值時可能出現減震效果不佳的現象。而分階段適時控制連接剛度是解決上述矛盾，實現不同地震危害程度均取得理想減震效果的有效技術手段。

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墩連為一體，使活動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區和Ⅱ區限位初始剛度對地震響應的影響。

3.1 Ⅰ區限位初始剛度對地震響應影響分析

根據MTC裝置的工作原理，中小地震時僅需Ⅰ區限位發揮減震耗能作用，為明確Ⅰ區限位初始剛度對連續梁橋地震響應的影響，圖8給出了3種地震波激勵下，連續梁橋減震率均值、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的關系曲線。

圖8 地震響應與Ⅰ區限位剛度比η關系曲線

分析圖8可知：

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

因此，財務部門應建立大科室理念，以整個業務為基礎，打通管理，實現核算和結算工作良好銜接，加強關聯業務交流，共享基礎信息，靈活調配人員，提高工作效率。

(2)隨著Ⅰ區限位裝置初始剛度的增大，各活動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，說明活動墩對Ⅰ區限位裝置初始剛度變化的敏感性遠大于固定墩，Ⅰ區限位裝置初始剛度取值過大，可能會增大活動墩的振動頻率，在一定程度上增大活動墩的地震響應。

(3)Ⅰ區限位裝置初始剛度取值發生變化時，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，進一步驗證了MTC裝置的介入將對整橋的振動頻率產生一定的影響，工程應用時應盡量降低其對振動周期的影響程度。

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

3.2 Ⅱ區限位裝置初始剛度對地震響應影響分析

大震作用下，Ⅰ區限位裝置進入屈服狀態，已不能限制梁墩相對位移的進一步增大，當梁墩相對位移大于Δ2時，Ⅱ區限位裝置被激活，Ⅰ、Ⅱ區限位裝置共同發揮限位和耗能作用。

由3.1節分析可知，當峰值加速度為0.1g且Ⅰ區限位剛度比η=2時，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區限位裝置發揮作用，?、騾^預留間隙為0.011 m。定義Ⅱ區限位剛度比K為Ⅱ區限位裝置初始剛度與Ⅰ區限位裝置初始剛度比值，為探析Ⅱ區限位裝置初始剛度對地震響應的影響，分別取K=1、2、5、10、50進行非線性時程分析，Ⅰ、Ⅱ區限位裝置屈服剛度系數、屈服位移、阻尼系數分別為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，4#固定墩墩底剪力、彎矩和梁端位移三者減震率均值與K的關系曲線。

分析圖9可知：

圖9 減震率與Ⅱ區限位剛度比K關系曲線

(1)中小地震作用下(峰值加速度0.1g)時，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區限位裝置發揮作用。

(2)峰值加速度增大后(0.2g～0.4g)，減震率受K的影響出現波動，隨著峰值加速度的增大，K對減震率的影響逐漸增強，峰值加速度為0.2g、0.3g和0.4g時，K在1～50范圍內取值時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區限位裝置開始發揮減震作用，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Ⅱ區限位裝置發揮作用時(0.2g～0.4g)，K較小時(K=1、2)，減震率隨著峰值加速度的增加呈現下降趨勢；K較大時(K=5～50)，減震率隨著峰值加速度的增加呈現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對活動墩地震響應的影響，繪制了2#活動墩地震響應(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#活動墩地震響應均值與Ⅱ區限位剛度比K關系曲線

(1)峰值加速度為0.1g時，2#活動墩墩底剪力、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，進一步驗證了MTC裝置多階段分區發揮作用的減震機理。

(2)當Ⅱ區限位裝置發揮作用后(0.2g～0.4g)，針對任一特定峰值加速度，K越大，2#活動墩的地震響應越大，且峰值加速度越大，活動墩的地震響應對K的取值越敏感，說明剛度比K過大可能引起活動墩地震響應的急劇增大，應用MTC裝置時應評估K過大對活動墩的不利影響。

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

確定MTC裝置Ⅱ區限位的初始剛度，應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墩的地震響應，且活動墩的地震響應受峰值加速度的影響盡量小，綜合圖9和圖10的相關分析可知，K=1、2，即Ⅱ區限位裝置初始剛度為Ⅰ區限位裝置初始剛度的1～2倍時，基本符合要求，具體工程應用時，可令K=1、2進行初步減震分析。

4 結論

針對現有梁體與活動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的問題，本文提出梁體和活動墩“多階段適時控制連接”的思路，完成了MTC裝置構造設計并分析了其作用原理，利用某七跨連續梁橋驗證了不同地震危害程度下MTC裝置的減震效果及分區介入連接剛度的有效性，得到分區限位初始剛度的取值原則。

(1) 針對特定場地條件，通過合理的參數設置，在連續梁橋梁體和活動墩之間安裝MTC裝置，可同時降低固定墩的地震響應和梁端位移，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置較大的連接剛度，可能引發中小地震作用下連續梁橋總的地震響應的大幅增加，導致活動墩的震中損傷；如依據中小震作用下的抗震需求設置較小的連接剛度，則當地震動超過設計值時可能出現減震效果不佳的現象。

(3)MTC裝置的分區限位設計，實現了不同地震動情況下連接剛度的分階段介入，即中小地震作用時介入較小的連接剛度，大震作用時連接剛度相應增大，通過按需連接達到了在活動墩地震響應增幅有限的情況下，大幅提高連續梁抗震性能的目的。

(4)按MTC裝置Ⅰ區限位裝置初始剛度為活動墩墩頂縱向線剛度的1～2倍、Ⅱ區限位裝置初始剛度為Ⅰ區限位裝置初始剛度的1～2倍的原則進行剛度設置，既可取得理想減震效果，又可避免活動墩地震響應的急劇增加。具體工程應用時，可按此原則進行初步分析，再根據具體結構形式、場地類型及地震動特性進行優化調整。