采用多阶适时连接装置连续梁桥减震性能研究

陈士通，李 锋，张文学，张茂江，李义强

(1.石家庄铁道大学 省部共建交通工程结构力学行为与系统安全国家重点实验室，河北 石家庄 050043；2.石家庄铁道大学 河北省交通应急保障工程技术研究中心，河北 石家庄 050043；3.北京工业大学 工程抗震与结构诊治北京市重点实验室， 北京 100124)

桥梁结构是交通生命线的重要节点[1]，其震中损伤将影响整个区域的抢险救援与震后恢复。历次震害事例中，桥梁均遭受了不同程度的破坏，其中连续梁桥损毁程度远大于其他桥型[2]，其原因在于连续梁桥一般每联只设一个固定墩，纵向地震作用引发上部结构地震荷载几乎全部由固定墩承担，固定墩难以满足抗震需求。为提高连续梁桥抗震性能，诸多学者致力于铅芯橡胶支座、曲面球型支座等多种类型的减隔震支座研究[3-5]，期望通过减隔震支座减小或隔绝地震能量向梁体的传递。Turkington等[6]基于采用铅芯橡胶支座桥梁抗震性能研究，提出等效线性分析方法。刘志华等[7]对PC连续梁桥铅芯橡胶支座隔震效果的研究表明，利用铅芯橡胶支座可取得较好隔震效果，但其受地震波影响较大。马涌泉等[8]进行了连续梁桥铅芯橡胶支座和叠层橡胶支座地震响应及隔震效果的相关研究，结果表明，铅芯橡胶支座在控制梁体与支座位移、降低梁体和墩顶加速度、降低墩底和台底内力方面均优于叠层橡胶支座。但铅芯橡胶支座在温度和低周疲劳作用下会产生疲劳剪切破坏，降低其阻尼性能，使用过程中还会出现橡胶开裂、铅芯外露现象，造成环境污染[9]。文献[10-11]基于高温下天然橡胶块热氧化试验，揭示了老化橡胶支座中异质性能曲线的发展，建立了老化模型预测天然橡胶支座的老化特性。王宝夫等[12]分别对设置单滑面摩擦摆支座和多滑面摩擦摆支座的隔震桥梁体系地震响应进行研究，结果表明两种支座均有较好的减震效果，在支座尺寸和滑动面摩擦系数相同的条件下，多滑面摩擦摆支座对减小墩底剪力、弯矩和墩顶位移的效果更明显。文献[13-14]研究了摩擦摆支座减震机理、减震性能及参数影响。此外，基于各种金属阻尼器、液体黏滞阻尼器[15-17]等耗能装置的减震控制也是目前的研究热点，多应用于斜拉、悬索等大跨桥梁。结合连续桥梁结构特点所提出连续梁桥锁定减震技术[18-21]，在地震发生时临时限制梁体和活动墩的相对变位，利用活动墩的抗震潜能来提高桥梁的整体抗震性能，但由于锁定装置发挥作用时其连接刚度固定且锁死销在发挥锁定作用时存在碰撞现象，可能会因整桥抗侧移刚度增大及锁死销碰撞现象而导致总的地震响应大幅增加。

本文基于连续梁桥地震响应特点，结合连续梁桥结构形式，提出多阶适时连接的减震控制技术，通过安装于梁体和活动墩之间的多阶段适时控制连接 (Multi-stage Timely Control Connection，MTC)装置，实现根据地震动大小分阶段适时介入合适连接刚度的目的，以避免出现中小地震作用下整桥地震响应大幅增加的现象。本文以某7跨连续梁桥为研究对象，分析考虑分阶适时连接的连续梁桥减震效果及分阶适时连接刚度的取值原则。

1 MTC装置构造及力学模型

1.1 MTC装置构造

MTC装置是一种利用梁墩相对位移激活的减震装置，主要由水平连杆、锁紧螺母、限位装置和连接牛腿构成，如图1所示。为实现根据地震危害程度分阶段适时控制连接刚度，限位装置分为Ⅰ区和Ⅱ区，调整锁紧螺母与Ⅰ区和Ⅱ区限位的间隙分别为Δ1和Δ2，可分别改变Ⅰ区和Ⅱ区限位的激活阈值，实现多阶段激活。

图1 MTC装置构造图

本文分析时假定Δ1<Δ2，其中，Δ1满足桥梁日常运营时温度变化导致的梁墩变位需求。中小地震作用下，梁墩相对变位大于Δ1时，Ⅰ区限位的弹簧触板内部卡簧与锁紧螺母凸起接触后打开，锁紧绳端头与弹簧触板脱离，预压缩的激活弹簧伸长，弹簧触板与锁紧螺母抵紧，梁墩之间通过激活弹簧、软钢和金属橡胶保持弹性连接，实现活动墩和固定墩协同受力；大震作用下，Ⅰ区限位进入屈服状态，已不能限制梁墩相对位移进一步增大，当梁墩相对位移大于Δ2时，Ⅱ区限位被激活，Ⅰ、Ⅱ区限位共同发挥限位和耗能作用，最大限度提高连续梁桥的抗震性能。

1.2 MTC装置力学模型

由MTC装置构造设计和工作原理可得MTC装置的单元模型，见图2。其中，Δi、fsi、ci(i=1、2)分别为Ⅰ、Ⅱ区限位装置的预留间隙、屈服力、阻尼系数；kmn(m=1、2；n=1、2、3)为刚度系数，其中，m=1、2分别代表Ⅰ、Ⅱ区限位，km1、km2+km3、km3分别代表限位装置中的激活弹簧刚度、软钢和金属橡胶组合初始刚度、软钢和金属橡胶组合屈服后刚度；虚线框内为Ⅰ、Ⅱ区限位激活识别条件。

图2 单元模型

中小地震作用下，当梁墩相对位移大于Δ1时，鉴于地震作用下墩梁相对运动方向的不确定性，可能出现Ⅰ区限位左侧与锁紧螺母接触或Ⅰ区限位右侧与锁紧螺母接触的现象，两种接触现象分别对应图2单元模型中的S1与1接通或S1与2接通，随即Ⅰ区限位激活并发挥作用；地震作用继续增大，梁体通过水平连杆传递至限位装置的上部水平地震荷载大于软钢挡板的承载能力时，软钢挡板屈服，梁墩相对位移继续增大，当梁墩相对位移大于Δ2时，Ⅱ区限位同样可能左侧接触激活(即S2与3接通)或右侧接触激活(即S2与4接通)。Ⅱ区限位激活后，Ⅰ、Ⅱ区限位共同发挥作用限制梁墩相对变位。Ⅰ、Ⅱ区限位装置激活后，梁体与活动墩之间保持弹性连接状态。根据MTC装置工作原理得其单元本构方程，即

(1)

式中：kd1、kd2分别为Ⅰ、Ⅱ区限位装置的动态连接刚度；a、b为功能系数；Δ为墩顶与梁体相对位移。

(2)

(3)

(4)

(5)

其中，Δq1、Δq2分别为Ⅰ、Ⅱ区限位装置软钢与金属橡胶组合体的屈服位移。

2 MTC装置减震效果及分区必要性分析

某等高连续梁桥跨径组合为(55+5×72+55) m，主梁采用双层等截面预应力混凝土连续箱梁，机动车道和非机动车道上下层分离，单箱双室，箱宽9.2 m，顶板悬臂长4.4 m，底板悬臂长5.5 m，梁高4.0 m；桥墩纵向抗弯惯性矩为2.29 m4，截面面积为8.3 m2，墩高10 m，主梁和桥墩混凝土的弹性模量分别为3.45×107、3.25×107kN/m2。原桥4#墩顶设固定支座，其他墩顶均设纵向活动支座，场地类别为Ⅱ类，场地抗震设防基本烈度为Ⅵ度，其计算简图见图3。

图3 连续梁桥计算简图(单位：m)

基于Ansys软件建立2种有限元模型，其中，模型Ⅰ为原桥模型，模型Ⅱ为减震模型，即在2#、3#、5#～7#墩墩顶与梁体间安装MTC装置。分析过程中假定梁、墩保持线弹性，桥墩与地面固接处理。MTC装置采用图2所示单元模拟，梁、墩采用线性单元模拟。

用减震率λ来表述减震效果，其定义为

(6)

式中：Rmax为模型Ⅰ所得结构最大地震响应(固定墩墩底弯矩、剪力和梁端位移等)；Rc,max为模型Ⅱ所得结构最大地震响应(固定墩墩底弯矩、剪力和梁端位移等)。

以Ⅱ类场地中的El-Centro波(A波)、Tar_Tarzana_ 90_nor波(B波)和LanZhou1波(C波)作为激励源进行非线性时程分析，分析时将各地震波峰值加速度调整为0.1g、0.2g、0.3g、0.4g四种情况。

2.1 MTC装置对活动墩墩顶纵向线刚度的影响分析

MTC装置介入后与活动墩为串联关系，为便于明确MTC装置的刚度取值范围，首先分析MTC装置介入刚度对活动墩墩顶纵向线刚度的影响。以图3所示连续梁桥某桥墩为研究对象，考虑规律的普适性，以墩顶纵向线刚度的变化来体现不同桥墩截面变化带来的差异性。分别假定活动墩墩顶纵向线刚度为1×104、1×105、1×106、1×107kN/m，MTC发挥作用时在活动墩上介入的连接刚度取值范围为1×102～1×109kN/m。定义刚度比(MTC装置和桥梁串联后的组合刚度与MTC装置介入前墩顶纵向线刚度的比值)来体现刚度变化，具体分析时介入后的连接刚度以10为刚度比递增。图4给出了具有不同墩顶纵向线刚度的桥墩在MTC装置介入后的组合刚度与MTC装置介入刚度的变化趋势。

图4 串联后刚度与原刚度比值变化曲线

分析图4可知：

(1)对于4种具有不同墩顶纵向线刚度的桥墩，MTC装置介入后的刚度比均小于1，说明MTC装置与桥墩串联后的组合刚度均小于原桥墩墩顶纵向线刚度。

(2)在外部介入刚度相同的情况下，桥墩自身墩顶纵向线刚度越大，串联后与串联前的刚度比越小。如介入刚度过大或过小，桥墩自身墩顶纵向线刚度取值变化引发的刚度比变化不再明显，如MTC介入刚度为1×102、1×109kN/m时，说明MTC装置介入刚度取值不宜过大或过小。

(3) 对于具有不同墩顶纵向线刚度的活动墩，随着介入刚度的增大，串联后和串联前刚度比的变化趋势基本一致，对于所设4种活动墩墩顶纵向线刚度，串联后桥墩墩顶纵向线刚度呈现了先缓后快再缓的折线递增趋势，即MTC装置介入后与桥墩串联形成的组合刚度均存在急速上升区，如活动墩墩顶纵向线刚度分别为1×105、1×107kN/m时，MTC介入刚度分别在1×103～1×107kN/m、1×105～1×109kN/m范围内时，对活动墩串联后与串联前的刚度比的影响较大。说明对于安装MTC装置桥墩的组合刚度而言，MTC装置的介入刚度在其串联前桥墩墩顶纵向线刚度的1/100～100倍范围内取值时最为敏感。

选取MTC装置的介入刚度时，首先要保证MTC装置与活动墩串联后具有一定的墩顶纵向线刚度，以便于上部地震荷载传递至活动墩，同时又要避免其组合刚度过大，因MTC装置在限制梁体和活动墩相对位移的同时，将改变原桥的结构体系，相对于梁体的纵向运动而言，MTC装置发挥作用后活动墩与固定墩为并联关系，整桥的抗侧移刚度将会增大，增大程度与活动墩的介入数量及MTC装置的介入刚度有关。对于既定连续梁桥，在活动墩数量确定的前提下，如组合刚度过大可能导致整桥抗侧移刚度过大，继而引发连续梁桥整体地震响应大幅增加现象的发生。故在前述研究的基础上，初定在活动墩墩顶纵向线刚度的1/100～100倍范围内选取MTC装置的介入刚度进行MTC装置减震相关分析。

2.2 MTC装置减震效果分析

为探析中小地震作用下(峰值加速度为0.1g)时，MTC装置的减震效果(仅Ⅰ区限位装置发挥作用)，设置Ⅰ区限位装置初始刚度为活动墩墩顶纵向线刚度的2倍。为便于限位装置尽早发挥减震耗能作用，Ⅰ区限位装置屈服刚度系数、屈服位移、阻尼系数分别为0.05、0.001 m、2 000 N·s/m。表1列出了峰值加速度为0.1g的3种地震波作用下，4#固定墩与6#活动墩墩底剪力、弯矩、墩顶加速度、梁端位移极值及对应减震率。

分析表1可知：

表1 减震效果分析

(1)中小地震作用下，未设置MTC装置时(模型Ⅰ)，固定墩的地震响应远大于活动墩，说明上部结构的水平地震荷载主要由固定墩承担；加装MTC装置后(模型Ⅱ)，地震发生时，固定墩的地震响应大幅下降，而活动墩的地震响应呈现了一定程度的增加，说明MTC装置可将上部结构的地震水平荷载传递至活动墩，从而减小固定墩的地震响应。

(2)MTC装置发挥作用后，不仅降低了固定墩墩底剪力、弯矩的地震响应，还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(墩底弯矩、梁端位移)减震率分别为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、弯矩和梁端位移的减震效果基本相同，说明利用MTC装置不仅可减小固定墩地震响应，还可有效避免邻联梁体或梁与桥台之间碰撞的发生，同时，有利于伸缩缝的保护和防止引桥落梁。

(3)加装MTC装置后(模型Ⅱ)，活动墩墩底的剪力、弯矩增幅分别在3.8～6.5、8.5～13.3倍，具体增加幅度与激励源相关。尽管活动墩墩底内力响应有所增加，但仍小于固定墩墩底剪力和弯矩极值，3种地震波作用下，固定墩与活动墩的内力响应比在3.7～4.8之间，鉴于加装MTC装置前(模型Ⅰ)活动墩的内力响应远小于固定墩(固定墩与活动墩的内力响应比在27.5～162.5之间)，说明利用MTC装置可在活动墩地震响应增幅有限的情况下，有效提升连续梁桥的抗震性能。

(4)MTC装置发挥作用后，固定墩墩顶加速度极值变化幅度较小，基本在12%左右，活动墩墩顶加速度极值出现了增大现象，最大增幅为247.1%(A波)，但其值仍小于固定墩加速度极值，说明在地震波激励过程中，MTC装置激活后梁体和活动墩始终保持弹性连接状态，激活弹簧的设置有效避免了刚性碰撞现象的发生。

为进一步明确MTC装置对连续梁桥各墩地震响应的影响，图5分别给出了A波作用下，模型Ⅱ2#、4#、6#墩墩底剪力时程以及两种分析模型所得的梁端位移时程曲线。

分析图5可知：

图5 剪力、梁端位移时程对比曲线

(1)MTC装置发挥作用后，活动墩和固定墩地震响应时程的变化趋势基本一致，但2#、6#活动墩剪力时程幅值小于固定墩，进一步验证说明了MTC装置在地震发生时，可协同活动墩和固定墩共同承担上部结构的水平地震荷载，且在活动墩地震响应小幅增加的情况下取得理想的减震效果。

(2)MTC装置发挥作用后，梁端位移曲线振幅明显减小，响应周期有一定程度的减小，但MTC装置发挥作用时对整桥的振动周期影响不明显，由于自振周期与刚度成反比，说明MTC装置可在连续梁桥整体抗侧移刚度增幅有限的前提下，取得理想的减震效果。

2.3 MTC装置分区必要性分析

MTC装置在结构参数确定，尤其是连接刚度确定的情况下，中小地震作用时(峰值加速度0.1g)可取得理想减震效果，但不代表大震时同样可取得理想减震效果。为探析MTC装置刚度固定不变情况下，连接刚度取值对连续梁桥地震响应的影响，假定MTC装置中仅Ⅰ区限位装置发挥作用模拟既有锁定装置连接刚度固定不变的情况。定义Ⅰ区限位刚度比η为Ⅰ区限位装置初始刚度与活动墩墩顶纵向线刚度比值，分别取η为1、2、5、10、100进行分析，分析时设Ⅰ区和Ⅱ区预留间隙分别为0.005、0.5 m(Ⅱ区间隙足够大以保证Ⅱ区限位装置不被激活)，Ⅰ区限位装置屈服刚度系数、屈服位移、阻尼系数分别为0.05、0.001 m、2 000 N·s/m。将3种地震波的峰值加速度分别调整为0.1g、0.2g、0.3g、0.4g，模拟小震、中震和大震情况。

图6为3种地震波作用下Ⅰ区不同限位刚度比η的连续梁桥减震率(4#固定墩墩底剪力、弯矩和梁端位移)均值λa与峰值加速度的关系曲线。

分析图6可知：

图6 在Ⅰ区不同限位刚度比η下减震率与峰值加速度关系曲线

(1)地震发生时，20种组合工况中，仅3种工况的减震率低于30%(η=1，地震波峰值加速度为0.2g、0.3g、0.4g)，说明安装于梁体和活动墩之间的MTC装置，在多数情况下可取得良好的减震效果，减震效果的差异与地震波峰值加速度和η的取值相关。

(2)对于不同的地震波峰值加速度，随着η的增大，连续梁桥减震率呈现出了不同的变化趋势，如地震波峰值加速度较小时(0.1g)，减震率随η的增大呈先增后减的变化趋势，η=2时减震效果最好；当地震波峰值加速度较大时(0.2g～0.4g)，减震率随η的增大基本呈单调递增的变化趋势，地震波峰值加速度越大，减震率增幅越大。说明当地震破坏力较小时，MTC装置介入的连接刚度过大不一定取得最优的减震效果；而地震破坏力较大时，MTC装置介入的连接刚度过小不一定能够取得理想减震效果。

(3)在η确定的情况下，在η较小时(η=1、2)，地震波峰值加速度越大，减震率越低，随着η的增加，因峰值加速度变化引起的减震率变化幅度逐渐缩小，而当η超过一特定值时(η在5～100之间)，地震波峰值加速度越大，减震率则越高。说明如果按照中小地震作用确定MTC装置连接刚度，且连接刚度固定不变时，其在中小地震时可取得理想的减震效果，但当震级较大时则可能出现减震效果不佳的现象，而对于峰值加速度较大的地震波，则宜选择较大的连接刚度，以更好地满足抗震需求。

为进一步明确锁定装置分区的必要性，图7给出了中小地震作用下(峰值加速度为0.1g)时，3种地震波激励作用下连续梁桥各墩墩底总的地震响应比(模型Ⅱ/模型Ⅰ)均值与η的关系。

图7 总地震响应比均值与Ⅰ区限位刚度比η关系

分析图7可知：

(1)地震突发时，锁定装置的介入将影响连续梁桥总的地震响应，随着η的增大，连续梁桥各墩墩底剪力、弯矩地震响应比(模型Ⅱ/模型Ⅰ)呈递增趋势变化。说明当峰值加速度较小时，介入较大的连接刚度将会导致连续梁桥整体地震响应的大幅增加，继而加大分配至各墩的纵向地震荷载。

(2)MTC装置的介入对剪力和弯矩的影响趋势相同，但影响程度有所区别，对弯矩的影响更加明显，且刚度值越大，两者差异越明显，说明中小地震作用下，如果介入的连接刚度过大，有可能诱发桥墩结构的塑性损伤。

综合图6和图7分析可知，如果MTC装置不采用分区设置，即其连接刚度固定不变的情况下，可能出现两种情况：①如为满足大震作用下的抗震需求而设置较大的连接刚度，可能引发中小地震作用下连续梁桥总的地震响应大幅增加的问题，继而增大分配至各活动墩的纵向地震荷载，有可能导致活动墩的震中损伤；②如依据中小震作用下的抗震需求设置较小的连接刚度，则当地震动超过设计值时可能出现减震效果不佳的现象。而分阶段适时控制连接刚度是解决上述矛盾，实现不同地震危害程度均取得理想减震效果的有效技术手段。

3 MTC装置刚度取值原则分析

初始刚度是保证MTC装置在地震不同阶段，以不同的连接刚度将梁体与活动墩连为一体，使活动墩与固定墩共同抵抗地震作用的前提。为探析MTC装置不同阶段刚度取值方法，分别探讨Ⅰ区和Ⅱ区限位初始刚度对地震响应的影响。

3.1 Ⅰ区限位初始刚度对地震响应影响分析

根据MTC装置的工作原理，中小地震时仅需Ⅰ区限位发挥减震耗能作用，为明确Ⅰ区限位初始刚度对连续梁桥地震响应的影响，图8给出了3种地震波激励下，连续梁桥减震率均值、各墩墩底剪力比均值(模型Ⅱ/模型Ⅰ)及墩顶加速度极值均值与η的关系曲线。

图8 地震响应与Ⅰ区限位刚度比η关系曲线

分析图8可知：

(1)MTC装置发挥作用后，在固定墩墩底剪力、弯矩以及梁端位移明显下降的同时，各活动墩墩底剪力、墩顶加速度极值均出现了不同程度的增大，增大幅度受Ⅰ区限位装置初始刚度影响，随着η的增大，活动墩墩底剪力极值的增速呈降低趋势，以2#墩为例，当η=1、2、5、10、100时，墩底剪力极值增大倍数分别约为3.6、5.7、11.5、15.6、17.2倍，说明MTC装置只要发挥作用就会增加活动墩的地震响应，在确保减震效果的前提下，Ⅰ区限位装置初始刚度不宜取值过大，以避免活动墩震中出现结构损伤。

因此，财务部门应建立大科室理念，以整个业务为基础，打通管理，实现核算和结算工作良好衔接，加强关联业务交流，共享基础信息，灵活调配人员，提高工作效率。

(2)随着Ⅰ区限位装置初始刚度的增大，各活动墩墩顶加速度极值逐渐增大，其加速度极值由最初的小于固定墩，到中期的与固定墩相似，再到最后大于固定墩，说明活动墩对Ⅰ区限位装置初始刚度变化的敏感性远大于固定墩，Ⅰ区限位装置初始刚度取值过大，可能会增大活动墩的振动频率，在一定程度上增大活动墩的地震响应。

(3)Ⅰ区限位装置初始刚度取值发生变化时，固定墩墩顶加速度极值在小范围变化，随着刚度比η的增大，其加速度极值由最初的0.99 m/s2增至1.29 m/s2，进一步验证了MTC装置的介入将对整桥的振动频率产生一定的影响，工程应用时应尽量降低其对振动周期的影响程度。

利用活动墩的抗震潜能提高连续梁桥的抗震性能是MTC装置发挥减震作用的前提，故在保障减震效果前提下，应使活动墩的地震响应增加幅度越小越好，当Ⅰ区限位装置初始刚度为活动墩墩顶纵向线刚度的1 ～2倍时，减震率维持在40%上下，且各活动墩的剪力增大在3.6～5.6倍范围内，可实现中小地震作用下，MTC装置在不引起活动墩地震响应大幅增加的前提下，达到取得较好减震效果的减震目的。

3.2 Ⅱ区限位装置初始刚度对地震响应影响分析

大震作用下，Ⅰ区限位装置进入屈服状态，已不能限制梁墩相对位移的进一步增大，当梁墩相对位移大于Δ2时，Ⅱ区限位装置被激活，Ⅰ、Ⅱ区限位装置共同发挥限位和耗能作用。

由3.1节分析可知，当峰值加速度为0.1g且Ⅰ区限位刚度比η=2时，3种地震波作用下，墩梁相对位移极值均值的最大值为0.010 792 m，为避免中小地震作用下Ⅱ区限位装置发挥作用，取Ⅱ区预留间隙为0.011 m。定义Ⅱ区限位刚度比K为Ⅱ区限位装置初始刚度与Ⅰ区限位装置初始刚度比值，为探析Ⅱ区限位装置初始刚度对地震响应的影响，分别取K=1、2、5、10、50进行非线性时程分析，Ⅰ、Ⅱ区限位装置屈服刚度系数、屈服位移、阻尼系数分别为0.05、0.001 m、2 000 N·s/m。图9给出了3种地震波不同峰值加速度时，4#固定墩墩底剪力、弯矩和梁端位移三者减震率均值与K的关系曲线。

分析图9可知：

图9 减震率与Ⅱ区限位刚度比K关系曲线

(1)中小地震作用下(峰值加速度0.1g)时，减震率与图6在峰值加速度为0.1g的减震率相同，即K对减震率没有影响，说明中小地震作用下仅Ⅰ区限位装置发挥作用。

(2)峰值加速度增大后(0.2g～0.4g)，减震率受K的影响出现波动，随着峰值加速度的增大，K对减震率的影响逐渐增强，峰值加速度为0.2g、0.3g和0.4g时，K在1～50范围内取值时对减震率的影响幅度分别在2%、6%和7%，说明峰值加速度增大后Ⅱ区限位装置开始发挥减震作用，尽管K对减震率有所影响，但影响程度有限，且减震效果良好，最小减震率维持在44%左右。

(3)当Ⅱ区限位装置发挥作用时(0.2g～0.4g)，K较小时(K=1、2)，减震率随着峰值加速度的增加呈现下降趋势；K较大时(K=5～50)，减震率随着峰值加速度的增加呈现先增后减的变化趋势，K取值越大，峰值加速度的变化对减震率影响程度越小。

为明确K对活动墩地震响应的影响，绘制了2#活动墩地震响应(剪力、弯矩、梁墩相对位移和墩顶加速度)极值均值随K的变化趋势曲线，如图10所示。

分析图10可知：

图10 2#活动墩地震响应均值与Ⅱ区限位刚度比K关系曲线

(1)峰值加速度为0.1g时，2#活动墩墩底剪力、墩底弯矩、梁墩相对位移及墩顶加速度极值不受K变化的影响，进一步验证了MTC装置多阶段分区发挥作用的减震机理。

(2)当Ⅱ区限位装置发挥作用后(0.2g～0.4g)，针对任一特定峰值加速度，K越大，2#活动墩的地震响应越大，且峰值加速度越大，活动墩的地震响应对K的取值越敏感，说明刚度比K过大可能引起活动墩地震响应的急剧增大，应用MTC装置时应评估K过大对活动墩的不利影响。

(3)在K确定的情况下，活动墩地震响应随峰值加速度的增大而增加，K越大，活动墩地震响应受峰值加速度的影响越明显，在K=1、2时，活动墩地震响应增幅较为平缓。

确定MTC装置Ⅱ区限位的初始刚度，应在保证取得理想减震效果前提下，尽可能避免大幅增加活动墩的地震响应，且活动墩的地震响应受峰值加速度的影响尽量小，综合图9和图10的相关分析可知，K=1、2，即Ⅱ区限位装置初始刚度为Ⅰ区限位装置初始刚度的1～2倍时，基本符合要求，具体工程应用时，可令K=1、2进行初步减震分析。

4 结论

针对现有梁体与活动墩锁定装置连接刚度固定、易在中小地震作用下大幅增加桥梁整体地震响应的问题，本文提出梁体和活动墩“多阶段适时控制连接”的思路，完成了MTC装置构造设计并分析了其作用原理，利用某七跨连续梁桥验证了不同地震危害程度下MTC装置的减震效果及分区介入连接刚度的有效性，得到分区限位初始刚度的取值原则。

(1) 针对特定场地条件，通过合理的参数设置，在连续梁桥梁体和活动墩之间安装MTC装置，可同时降低固定墩的地震响应和梁端位移，取得理想的减震效果。

(2)梁墩连接装置连接刚度固定不变情况下，如为满足大震作用下的抗震需求而设置较大的连接刚度，可能引发中小地震作用下连续梁桥总的地震响应的大幅增加，导致活动墩的震中损伤；如依据中小震作用下的抗震需求设置较小的连接刚度，则当地震动超过设计值时可能出现减震效果不佳的现象。

(3)MTC装置的分区限位设计，实现了不同地震动情况下连接刚度的分阶段介入，即中小地震作用时介入较小的连接刚度，大震作用时连接刚度相应增大，通过按需连接达到了在活动墩地震响应增幅有限的情况下，大幅提高连续梁抗震性能的目的。

(4)按MTC装置Ⅰ区限位装置初始刚度为活动墩墩顶纵向线刚度的1～2倍、Ⅱ区限位装置初始刚度为Ⅰ区限位装置初始刚度的1～2倍的原则进行刚度设置，既可取得理想减震效果，又可避免活动墩地震响应的急剧增加。具体工程应用时，可按此原则进行初步分析，再根据具体结构形式、场地类型及地震动特性进行优化调整。