柱形和E形鋼阻尼裝置比較及試驗分析

高 昊 王君杰 王劍明

（1.同濟(jì)大學(xué)橋梁工程系，上海200092；2.成都濟(jì)通路橋科技有限公司，成都611430）

0 引 言

金屬阻尼器工作性能穩(wěn)定、后期維護(hù)費(fèi)用低、可預(yù)期性強(qiáng)，近年來在國內(nèi)外的橋梁工程中得到了廣泛應(yīng)用［1］。國外，Vasseghi［2］提出采用 X 形鋼板代替橋梁上的傳統(tǒng)混凝土擋塊，推廣了X 形加勁阻尼裝置在橋梁結(jié)構(gòu)中的應(yīng)用。Tsai［3］采用三角形鋼板作為加勁阻尼裝置，結(jié)合工程案例介紹了在工程抗震應(yīng)用中的設(shè)計方法。Tyler［4］建議在建筑和橋梁結(jié)構(gòu)中使用錐形的懸臂板或懸臂柱，并開展了擬靜力試驗進(jìn)行驗證。Arcangeli［5］創(chuàng)新性地采用“E”字形鋼材制作阻尼裝置，設(shè)計了一系列的擬靜力和振動臺試驗。Jelena［6］討論了橋梁工程用“C”字形和“S”字形等鋼阻尼裝置的耗能能力。國內(nèi)，李建中等［7-8］提出了X 形軟鋼阻尼擋塊配合板式橡膠支座的準(zhǔn)隔震系統(tǒng)，在四川雅滬高速公路中的橋梁中得到使用。葉愛君等［9-10］將三角形鋼板和球型鋼支座結(jié)合在一起，提出了大跨度斜拉橋橫向減震體系及設(shè)計方法。王君杰等［11-12］發(fā)明了可滑移柱形軟鋼阻尼裝置，并在國內(nèi)斜拉橋和連續(xù)梁橋中進(jìn)行了探索性應(yīng)用。管仲國等［13-14］將E形鋼阻尼支座用于大跨度自錨式懸索橋的橫向減震設(shè)計。徐艷等［15］采用“C”字形鋼阻尼裝置代替?zhèn)鹘y(tǒng)混凝土擋塊提高中等跨徑斜拉橋橫橋向抗震性能。

其中，采用鋼阻尼裝置實現(xiàn)單向震動控制在中小跨度梁式橋順向和橫向、大跨度橋梁橫向比較常見。圖1（a）為柱形鋼阻尼裝置在廣東榕江大橋（斜拉橋）主塔處提供橫向阻尼力的案例［16］，圖1（b）為南京江心洲大橋（自錨式懸索橋）采用的 E 形鋼阻尼裝置［17］，圖1（c）為土耳其某高架橋梁（簡支梁橋）伸縮縫處采用的C 形鋼阻尼裝置［18］。

對于采用鋼阻尼裝置實現(xiàn)雙向震動控制則在中等跨徑橋梁中更為常見，特別是連續(xù)梁橋，如圖2（a）為柱形鋼阻尼裝置在吉林松原二橋引橋（連續(xù)梁橋）中提供雙向阻尼力的案例［19］，對于其他類型的鋼阻尼器提供雙向阻尼力時，通常與支座結(jié)合在一起組成彈塑性鋼阻尼支座，常見的鋼阻尼支座見圖2（b）和圖2（c）。

圖1 鋼阻尼裝置在單向震動控制中的應(yīng)用Fig.1 Steel damping devices for the unidirectional seismic control

圖2 鋼阻尼裝置在雙向震動控制中的應(yīng)用Fig.2 Steel damping devices for the bi-directional seismic control

上述鋼阻尼裝置的耗能原理均是利用金屬材料屈服后的延性，只是構(gòu)造形式不盡相同。盡管已有研究人員采用有限元軟件和試驗手段對某一類鋼阻尼元件進(jìn)行了詳細(xì)的研究，但對同一目標(biāo)參數(shù)需求下，不同構(gòu)造形式的鋼阻尼元件的比較研究并不多見。本文選取其中比較典型的柱形和E 形兩類裝置，首先對裝置的工作原理、力學(xué)模型、技術(shù)實現(xiàn)等細(xì)節(jié)作了對比介紹，之后基于同一目標(biāo)參數(shù)，設(shè)計完成了兩類裝置的足尺擬靜力試驗。結(jié)合試驗結(jié)果，對兩類鋼阻尼裝置的滯回行為、破壞形態(tài)、空間安裝需求和材料用量等方面進(jìn)行了詳細(xì)的比較和分析。對橋梁工程師根據(jù)空間要求，地震動下橋梁震動控制模式選用和設(shè)計鋼阻尼裝置具有實際意義。

1 力學(xué)模型比較

柱形鋼阻尼元件的力學(xué)模型為懸臂柱。力學(xué)圖示見圖3［20］。圖中，F(xiàn)為懸臂端受到的水平力，Δ為鋼阻尼元件水平行程，h為鋼阻尼器高度，εmax為鋼阻尼元件表面的最大應(yīng)變，σy為屈服應(yīng)力。

圖3柱形鋼阻尼裝置力學(xué)模型Fig.3 Mechanical model of cylindrical device

由平截面假定得到柱形鋼阻尼元件高度與行程之間的關(guān)系［4］：

E 形鋼阻尼元件可簡化為兩邊鉸接、中間簡支的梁模型。如圖4 所示，中間支座上作用力為F［20］，εmax為鋼阻尼元件表面的最大應(yīng)變，εy為鋼材的屈服應(yīng)變。

圖4 E形鋼阻尼裝置力學(xué)模型Fig.4 Mechanical model of E-shaped device

E形鋼阻尼元件的行程由式（2）得到［21］：

對于柱形阻尼元件，當(dāng)元件發(fā)生變形時懸臂柱盡可能長的部分共同屈服而不是僅僅某一小段鋼材提前進(jìn)入屈服，即懸臂柱的母線是基于等應(yīng)變原理進(jìn)行設(shè)計的，在懸臂端受水平力作用下全柱各斷面的表面應(yīng)變處處相等，圖5（a）為沿受力方向的應(yīng)變分布情況示意。對于E 形元件，橫梁段即為等彎矩受力段，當(dāng)阻尼元件發(fā)生變形時，橫梁段同時進(jìn)入屈服，沿橫梁長度方向斷面的表面應(yīng)變處處相等，應(yīng)變分布情況示意見圖5（b）。

圖5 兩類鋼阻尼元件沿受力方向應(yīng)變云圖Fig.5 Strain cloud diagram of two kinds of dampers

2 技術(shù)實現(xiàn)比較

2.1 單向震動控制

2.1.1 縱橋向單向震動控制

為提高連續(xù)梁橋縱橋向抗震性能而設(shè)置柱形鋼阻尼裝置時，要求裝置能夠適應(yīng)主梁在縱橋向由于溫度效應(yīng)產(chǎn)生的伸縮位移。對于一般跨徑的連續(xù)梁橋，跨中附近活動墩處主梁溫度位移在1～2 cm，此位移量可通過球頭與推力槽之間預(yù)留間隙的方式實現(xiàn)，如圖6所示。

圖6 柱形鋼阻尼裝置（縱橋向單向震動控制）Fig.6 Cylindrical steel damping device construction for longitudinal vibration

對于E 形，同樣通過預(yù)留間隙的方式滿足主梁在溫度作用下自由伸縮而不受力的要求，見圖7。

圖7 E形鋼阻尼裝置（縱橋向單向震動控制）Fig.7 E-shaped steel damping device construction for longitudinal vibration

2.1.2 橫橋向單向震動控制

以大跨度斜拉橋橫向控制為例，大橋輔助墩、過渡墩等構(gòu)件在地震作用下，為緩解橫橋向受力的情況，通常設(shè)置鋼阻尼裝置，既限制墩-梁相對位移在可接受的范圍內(nèi)，又不明顯增加墩柱受力。此時要求鋼阻尼裝置在橋梁結(jié)構(gòu)正常使用狀態(tài)下縱橋向的位移；在地震過程中，提供橫向阻尼力，控制墩-梁相對位移。

如圖8 所示，柱形鋼阻尼裝置耗能部件的球頭可以在上述滑槽中沿縱橋向滑動，滑動距離視梁體在溫度和徐變等因素下伸縮量而定，對于斜拉橋輔助墩、過渡墩而言，該伸縮距離一般為20～60 cm。地震作用下，球頭與橫橋向槽壁接觸，變截面柱在該方向發(fā)生變形、提供阻尼力。

E 形鋼阻尼裝置提供橫橋向阻尼力時，對于布設(shè)在活動墩的情況，同樣須考慮主梁伸縮位移的要求。若此時沿中間肢長度方向開設(shè)槽孔，地震作用下，阻尼力方向與槽孔垂直，使得銷軸處受力異常復(fù)雜。本文提出一種可滑移E形鋼阻尼裝置的構(gòu)造，如圖9 所示，中間肢通過滑塊和滑軌裝置與主梁連接，正常使用狀態(tài)下，主梁可通過滑動裝置沿縱橋向自由滑動；地震作用下，滑軌通過與滑塊在橫橋向的接觸促使E形阻尼元件發(fā)生指定方向變形，在墩梁之間提供相應(yīng)阻尼力。需要特別說明的是，它能很好滿足縱橋向主梁大伸縮位移的要求。

圖8 柱形鋼阻尼裝置（橫橋向單向震動控制）Fig.8 Cylindrical steel damping device construction for lateral vibration

圖9 E形鋼阻尼裝置（橫橋向單向震動控制）Fig.9 E-shaped steel damping device construction for lateral vibration

另外，E 形鋼阻尼元件也可以與支座組合在一起成為彈塑性鋼阻尼支座提供單向阻尼力。支座本體可以是盆式支座或者球形支座，該種支座通常由“上頂板”“中間襯板”“下底板”組成。為使主梁沿順向自由伸縮，“上頂板”“中間襯板”之間設(shè)置滑動摩擦副；“中間襯板”“下底板”之間設(shè)置導(dǎo)向滑塊和導(dǎo)向滑槽，并沿橫橋向設(shè)置E形元件，見圖10。地震作用下阻尼元件通過導(dǎo)向系統(tǒng)發(fā)生指定方向的變形，使得E 形元件的等彎矩橫梁段發(fā)生塑性變形，產(chǎn)生良好的耗能效果。

圖10 E形鋼阻尼支座（橫橋向單向震動控制）Fig.10 E-shaped steel damping bearing construction for lateral vibration

2.2 雙向震動控制

連續(xù)梁橋活動墩、固定墩等構(gòu)件在地震作用下，有時需要實現(xiàn)雙向震動控制。對于柱形，針對連續(xù)梁橋活動墩的情況，球頭與槽壁間預(yù)留間隙為1～2 cm，與鋼阻尼裝置的設(shè)計行程（一般情況下為20～40 cm）相比較小，見圖11，此時鋼阻尼裝置仍具有較好的耗能效果。針對固定墩的情況，則間隙預(yù)留量為0。

圖11 雙向控制時柱形鋼阻尼裝置構(gòu)造形式Fig.11 Cylindrical steel damping device construction for bi-directional vibration

如圖12 所示，E 形鋼阻尼元件提供雙向阻尼力時，阻尼元件沿兩個方向分別設(shè)置，同時配合支座的“上頂板”“中間襯板”“下底板”組成的導(dǎo)向系統(tǒng)使用。針對活動墩情況，與柱形相類似，支座耳板預(yù)留溫度滑槽，預(yù)留間隙一般為1～2 cm，適應(yīng)主梁縱橋向位移。針對固定墩，間隙量同樣設(shè)置為0。

圖12 雙向控制時E形鋼阻尼裝置構(gòu)造形式Fig.12 E-shaped steel damping device construction for bi-directional vibration

3 滯回行為比較

基于模塊化的設(shè)計思想，不同屈服力的鋼阻尼裝置可以由不同數(shù)量的標(biāo)準(zhǔn)組件組合得到，它們在力學(xué)上是簡單的并聯(lián)關(guān)系。本節(jié)結(jié)合設(shè)計實例，對柱形和E形的標(biāo)準(zhǔn)組件進(jìn)行足尺模型試驗，討論分析兩類裝置的差異。標(biāo)準(zhǔn)組件的設(shè)計屈服力為250 kN，設(shè)計行程Δd為300 mm。參考《公路橋梁彈塑性鋼減震支座》［22］，鋼阻尼元件試驗時按正弦波加載，幅值分別為0.25Δd（5 次循環(huán)）、0.5Δd（5 次循環(huán)）、Δd（10 次循環(huán)），加載平均速率為2 mm/s。

3.1 柱形鋼阻尼元件擬靜力試驗

3.1.1 試件加工與制作

柱形阻尼元件由上海材料所的阻尼鋼加工制作，鋼材屈服強(qiáng)度為345 MPa?；谧枘嵩繕?biāo)參數(shù)及柱形阻尼元件的設(shè)計表達(dá)式（1），得到柱形鋼阻尼元件尺寸見圖13。考慮元件需抵抗剪力和實際情況中與球頭連接的構(gòu)造要求，本案例在柱體上部設(shè)計了長度為96 mm 的等直段，端部設(shè)置有球頭，保證阻尼元件受力方向指向球心。

圖13 柱形阻尼元件尺寸（單位：mm）Fig.13 Cylindrical damper dimensions（Unit：mm）

3.1.2 試驗過程與現(xiàn)象

試驗在同濟(jì)大學(xué)土木工程防災(zāi)國家重點實驗室進(jìn)行，阻尼元件通過高強(qiáng)螺栓分別與頂板與地面連接。試驗時，阻尼元件上方為加載端，下方為固定端，部分試驗情況見圖14。

圖14 柱形阻尼元件試驗情況Fig.14 Cylindrical damper test setup

試驗結(jié)束過程中至試驗結(jié)束后，阻尼元件未出現(xiàn)斷裂及裂紋，且其他部位也無失效現(xiàn)象。

3.1.3 試驗結(jié)果

測試項目有三項：作動器水平推力、阻尼元件關(guān)鍵位置位移、關(guān)鍵位置處應(yīng)變，作動器伺服加載系統(tǒng)測量水平推力；采用拉線式位移計（量程500 mm 與200 mm）測量阻尼器元件水平位移。位移計自等直段與變截面段交界處向下間隔200 mm均勻布置，應(yīng)變測點自等直段與變截面段交界處向下間隔150 mm 設(shè)置。相關(guān)測點分布情況見圖15。

圖15 柱形元件測點分布情況（單位：mm）Fig.15 Distribution of measuring positions（Unit：mm）

球頭處（#1 號測點）的荷載位移曲線見圖16，柱形表面中間部分（*3 號、*4 號、*5 號測點）的應(yīng)變響應(yīng)見圖17。圖17 中應(yīng)變測量結(jié)果進(jìn)一步論證了阻尼元件等應(yīng)變的工作原理，即懸臂端受水平力作用下各斷面的表面應(yīng)變相等。實際情況中，由于柱形阻尼元件截面為圓形，實際貼片位置與理想測點不可避免存在一定偏差，使得圖中各測點應(yīng)變響應(yīng)有所差異。后續(xù)試驗過程當(dāng)中，阻尼元件承受往復(fù)水平荷載，溫度上升劇烈，使得應(yīng)變測點很快失效。

圖16 球頭處荷載-位移試驗曲線Fig.16 Force-displacement test curve

圖17 部分測點應(yīng)變響應(yīng)Fig.17 Strains at measuring positions

3.2 E形鋼阻尼元件擬靜力試驗

3.2.1 試件加工與制作

E 形阻尼元件同樣由上海材料所的阻尼鋼加工制作，基于阻尼元件目標(biāo)參數(shù)及柱形阻尼元件的設(shè)計表達(dá)式（2），得到E形鋼阻尼元件尺寸見圖18。需要說明的是，設(shè)計計算得到的E 形阻尼元件厚度為50 mm，出于市場供貨及成本原因，實際采用70 mm的板材進(jìn)行加工制作。

圖18 E形阻尼元件尺寸Fig.18 E-shaped damper dimensions

3.2.2 試驗過程與現(xiàn)象

對單片E 形阻尼元件進(jìn)行試驗時，通過反力架、滑塊與導(dǎo)軌、地錨等系列裝置配合，采用作動器對阻尼元件進(jìn)行加載，部分試驗情況見圖19。

圖19 E形阻尼元件試驗情況Fig.19 E-shaped damper test setup

試驗結(jié)束過程中至試驗結(jié)束后，阻尼元件未出現(xiàn)斷裂及裂紋，且其他部位也無失效現(xiàn)象。

3.2.3 試驗結(jié)果

測試項目有三項：作動器水平推力、阻尼元件關(guān)鍵位置位移、關(guān)鍵位置處應(yīng)變，相關(guān)測點分布情況見圖20。

圖20 E形元件測點分布情況（單位：mm）Fig.20 Distribution of measuring positions（Unit：mm）

中間銷軸處（#1 號測點）的荷載位移曲線見圖21，橫梁段立面中間部分（*11號、*15號、*19號測點）及邊肢部分（*1 號、*2 號測點）的應(yīng)變響應(yīng)見圖22。圖22 中橫梁段應(yīng)變測量結(jié)果與柱形情況類似，充分說明了阻尼元件發(fā)生變形時，等彎矩橫梁段同時進(jìn)入屈服，表現(xiàn)為沿橫梁長度方向斷面的表面應(yīng)變相等。邊肢部分的應(yīng)變響應(yīng)遠(yuǎn)小于橫梁段，響應(yīng)規(guī)律與圖5 中應(yīng)變云圖一致，即邊肢不參與耗能。

3.3 試驗滯回行為比較

由于E 形阻尼元件的目標(biāo)厚度為50 mm，阻尼元件的設(shè)計屈服力與厚度s呈線性關(guān)系［20］，在與柱形元件進(jìn)行比較，E 形試驗結(jié)果需要乘以一個5/7 的算子進(jìn)行修正。二者力—位移試驗曲線見圖23。由圖可知，基于相同的目標(biāo)設(shè)計參數(shù)，可以看到，兩類鋼阻尼元件試驗力學(xué)行為基本相同。

圖21 中間銷軸處荷載-位移試驗曲線Fig.21 Force-displacement test curve

圖23 兩類鋼阻尼元件試驗結(jié)果對比Fig.23 Comparison of test results

在評述鋼阻尼元件屈服力、屈服位移等參數(shù)時，將試驗結(jié)果得到的力—位移曲線等效成雙線性模型。等效原則如下：根據(jù)包圍面積相等將實測的力—位移曲線等效，具體過程見圖24。首先按初始卸載剛度作直線ME，同時過N點作ME的平行線線NF（M點、N點為卸載點），然后依據(jù)包圍面積相等，確定點P和點Q位置。

圖24 雙直線模型等效原則說明示意圖Fig.24 Schematic diagram of equivalent principle

三種位移條件下其第三圈屈服力狀態(tài)見圖25，二者滯回行為基本相同，文中以柱形元件為例，按面積相等的原則將荷載—位移曲線等效成雙直線模型，對屈服力、屈服位移、強(qiáng)度硬化系數(shù)（屈服后剛度/彈性剛度）等參數(shù)進(jìn)行說明，具體數(shù)值見表1。

圖25雙直線模型等效結(jié)果Fig.25 Equivalent model of test results

表1 鋼阻尼元件試驗結(jié)果Table 1 Test results of steel damper

由表1 中數(shù)據(jù)可知，三種位移條件實測屈服力的平均值為226 kN，與設(shè)計值偏差為-9.5%；實測屈服位移的平均值為33 mm，與設(shè)計值偏差為10%；三種位移條件下強(qiáng)度硬化系數(shù)的平均值為7.4%。文中兩種鋼阻尼元件的最大延性系數(shù)，即最大加載位移（300 mm）與實測屈服位移（33 mm）的比值為9，需要特別說明的是，加載到300 mm時，阻尼元件尚未發(fā)生破壞，真實的最大延性系數(shù)會更高。

4 破壞形態(tài)比較

按第3 節(jié)中規(guī)定制度完成加載后，兩種阻尼元件均為出現(xiàn)破壞現(xiàn)象，之后進(jìn)行了探索性的破壞試驗。對于柱形和E 形元件，以不同平均加載速度在設(shè)計位移下按正弦波形加載，為了更接近地震中墩-梁實際相對速度，試驗中最大加載速度為100 mm/s，具體加載速度及循環(huán)周數(shù)見表2。

表2 破壞性試驗加載情況Table 2 Destructive test loading

累加標(biāo)準(zhǔn)位移試驗已經(jīng)進(jìn)行的10 周循環(huán)加載，柱形元件在62 周后發(fā)生斷裂，E 形則為40 周。兩類元件均在耗能段發(fā)生斷裂失效，具體情況見圖26。由于快速往復(fù)加載，鋼材發(fā)生急劇的塑性變形，溫度不斷升高，紅外線測溫儀測到試驗結(jié)束時柱形元件最高溫度為320 ℃，高溫導(dǎo)致柱形阻尼元件斷口呈黑褐色，見圖26（a），此時采集應(yīng)變與位移的導(dǎo)線已經(jīng)燒灼。關(guān)于E 形，由于加載速度略低于柱形情況，試驗結(jié)束時測到的最高溫度為205 ℃，在等彎矩橫梁段發(fā)生破壞，部分導(dǎo)線由于高溫發(fā)生燃燒現(xiàn)象，見圖26（b）。

破壞性試驗全過程試驗曲線見圖27，阻尼元件直至發(fā)生破壞前，滯回曲線仍然飽滿。參考各國文獻(xiàn)對其加載周數(shù)的要求［23-24］，文中兩種鋼阻尼元件循環(huán)周數(shù)滿足一般地震荷載下的要求，且均表現(xiàn)出較好的耗能特性。

圖26 兩類鋼阻尼元件破壞形態(tài)Fig.26 Failure mode of dampers

圖27 破壞性試驗全過程試驗曲線Fig.27 Test results of destructive test

5 材料用量及空間需求比較

5.1 材料用量比較

基于相同設(shè)計參數(shù)得到的兩類鋼阻尼元件尺寸分別見圖13 和圖18，圖中，柱形元件高度為1 450 mm，E 形元件兩邊肢銷孔之間距離為1 740 mm，前者對豎向安裝空間提出了較高的要求，后者則對平面空間需要更高。關(guān)于材料用量，柱形元件為163 kg，E 形元件按0.71 算子修正后用量為268 kg，柱形節(jié)省近40%。主要因為E 形元件三個肢不參與變形耗能，這一點可從圖5 中的應(yīng)變云圖及圖22 所應(yīng)變測點響應(yīng)中看出。如提供雙向阻尼力時，材料用量會進(jìn)一步節(jié)省，因為柱形元件截面為圓形，一個阻尼元件可同時提供兩個方向的阻尼力，不再需要沿兩個方向分別設(shè)置［4，20］。

5.2 空間需求比較

大跨度斜拉橋抗震設(shè)計中，順向一般采用黏滯型阻尼器，橫向則采用鋼阻尼裝置。對于輔助墩、過渡墩等構(gòu)件，墩柱系梁和主梁之間一般會有足夠的安裝空間，兩類鋼阻尼裝置同等適用。

中小跨徑梁式橋抗震設(shè)計中，對于喇叭形橋墩或者有系梁情況，見圖2（a），墩-梁之間豎向空間充足，若要求提供雙向力，實現(xiàn)雙向震動控制模式時，優(yōu)先采用立式柱形鋼阻尼裝置，見圖28，優(yōu)點有兩個：其一可節(jié)省阻尼元件的材料用量；其二相比于E 形元件需要配合支座導(dǎo)向系統(tǒng)而言，傳力路徑更加清晰簡單。

圖28 立式柱形鋼阻尼裝置構(gòu)造形式Fig.28 Constructions of stand-type cylindrical device

多數(shù)情況下，墩-梁之間豎向距離一般在50 cm 以內(nèi)，更適合E 形元件的使用。為發(fā)揮柱形元件節(jié)省材料的優(yōu)勢，本文提出一種臥式柱形鋼阻尼裝置，見圖29。柱形元件水平設(shè)置，底部通過錨板與主梁連接，為使棒體始終受水平方向的作用力，球頭中心處設(shè)置有銷軸，以保證力的作用點始終指向球心。同時銷軸的設(shè)置使得球頭通過導(dǎo)向架沿縱橋向在導(dǎo)向滑槽內(nèi)自由滑動。地震時，導(dǎo)向滑槽帶動球頭受力。該裝置空間需求與E形情況相當(dāng)，在鋼阻尼方案比選時，成本優(yōu)勢較為明顯。

圖29 臥式柱形鋼阻尼裝置構(gòu)造形式Fig.29 Constructions of horizontal-type cylindrical device

6 結(jié)論與建議

本文首先對比介紹了柱形和E形鋼阻尼元件的力學(xué)模型及技術(shù)實現(xiàn)途徑，基于具體的設(shè)計實例，完成了兩類鋼阻尼元件足尺模型試驗，結(jié)合試驗結(jié)果在滯回行為、破壞形態(tài)、材料用量、空間需求等方面得到以下結(jié)論和建議：

（1）構(gòu)造形式。本文清晰地梳理了橋梁震動控制中，單向震動控制（包括縱橋向和橫橋向）模式、雙向震動控制模式下，各類柱形和E形阻尼裝置的構(gòu)造形式，方便設(shè)計和研究人員選取采用。

（2）滯回行為。足尺試件的擬靜力試驗結(jié)果表明，相同的目標(biāo)參數(shù)下，柱形和E形鋼阻尼元件的滯回行為基本相同。

（3）破壞形態(tài)。兩類鋼阻尼裝置均在設(shè)定的耗能段發(fā)生斷裂失效。需要特別說明的是耗能段由于發(fā)生快速往復(fù)變形，鋼材溫度急劇升高，對文中例柱形情況，在設(shè)計位移循環(huán)加載62 周后，溫度達(dá)305 ℃，這是由鋼材急劇往復(fù)進(jìn)入塑性變形引起的，該段區(qū)域最后因此發(fā)生嚴(yán)重?fù)p傷而斷裂失效。

（4）材料用量。實現(xiàn)橋梁震動的單向控制時，柱形鋼阻尼裝置與E 形相比更為節(jié)省。這是因為E 形元件三個肢并不參與變形耗能，對本文例節(jié)省近40%。雙向震動控制時，立式柱形鋼阻尼裝置材料用量相比于單向控制時會進(jìn)一步減少，這是因為一個立式柱形元件可以同時提供雙向阻尼力。

（5）空間需求。傳統(tǒng)的立式柱形鋼阻尼裝置對豎向安裝空間要求較高，實踐應(yīng)用中受到一定限制。本文提出一種臥式柱形裝置，空間需求與E 形情況相當(dāng)，為發(fā)揮柱形材料的成本優(yōu)勢提供可行的技術(shù)途徑。