随着我国经济持续快速的发展, 大跨度桥梁在高速公路和城市交通干线中的修建日益增多, 其中大跨度连续梁桥是目前应用最为广泛的桥型之一.大跨度连续梁桥往往具有多跨长联的特点, 在地震作用下上部结构的水平惯性力主要由设置的一组或几组固定支座墩来承担.因此, 如何减小固定墩在地震作用下响应是多跨长联连续梁桥抗震设计的核心.

针对高烈度地区的桥梁工程, 目前常用的抗震设计方法是延性抗震设计, 该方法是通过增大桥墩截面和配筋率来提高桥梁的抗震性能, 这不仅增加了结构的工程造价, 更重要的是固定墩在地震中不可避免会发生一定的损伤, 震后修复工程量大, 造价高.特别对于桥墩长细比较小的矮墩连续梁桥, 即使采用延性抗震设计也很难满足桥梁抗震性能目标的要求.近年来, 通过引入减隔震装置来提高桥梁结构的抗震性能正成为一个研究和应用的热点^[1-2].减隔震设计是通过在桥梁上、下部结构之间设置减隔震支座、耗能装置等措施, 在预期地震作用时, 经特殊设计的减隔震装置来延长结构的周期, 耗散和隔离地震能量, 从而减小结构的地震响应^[3].目前, 围绕这一课题, 国内外科研和工程人员进行了大量相关研究.研究的对象主要是斜拉桥^[4-9], 大跨度连续梁桥也有少量学者进行了减隔震设计研究^[10-14], 但针对高烈度地区多跨长联连续梁桥采用不同减隔震措施的对比研究开展得相对较少.

本文以一座跨度为(55+4×90+55)m的多跨长联连续梁桥为工程背景, 对比分析结构采用双曲面摩擦摆支座、黏滞阻尼器和速度锁定装置3种减隔震措施下的地震响应结果, 确定该类桥型合理的减隔震措施, 为强震区该类桥型的减隔震设计和研究提供一定的参考.

韩江特大桥跨航道处主桥为(55+4×90+55)m的六跨预应力混凝土变截面连续梁桥如图 1所示, 上、下行分离, 单幅桥宽12.5 m, 混凝土主梁采用单箱单室直腹板箱形断面.该桥主要构件的混凝土强度等级为：主梁C55、桥墩C40、承台C35、桩基础C35.全桥支座均采用摩擦摆式减隔震支座, 其中11~13号桥墩处设置固定支座, 其他均为单向滑动支座.

图 1

图 1 韩江特大桥总体布置图 Fig. 1 General layout of Hanjiang bridge

采用大型通用有限元软件ANSYS建立了该桥有限元计算模型如图 2所示.根据潮安韩江特大桥主桥的结构特点, 主梁、桥墩、承台和桩基础均采用BEAM188单元模拟.在全桥模型中, 桥面铺装等二期恒载转化为集中质量单元附加在主梁的节点上, 集中质量单元采用MASS21单元模拟, 分析时考虑3个平动方向的质量.桥梁主梁采用单主梁模型模拟, 通过竖向刚臂连接支座, 刚臂上端与主梁节点刚性主从, 刚臂下端为支座顶端节点.

图 2

图 2 有限元计算模型 Fig. 2 Finite element calculation model

本次计算选用罕遇地震作用下(50年超越概率2.5%)的设计反应谱为期望反应谱, 并采用人工波程序合成与之匹配的3条时程曲线, 设计反应谱(阻尼比为5%)如式(1)所示.其中1条人工地震波如图 3所示, 其中a, t分别为地震动的加速度和时间.

图 3

图 3 其中1条人工拟合地震波 Fig. 3 One of the artificial seismic waves

式中：S_max为最大地震影响系数, 与概率水准和阻尼有关, 本文为0.65g, g为重力加速度；T为结构自振周期；T_g为场地的特征周期, 本文取0.85 s；γ为衰减指数^[15], 本文取1.0.

本文研究了目前常用的3种减隔震装置：1)双曲面摩擦摆支座：即在制动墩处设有带销钉的双向固定双曲面摩擦摆支座, 在非制动墩处设有单向活动双曲面摩擦摆支座, 即模型二.2)速度锁定器装置：在非制动墩各设置1个速度锁定器, 在地震作用下, 墩梁之间纵向速度达到一定限制时, 速度锁定器开始工作, 锁定墩梁之间的相对位移, 即模型三；3)黏滞阻尼器：即制动墩采用固定盆式橡胶支座, 非制动墩采用活动盆式橡胶支座, 并在10、14号桥墩处分别各设置2个黏滞阻尼器与活动盆式橡胶支座并联作用, 即模型四.为对比上述3种减隔震装置的减震效果, 设立了未采用减隔震装置的基准模型, 即制动墩采用固定盆式橡胶支座, 非制动墩采用单向活动盆式橡胶支座, 并考虑了活动盆式橡胶支座的摩擦耗能, 即模型一.各模型墩梁连接方式如表 1所示.

表 1

表 1 各模型墩梁连接关系 Table 1 Pier-girder connection relations of each model 分析模型 减隔震装置 桥墩与主梁连接关系 制动墩与主梁 非制动墩与主梁 模型一 未采用减隔震装置 固定盆式橡胶支座 活动盆式橡胶支座(考虑摩擦耗能) 模型二 双曲面摩擦摆支座 双曲面摩擦摆支座(销钉已剪断) 双曲面摩擦摆支座(销钉已剪断) 模型三 速度锁定器 固定盆式橡胶支座 速度锁定器(相当于固定盆式支座) 模型四 黏滞阻尼器 固定盆式橡胶支座 活动盆式橡胶支座(考虑摩擦耗能)，10、14号桥墩支座处并联黏滞阻尼器

表 1 各模型墩梁连接关系 Table 1 Pier-girder connection relations of each model

1) 双曲面摩擦摆支座模拟

双曲面摩擦摆支座的滞回特性是非线性的, 本文采用双线性计算模型模拟该支座的恢复力特性, 如图 4所示.Q为支座承受的水平力，Q_d为支座的残余力，D为支座的位移，D_y为支座的屈服位移，D_d为支座的残余位移，K_u为初始钢度，K_d为支座滑动后的恢复力刚度，K_eff为摩擦摆支座的等效刚度.在ANSYS软件中, 双曲面摩擦摆支座的力学特性可由2个水平非线性弹簧单元和1个竖向线性弹簧单元组合来模拟, 3个弹簧不相交的各节点约束所有自由度, 交点处节点约束转动自由度, 如图 5所示^[16].水平纵、横2个方向的刚度模拟均采用COMBIN40单元, 其力学模型如图 6所示, 对该单元参数设置可以模拟支座的恢复力模型.竖向刚度的模拟采用单元库中COMBIN14单元, 该单元的实常数取双曲面摩擦摆支座竖向刚度值.

图 4

图 4 摩擦摆支座双线性计算模型 Fig. 4 Bilinear model of friction pendulum bearing

图 5

图 5 摩擦摆支座简化模型 Fig. 5 Simplified model of friction pendulum bearing

图 6

图 6 COMBIN40单元力学模型 Fig. 6 Mechanical model of COMBIN40

2) 黏滞阻尼器模拟

本文采用Maxwell力学模型来模拟非线性黏滞阻尼器^[17], 如图 7所示.Maxwell力学模型的恢复力表达式为$F=C\text{sign}\ \left( {\dot{u}} \right){{\left| {\dot{u}} \right|}^{\alpha }} $, 其中：F为阻尼力, C为阻尼系数, $ \dot u $为墩梁间相对速度, α为阻尼指数, sign为符号函数.在ANSYS软件单元库中, 可以采用COMBIN37单元并通过参数设置后, 能够准确模拟Maxwell力学模型.该单元力学模型如图 8所示, 该单元为非线性一维单元, 由2个单元活动节点(I、J节点)和可选的2个控制节点(K、L节点)组成, 整个单元的非线性行为主要由控制节点产生.模型五中黏滞阻尼器阻尼系数C取3 000 kN/(m·s^-1)^0.3, 阻尼指数α取0.3.

图 7

图 7 Maxwell力学模型 Fig. 7 Mechanical model of maxwell

图 8

图 8 COMBIN37单元力学模型 Fig. 8 Mechanical model of COMBIN37

3) 速度锁定装置模拟

速度锁定器受到突加地震作用时, 在很短的时间内速度锁定装置起到固结作用, 其恢复力特性曲线如图 9所示, 其中F_N为速度锁定装置的锁定力.该装置将锁定活动支座处墩梁相对位移, 使上部结构的水平地震作用均衡分配到各个桥墩, 以达到减小结构的地震响应.9、10、14、15号桥墩分别安装一个速度锁定装置, 在ANSYS软件中模拟速度锁定装置时采用了简化处理, 考虑所有速度锁定器在地震作用下都同时发挥作用, 将非制动墩处墩顶节点与其对应的主梁节点采用节点耦合约束方式模拟^[18].

图 9

图 9 速度锁定器恢复力特性曲线 Fig. 9 Hysteretic characteristics of luck-up device

4) 盆式橡胶支座模拟

在制动墩处设为固定盆式橡胶支座, 可以通过墩梁节点的3个平动自由度和绕纵轴的转动自由度耦合, 其余2个自由度释放来模拟；在非制动墩处设为单向滑动盆式橡胶支座, 考虑滑动摩擦支座的摩擦效应, 可以采用双线性理想弹塑性连接单元模拟, 其滞回模型如图 10所示.在ANSYS软件中, 盆式橡胶支座模拟方法与双曲面摩擦摆支座一样, 仍然采用如图 4所示的弹簧单元组合来模拟.水平方向的刚度模拟仍采用COMBIN40单元, 其力学模型如图 5所示, 竖向单元仍采用COMBIN14单元模拟, 单元实常数取盆式橡胶支座的竖向刚度值.图 10中临界摩擦力Q_y取单个支座承受的竖向荷载W乘以动摩擦因数μ.初始刚度K_u为临界摩擦力Q_y与支座屈服位移D_y之比.对于普通盆式橡胶支座建议取0.本次模型中动摩擦因数取为0.02, 支座的屈服位移取为3 mm, 通过计算得到韩江大桥非制动墩盆式橡胶支座的参数, 如表 2所示.

图 10

图 10 滑动摩擦支座的滞回模型 Fig. 10 Hysteretic model of sliding frictional bearing

表 2

表 2 盆式橡胶支座力学参数 Table 2 Mechanical parameters of basin rubber bearing 墩号 W/(103kN) Ku/(104·kN·m-1) Kd/(kN·m-1) Qy/kN 9 2.198 1.465 0 43.96 10 17.252 11.501 0 345.04 14 17.252 11.501 0 345.04 15 2.198 1.465 0 43.96

表 2 盆式橡胶支座力学参数 Table 2 Mechanical parameters of basin rubber bearing

本文采用XTRACT截面分析程序计算桥墩截面的弯矩曲率曲线, 首先需要确定桥墩材料的本构关系, 如非约束混凝土、约束核芯混凝土和钢筋的应力应变关系, 并将桥墩截面进行纤维单元划分.桥墩材料各自本构关系定义后, 输入各个桥墩在恒载下的轴力值, 通过迭代计算得到桥墩墩底截面的弯矩曲率曲线和等效双折线模型, 如表 3所示给出了等效双折线模型上的特征点值.表中, H为墩高, a×b为桥墩横截面尺寸, Φ_y为等效屈服曲率, M_y为等效屈服弯矩, Φ_u为极限曲率, M_u为极限弯矩.

表 3

表 3 墩底截面弯矩曲率等效双折线特征点值 Table 3 Feature values of pier bottom section's moment curvature equivalent double dogleg 墩号 H/m (a×b)/m2 Φy/(10-3·m-1) My/(103·kN·m) Φu /(10-3m-1) Mu/(103kN·m) 截面形式 9 18.86 4.5×1.8 2.57 38.5 86.92 47.2 矩形实心 10 14.97 7.5×2.5 1.51 165.7 49.98 199.9 矩形空心 11 23.93 7.5×2.5 1.52 170.4 50.52 204.2 矩形空心 12 24.56 7.5×2.5 1.52 169.2 50.33 203.1 矩形空心 13 25.19 7.5×2.5 1.52 170.5 50.27 204.5 矩形空心 14 25.82 7.5×2.5 1.52 168.5 50.24 202.5 矩形空心 15 22.57 4.5×1.8 2.57 38.9 87.08 47.6 矩形实心

表 3 墩底截面弯矩曲率等效双折线特征点值 Table 3 Feature values of pier bottom section's moment curvature equivalent double dogleg

黏滞阻尼器在地震作用下的滞回曲线表示阻尼器输出力与位移的时间历程, 通过查看阻尼器的滞回曲线可以了解阻尼器最大输出力和冲程以及耗能能力^[19].如图 11所示给出了10、14号桥墩处黏滞阻尼器在地震作用下的滞回曲线, 其中P, L分别为阻尼器的输出力和冲程.

图 11

图 11 黏滞阻尼器滞回曲线 Fig. 11 Hysteresis curve of viscous damper

从图 11中可以看出, 在地震作用下各墩处黏滞阻尼器都形成了完整的滞回环, 其形状近似为椭圆且面积较饱满, 即每个阻尼器都参与工作, 并且耗能能力明显, 可以显著降低结构的地震响应.10号和14号桥墩处的阻尼器最大冲程为分别为125、77 mm, 最大阻尼力分别为2 654、2 036 kN, 说明不同安装位置处的阻尼器在地震作用下的响应有一定的差异.在罕遇地震作用下, 阻尼器的最大冲程和阻尼输出力均小于相应规定值, 满足设计的要求.

本文对模型一至模型四在罕遇地震作用下桥墩内力时程曲线进行对比分析, 10号和12号桥墩墩底顺桥向的弯矩时程曲线如图 12所示, 剪力时程曲线如图 13所示.图中, M为墩底顺桥向弯矩, F_V为墩底顺桥向剪力.模型一为线弹性模型, 不能考虑桥墩屈服后的能量耗散, 在地震作用下其响应结果并非实际情况, 本文仅将其响应结果与不同减隔震模型进行对比分析.

图 12

图 12 墩底弯矩时程曲线 Fig. 12 Bending moment's time-history curves of pier at the bottom

图 13

图 13 墩底剪力时程曲线 Fig. 13 Shear force's time-history curves of pier atbottom

由图 12和13可知, 多跨长联连续梁桥采用不同减隔震措施进行抗震设计时, 12号固定墩墩底顺桥向内力时程曲线整体变化规律是一致的, 但地震响应的峰值却因不同减隔震措施相差较大.从图中可以看出模型二、三、四的内力响应与模型一相比都有较大降低, 说明双曲面摩擦摆支座、速度锁定装置和黏滞阻尼器装置都可以降低结构的地震响应, 但模型二内力响应最小, 减震效果最为明显.对10号桥墩墩底顺桥向弯矩和剪力时程曲线分析可知, 模型二、三、四非固定墩墩底内力响应都较模型一有一定的增大, 其中模型三内力增大最为明显.

如表 4和5所示给出了各模型桥墩墩底顺桥向内力最大值, 其中M_max, F_{V max}分别为墩底弯矩和剪力最大值；η_M, η_V分别为相对基准模型的弯矩减震率和剪力减震率.以模型一为基准模型, 定量分析双曲面摩擦摆支座、速度锁定装置、黏滞阻尼器3种减隔震方案的减震效果, 定义了相对基准模型的减震率η如下^[20]：

式中：A为模型一的地震响应值, B为模型二、三、四的地震响应值.

从表 4和5可知, 在模型一中, 所有桥墩墩底的顺桥向弯矩之和为9.72×10⁵ kN·m, 剪力之和为4.28×10⁴ kN, 其中11~13号制动墩共承受了83.74%的总弯矩和77.34%的总剪力, 可见制动墩在罕遇地震作用下承担了主要水平地震荷载.在模型二中, 所有桥墩墩底的顺桥向弯矩之和为4.91×10⁵ kN·m, 剪力之和为2.63×10⁴ kN, 其中11~13号制动墩共承受了56.89%的总弯矩和49.68%的总剪力；在模型三中, 所有桥墩墩底的顺桥向弯矩之和为14.78×10⁵ kN·m, 剪力之和为6.04×10⁴ kN, 其中11~13号固定墩共承受了50.81%的总弯矩和51.56%的总剪力；在模型四中, 所有桥墩墩底的顺桥向弯矩之和为7.58×10⁵ kN·m, 剪力之和为3.57×10⁴ kN, 其中11~13号固定墩共承受了60.82%的总弯矩和54.57%的总剪力.说明采用双曲面减隔震支座或黏滞阻尼器时, 桥墩墩底承受的总内力都较未采用减隔震措施时有较大减小, 其中双曲面减隔震支座模型桥墩墩底总内力最小.采用速度锁定装置时, 桥墩墩底承受的顺桥向总内力大于未采用减隔震措施的模型, 这是因为非制动墩设置速度锁定装置后, 相当于增加了固定墩的数量, 桥梁顺桥向刚度增大, 相应地桥梁总水平地震惯性力也增加.

表 4

表 4 各模型墩底弯矩最大值及相对减震率 Table 4 Bending moment maximum of the pier at bottom and relative seismic isolation rate of each model 桥墩号 模型一 模型二 模型三 模型四 Mmax/(105kN·m) Mmax/(105kN·m) ηM/% Mmax/(105kN·m) ηM/% Mmax/(105kN·m) ηM/% 9 0.332 0.283 14.76 0.649 -95.48 0.280 15.66 10 0.275 0.593 -115.64 3.450 -1154.55 0.947 -244.36 11 2.560 0.902 64.77 2.340 8.59 1.400 45.31 12 2.710 0.930 65.68 2.460 9.23 1.530 43.54 13 2.870 0.959 66.59 2.710 5.57 1.680 41.46 14 0.573 0.976 -70.33 2.650 -362.48 1.330 -132.11 15 0.397 0.263 33.75 0.525 -32.24 0.416 -4.79

表 4 各模型墩底弯矩最大值及相对减震率 Table 4 Bending moment maximum of the pier at bottom and relative seismic isolation rate of each model

表 5

表 5 各模型墩底剪力最大值及相对减震率 Table 5 Shear force maximum of the pier at the bottom and relative seismic isolation rate of each model 桥墩号 模型一 模型二 模型三 模型四 FVmax/(104kN) FVmax/(104kN) ηV/% FVmax/(104kN) ηV/% FVmax/(104kN) ηV/% 9 0.213 0.256 -20.19 0.34 -59.62 0.164 23.00 10 0.261 0.472 -80.84 1.26 -382.76 0.701 -168.58 11 1.07 0.427 60.09 0.964 9.91 0.606 43.36 12 1.1 0.437 60.27 1.04 5.45 0.651 40.82 13 1.14 0.442 61.23 1.11 2.63 0.691 39.39 14 0.301 0.446 -48.17 1.06 -252.16 0.556 -84.72 15 0.19 0.149 21.58 0.27 -42.11 0.198 -4.21

表 5 各模型墩底剪力最大值及相对减震率 Table 5 Shear force maximum of the pier at the bottom and relative seismic isolation rate of each model

在模型二中, 11~13号制动墩墩底顺桥向平均弯矩减震率为66.35%, 顺桥向平均剪力减震率为60.53%；在模型三中, 11~13号制动墩墩底顺桥向平均弯矩减震率分别为7.80%, 顺桥向平均剪力减震率为6.00%；在模型四中, 11~13号制动墩墩底顺桥向平均弯矩减震率分别为43.44%, 顺桥向平均剪力减震率为41.19%.多跨长联连续梁桥采用本文提出的3种减隔震措施都能降低制动墩的内力响应, 但采用双曲面摩擦摆支座时其减震效果比另外2种措施显著, 速度锁定装置其减震效果最差.

模型一和模型三的11~13号制动墩墩底顺桥向平均弯矩最大值分别为2.71×10⁵、2.50×10⁵ kN·m, 超过了制动墩墩底截面的极限弯矩2.05×10⁵ kN·m, 桥墩将在地震作用下发生破坏或倒塌, 结构不满足抗震设计的要求.模型二和模型四的11~13号制动墩墩底顺桥向平均弯矩最大值分别为9.30×10⁴、1.54×10⁵ kN·m, 均小于制动墩墩底截面的等效屈服弯矩1.71×10⁵ kN·m, 桥墩处于弹性工作状态, 满足减隔震设计的要求.

模型一至模型四中10号和12号桥墩墩顶顺桥向位移时程曲线如图 14所示.由于模型一和模型四的制动墩支座采用了墩梁耦合约束模拟, 在地震作用下制动墩处墩梁相对顺桥向位移为零, 因此, 仅给出9号和10号非制动墩处墩梁相对顺桥向位移时程曲线, 如图 15所示.图中, X为墩顶顺桥向位移, ΔX为墩梁相对顺桥向位移.

图 14

图 14 墩顶位移时程曲线 Fig. 14 Displacement's time-history curves of pier at top

图 15

图 15 墩梁相对位移时程曲线 Fig. 15 Time-history curves of the pier-girder's relative displacement

由图 14可知, 多跨长联连续梁桥采用不同减隔震措施进行减隔震设计时, 制动墩墩顶顺桥向位移时程曲线变化规律是一致的, 但地震响应的峰值却相差较大, 采用双曲面摩擦摆支座时制动墩墩顶位移响应最小, 减震效果最好, 其次为黏滞阻尼器, 速度锁定装置减震效果最差.采用减隔震措施后, 非制动墩墩顶位移响应相对模型一都有一定的增大, 模型三增大最为显著, 其次为模型四, 模型二仅在10号和14号桥墩处略微增大.由图 15可知, 各模型非固定墩处墩梁相对顺桥向位移时程曲线有较大差异, 模型三的活动墩墩梁相对位移时程曲线始终为零, 这是因为活动墩设置速度锁定装置后, 地震作用下装置将锁定活动墩墩梁相对位移.相对模型一, 模型二和模型四的活动墩墩梁相对位移都有一定的减小, 其中模型二中活动墩墩梁相对位移比模型四还小.

表 6和7给出了各模型墩顶位移和墩梁相对位移最大值以及相对模型一的减震率, 其中X_max, ΔX_max分别为墩顶位移和墩梁相对位移最大值；η_X, η_ΔX分别为相对基准模型的墩顶位移减震率和剪墩梁相对位移减震率.

表 6

表 6 各模型墩顶位移最大值及相对减震率 Table 6 Displacement maximum of pier at top and relative seismic isolation rate of each model 桥墩号 模型一 模型二 模型三 模型四 Xmax/mm Xmax/mm ηX/% Xmax/mm ηX/% Xmax/mm ηX/% 9 139 115 17.27 269 -93.53 117 15.83 10 27 50 -85.19 266 -885.19 75 -177.78 11 310 110 64.52 272 12.26 168 45.81 12 306 105 65.69 277 9.48 172 43.79 13 302 100 66.89 283 6.29 176 41.72 14 59 105 -77.97 285 -383.05 143 -142.37 15 218 137 37.16 288 -32.11 229 -5.05

表 6 各模型墩顶位移最大值及相对减震率 Table 6 Displacement maximum of pier at top and relative seismic isolation rate of each model

表 7

表 7 各模型墩梁相对位移最大值及相对减震率 Table 7 Pier-girder's relative displacement maximum and relative seismic isolation rate of each model 桥墩号 模型一 模型二 模型三 模型四 ΔXmax/mm ΔXmax/mm ηΔX/% ΔXmax/ mm ηΔX/% ΔXmax/mm ηΔX/% 9 368 170 53.80 0 100.00 211 42.-66 10 317 184 41.96 0 100.00 132 58.36 11 0 140 - 0 - 0 - 12 0 146 - 0 - 0 - 13 0 152 - 0 - 0 - 14 287 151 47.39 0 100.00 73 74.56 15 374 172 54.01 0 100.00 236 36.90

表 7 各模型墩梁相对位移最大值及相对减震率 Table 7 Pier-girder's relative displacement maximum and relative seismic isolation rate of each model

由表 6可知, 模型一的制动墩墩顶顺桥向位移平均值为306 mm, 模型二至模型四的制动墩墩顶顺桥向位移平均值分别为105、277、172 mm, 相对模型一的减震率分别为65.70%、9.34%、43.77%.说明多跨长联连续梁桥采用减隔震措施后, 桥墩纵向变形都有一定的降低, 可以有效防止梁间碰撞的发生, 其中模型二的制动墩墩顶位移响应最小, 相对减震率最高, 减震效果最好.模型二至模型四的活动墩墩顶位移较模型一都有一定的增大, 其中模型三增大最显著, 模型四次之, 模型二仅10号和14号桥墩有稍微增大.

由表 7可知, 模型二和模型四的活动墩墩梁相对位移与模型一相比有一定的降低, 平均相对减震率分别为49.29%、53.12%.模型一和模型四制动墩处墩梁相对位移为零, 这是因为制动墩处支座为固定支座.模型二的制动墩处墩梁相对位移平均值为146 mm, 这是因为双曲面摩擦摆支座在罕遇地震作用下其抗剪销钉被剪断, 结构体系已发生变化, 固定支座变为滑动摩擦支座.

(1) 基于有限元ANSYS软件, 由2个COMBIN40水平非线性弹簧单元和1个COMBIN14竖向线性弹簧单元组合可以准确模拟双曲面摩擦摆支座的力学特性；采用COMBIN37单元并通过参数设置后, 能够准确模拟黏滞阻尼器的力学性能.

(2) 在罕遇地震作用下, 各桥墩处黏滞阻尼器都形成了完整的滞回环, 其形状近似为椭圆且面积饱满.说明每个阻尼器都参与工作, 并且耗能能力明显, 可以显著降低结构的地震响应.

(3) 多跨长联连续梁桥采用本文提出的3种减隔震措施后, 桥墩的内力和变形响应相对传统抗震体系都有一定的降低, 可以有效防止桥墩开裂和梁间碰撞地发生, 确保结构的安全.

(4) 双曲面摩擦摆支座作为减隔震措施时, 各个桥墩能均衡地承担地震荷载, 墩底内力和墩顶位移远小于另外2种减隔震措施, 桥墩关键截面的内力和位移相对减震率也高于另外2种减隔震措施.因此, 多跨长联连续梁桥的合理减隔震措施是采用双曲面摩擦摆支座.