近几十年来，用于桥梁减隔震的装置有了很大的发展，在国际上被广泛接受的有液体粘滞阻尼器、金属摩擦摆和铅芯橡胶隔震支座及摩擦阻尼器等^[1–3]。摩擦阻尼器因其滞回性能稳定、耗能能力较强、使用方便、维护成本较低、无需外部能源支持，且其耗能性能受加载速率和加载循环次数的影响较小而成为工程中较具竞争力的一种被动减震装置^[4–6]。但由于其摩擦力为常力，不能根据结构的反应实时改变摩擦力的大小。基于这一原因，近年来，国内外学者将压电陶瓷驱动器和摩擦阻尼器相结合，提出压电变摩擦阻尼器的概念。瞿伟廉等^[7]设计了适用于杆系结构的智能压电可调参数摩擦阻尼器，并将其应用于某电视塔。杨飏等^[8]提出T型压电摩擦阻尼器并对其进行了试验研究。赵大海等^[4]提出一种新型的压电摩擦阻尼器，该装置在预压力下能够提供较大的摩擦力。Unsal等^[9]提出一种适用于航空结构的变摩擦阻尼器，并对其摩擦力进行了测试。上述阻尼器由于不具有自复位功能，在地震结束以后具有较大的残余位移，影响了震后土木工程结构的使用功能并增大了维修费用，因此目前切实需要一种新型的具有自复位功能的摩擦阻尼器。

设计了一种自复位摩擦阻尼器，该阻尼器不但具有传统摩擦阻尼器的优点，还具有单向摩擦的功能。即当阻尼器活塞偏离平衡位置时阻尼器活塞和缸壁之间具有摩擦力，使阻尼器具有较好的耗能能力。当活塞向平衡位置移动时，阻尼器摩擦力消失，利于阻尼器活塞在复位力的作用下恢复到初始平衡位置。故该阻尼器不但具有较好的耗能能力，且具有传统摩擦阻尼器所不具有的自复位功能。因阻尼器的各部件在工作阶段始终处于弹性状态，其滞回性能较稳定。

1 自复位摩擦阻尼器的构造及原理

自复位摩擦阻尼器的构造如图1所示，主要由阻尼器缸壁、摩擦片、连接斜杆、限位螺杆、活塞和复位弹簧组成。

当阻尼器活塞在外力作用下发生向右的位移时，连接斜杆与活塞的夹角变大，推动摩擦片向阻尼器缸壁靠近。当摩擦片与缸壁之间的接触压力达到设计压力时，限位螺杆阻止夹角的进一步增加，使得摩擦片与缸壁之间的接触压力达到最大值，此时摩擦片与缸壁之间产生静摩擦力；当外力大于该静摩擦力时，摩擦片与缸壁之间的摩擦力转变为滑动摩擦力，当活塞达到右侧最大位移时，活塞不再移动，外力全部由缸壁承担。此时，如果外力撤除，活塞在受压弹簧的推力作用下有向左移动的趋势，此时连接斜杆与活塞之间的夹角变小，摩擦片与缸壁脱离，摩擦力消失，活塞向左移动，直至左侧最大位置。这一过程中从左侧最大位置向右移动再返回到左侧最大位置的拉力–位移曲线如图2所示。

图2中，OA段表示阻尼器摩擦片未发生滑动，摩擦片和缸壁之间的静摩擦力随着外力的增大而增大；AB段表示活塞发生滑动，摩擦力变为滑动摩擦力，这一阶段曲线的斜率表示受压弹簧的刚度；BC段摩擦片也未发生滑动，表示静摩擦力随外力的减小而逐渐减小，到达C点时静摩擦力为0；CO段表示活塞在弹簧复位力作用下逐渐恢复至平衡位置的过程。

通过阻尼器F–S曲线可知，装置在加载时类似于一个理想的弹塑性装置，具有较好的耗能能力，且当外力卸载至0时，位移也减小为0，没有残余位移，具有自复位功能。工作阶段装置的各个部件均处于弹性状态，图2的F–S曲线具有可重复性。

2 具自复位摩擦阻尼器桥梁隔震体系

对于传统的梁桥结构，当支座发生横向剪切变形时，支座具有较大的阻尼力，该阻尼力在支座发生剪切变形和剪切变形减小的整个过程中均存在，这一性能虽有利于耗能，但不可避免地会造成支座在地震结束后存在一定的剪切残余变形，影响震后桥梁的快速通车。基于上述自复位摩擦阻尼器提出一种桥梁支座形式，当该桥梁支座发生横向剪切变形时，具有较小的阻尼力，提高其自复位的能力。并在梁桥上下部结构之间设置自复位摩擦阻尼器，使支座发生剪切变形时主要依靠阻尼器耗能。

2.1 具自复位摩擦阻尼器的桥梁隔震系统构造

将传统的梁桥支座用横向摩擦力较小且变形能力较大的聚四氟乙烯滑板支座替换，并在上部结构和盖梁之间安装自复位摩擦阻尼器，其构造如图3所示。

2.2 具自复位摩擦阻尼器的桥梁隔震体系工作原理

对图3所示的具自复位摩擦阻尼器的桥梁隔震系统，如果将上部结构简化为一个集中质量，盖梁用固定装置代替，该系统可简化为图4所示的单自由度振动结构体系。

在横向地震动作用下，具自复位摩擦阻尼器的桥梁隔震系统的工作原理为：

1）平衡状态

图4即为结构的平衡状态，此时两侧钢绞线的拉力等于阻尼器受压弹簧的压力。且此时1^#阻尼器活塞位于左侧最大位移处，2^#阻尼器活塞位于右侧最大位移处。

2）集中质量由平衡位置向左移动

此时2^#钢绞线变为松弛状态，3^#钢绞线的拉力逐渐变大，2^#阻尼器摩擦片与缸壁之间产生静摩擦力。当3^#钢绞线的拉力小于2^#阻尼器摩擦片与缸壁之间的静摩擦力时，活塞不发生滑动；当3^#钢绞线所受拉力继续增大时，活塞开始滑动，静摩擦力变为滑动摩擦力，此时3^#钢绞线的拉力等于2^#阻尼器摩擦片与缸壁之间的滑动摩擦力与弹簧推力之和。

3）集中质量由左侧最大位移处向平衡位置移动

此时3^#钢绞线的拉力逐渐减小，且2^#阻尼器摩擦片与缸壁之间有静摩擦力。当3^#钢绞线的拉力小于受压弹簧压力时，2^#阻尼器摩擦片与缸壁之间无摩擦力，且2^#阻尼器活塞在受压弹簧作用下与5^#集中质量同步向右移动达到该阻尼器右侧最大位移。在这一过程中1^#阻尼器无变化。

4）集中质量由平衡位置向右移动

此时，3^#钢绞线拉力仍然为0，2^#钢绞线的拉力逐渐变大，则1^#阻尼器摩擦片与缸壁之间有静摩擦力。因此，当2^#钢绞线的拉力小于1^#阻尼器摩擦片与缸壁之间的静摩擦力时，活塞不动；当2^#钢绞线所受拉力继续增大时，活塞开始滑动，静摩擦力变为滑动摩擦力，此时2^#钢绞线的拉力等于3^#阻尼器摩擦片与缸壁之间的滑动摩擦力与弹簧推力之和。

5）集中质量由右侧最大位移处向平衡位置移动

此时，2^#钢绞线的拉力逐渐减小，且1^#阻尼器摩擦片与缸壁之间有静摩擦力；当2^#钢绞线拉力小于1^#阻尼器受压弹簧的压力时，1^#阻尼器摩擦片与缸壁之间无摩擦力，1^#阻尼器活塞在受压弹簧的作用下与5^#集中质量同步向左移动达到该阻尼器左侧最大位移。在这一过程中2^#阻尼器无变化。

6）集中质量在任意位置处地震停止

此时，相当于5^#集中质量在平衡位置的左侧或右侧突然停止；假定停在平衡位置左侧且与平衡位置的距离为 $s$ ，此时1^#阻尼器的活塞位于其左侧最大位置处且2^#钢绞线为松弛状态，2^#阻尼器活塞距其右侧最大位移的距离为 $s$ ，且受压弹簧对活塞有向右的恢复力，3^#钢绞线拉力等于2^#阻尼器受压弹簧的压力。5^#集中质量会在3^#钢绞线拉力作用下向右发生位移，直到5^#集中质量达到平衡位置，即5^#集中质量具有自复位功能。

上述第2）～5）步的F–S曲线如图5所示。

总之，当桥梁结构遭遇小震作用时，墩顶水平位移较小，对上部结构的水平力也较小，可通过调整阻尼器中的限位螺杆调整阻尼器的静摩擦力，使得小震作用下上部结构与墩顶无相对位移。当遇到中震或大震时，墩顶水平位移较大，此时该装置可使墩顶与上部结构之间发生相对位移，即墩顶有较大绝对水平位移，而上部结构发生较小的绝对水平位移，从而减小上部结构的水平加速度，减小墩顶受到的水平惯性力使其处于弹性范围，并在墩顶与上部结构发生相对位移的过程中通过摩擦力实现耗能，避免或减小桥墩的破坏。当地震停止时，该装置又可以将上部结构与墩顶的相对位移减小至0，实现自复位功能。

3 计算模型及其参数

以一4跨预应力混凝土连续梁桥（4×50 m）为基本工程背景，上部结构主梁为箱型截面，截面尺寸如图6所示。桥墩采用单柱矩形墩，墩高14 m，桥墩横断面为2 m×2 m的矩形。假设桥台为刚性，桥墩与地面刚性连接。

为分析采用非隔震支座、采用铅芯橡胶支座和具自复位摩擦阻尼器桥梁的抗震性能，拟定3种分析工况，利用非线性有限元软件OpenSees进行分析：

1）上部结构与桥墩之间采用非隔震支座^[10]；

2）上部结构与桥墩之间采用铅芯橡胶支座；

3）上部结构与桥墩之间采用聚四氟乙烯滑板支座，且上下部结构之间安装自复位摩擦阻尼器。

桥墩采用非线性纤维单元模型，保护层混凝土采用Hoshikuma无约束混凝土^[11–13]，主梁采用弹性梁单元；输入El-Centro地震波，峰值加速度调整为0.2g；铅芯橡胶支座选用Y4Q670×196G1.0型支座，其第一形状系数 $S$ ₁=10.16，第二形状系数 $S$ ₂=4.06，设计面压 $\sigma = 8.11$ MPa；采用双线性模型，具自复位摩擦阻尼器和聚四氟乙烯滑板支座，支座选用GYZF₄650×173型聚四氟乙烯滑板支座，其形状系数为10.67，设计面压为8.63 MPa，采用Self-centering单元模型。为使在相同的地震作用下具有铅芯橡胶支座和自复位支座桥梁的地震响应具有可比性，将两种支座的刚度设为相同，为初始刚度 $k$ ₁=14.4 kN/mm，屈服后刚度 $k$ ₂=2.2 kN/mm，铅芯屈服力为162 kN。两种支座的滞回曲线分别如图7和8所示。

由图7可知，自复位支座的滞回曲线为旗帜型，即当力卸载至0时，位移也恢复到0，没有残余位移。图8为铅芯橡胶支座，其滞回曲线为普通弹塑性材料的滞回曲线，不具有自复位功能，即当力卸载到0时，仍有一段位移没有恢复。

4 计算结果分析

以3种桥梁的1^#桥墩为例，有限元模型以桥梁纵向向右为x轴正向，水平向内为y轴正向，竖直向上为z轴正向。分别分析在地震作用下的y向墩顶位移、主梁与墩顶相对位移、墩梁相对残余位移和桥墩内力。

4.1 墩顶位移分析

利用OpenSees对上下部结构之间采用3种不同支座形式的4跨连续梁桥在0.2g峰值加速度作用下的边跨墩顶位移进行数值模拟，结果见图9，位移响应峰值见表1。

具有铅芯橡胶支座的桥梁和具有自复位支座的桥梁在相同的地震作用下，墩顶位移响应具有基本相同的频谱特性，且二者的峰值相差不大。采用非隔震支座时墩顶位移较采用隔震支座增加8倍左右。

4.2 主梁位移及墩梁相对位移分析

3种具有不同支座形式的桥梁结构在相同的地震作用下主梁位移和墩顶与主梁相对位移的时程曲线如图10和11所示。

当采用非隔震支座时，墩梁相对位移即支座剪切变形较小，其时程曲线的峰值为8.81和–7.25 mm，这与目前使用较多的板式橡胶支座的横向变形能力较弱比较符合。安装了铅芯橡胶支座和自复位隔震支座的桥梁墩梁相对位移即支座的剪切变形幅值基本相同，且较非隔震支座的剪切变形要大得多，基本为非隔震支座的10倍左右。但目前的铅芯橡胶支座的横向变形能力受其支座厚度和支座承载能力的限制，无法达到较大的横向变形，因此铅芯橡胶支座的隔震能力受其横向变形能力的影响较大。自复位体系安装的是聚四氟乙烯滑板支座，其变形能力较大，因此桥梁设计时可通过调整自复位摩擦阻尼器的刚度实现隔震的最佳效果，不受支座变形能力的限制。

4.3 墩梁相对残余位移分析

地震结束后，如果上部结构与桥墩墩顶之间发生较大的残余位移，当残余位移过大时会影响震后桥梁的恢复通车，造成救援人员和物资不能及时到达灾区，同时增加了震后桥梁的修复费用。

3种不同支座形式的桥梁在地震结束（ $t$ =80 s）后上部结构与桥墩墩顶之间的残余位移如图11和表1所示。由于非隔震支座的横向刚度较大，其震后残余位移基本可忽略不计。但在OpenSees模拟时没有考虑非隔震支座与主梁和盖梁之间的相对滑移，由于其没有隔震能力，在地震作用下支座与主梁和盖梁之间的剪力较大，实际工程中经常会发生主梁与支座发生相对滑移，造成残余位移过大^[14–15]。采用铅芯橡胶支座的隔震桥梁由于桥墩和支座的塑性变形，尤其是支座的塑性变形，地震结束后上部主梁与桥墩之间会有较大的相对残余位移。而自复位体系的支座滞回曲线为旗帜型，地震结束后如果墩梁出现相对残余位移，自复位摩擦阻尼器的恢复力会将这一残余位移减小，使得震后没有或具有较小的残余位移。

4.4 桥墩内力分析

3种不同支座形式的桥梁在相同地震作用下的墩底剪力和墩底弯矩时程曲线如图12和13所示，墩底剪力和墩底弯矩的峰值如表2所示。

采用非隔震支座桥梁的墩底剪力和墩底弯矩较采用铅芯橡胶支座和自复位体系桥梁的墩底剪力和墩底弯矩大，峰值响应大3倍左右。

采用聚四氟乙烯滑板支座和自复位摩擦阻尼器的自复位隔震体系桥梁的桥墩内力与采用铅芯橡胶支座桥梁的内力较为接近，且自复位体系桥梁较铅芯橡胶支座桥梁桥墩内力略大，这是因为自复位体系桥梁中的自复位摩擦阻尼器中增加了恢复力，使自复位隔震体系的刚度增加。

模拟结果中铅芯橡胶支座的最大剪切位移为86.98 mm，已经超出了其最大横向位移±75 mm。实际设计时为避免铅芯橡胶支座的破坏，桥梁应设限位装置，限位装置会降低铅芯橡胶支座的隔震能力，且当与上部结构发生碰撞时也会增加桥墩的内力。

5 结　论

具自复位摩擦阻尼器的桥梁隔震体系较非隔震桥梁和铅芯橡胶支座桥梁有较好的隔震性能，主要表现在以下几个方面。

1）自复位摩擦阻尼器在工作期间各个构件均处于弹性状态，且自复位体系的滞回曲线又有类似理想的弹塑性支座的耗能能力，同时具有自复位功能。

2）与非隔震桥梁相比，自复位体系桥梁能够大大减小墩顶位移和桥墩内力。

3）自复位体系桥梁在震后的墩梁相对残余位移较采用铅芯橡胶支座的隔震桥梁要小得多。

4）自复位体系桥梁的隔震能力不受支座横向变形能力的影响，较铅芯橡胶支座具有较强的优势。