基于大应变FRP的自复位摩擦耗能支撑抗震性能研究.pdf

第41 卷第9期2023年9月文章编号：1 0 0 9-7 7 6 7（2 0 2 3)0 9-0 1 7 7-0 9市放技术Journal of Municipal TechnologyVol.41,No.9Sep.2023D0I:10.19922/j.1009-7767.2023.09.177基于大应变FRP的自复位摩擦耗能支撑抗震性能研究白玉磊，席川，许坤*（北京工业大学城市建设学部，北京1 0 0 1 2 4)摘要：为了降低地震对工程结构的影响，消耗地震输入的能量，同时尽可能减少结构的残余变形，提出了一种基于大应变纤维增强聚合物的新型自复位摩擦耗能支撑。首先阐述了支撑的设计过程与工作机理，并对其相关参数进行了研究，评估了关键参数对支撑性能的影响；然后对支撑进行了拟静力试验（试验共包括3 组工况），通过分析各工况中支撑力-位移曲线，验证了支撑的耗能能力与自复位能力；最后基于ABAQUS软件平台对支撑进行了数值模拟。试验与数值模拟结果均表明，将LRSFRP应用在自复位摩擦耗能支撑中具有良好的耗能效果和一定的自复位能力，在工程结构抗震加固中有潜在的应用可能性。关键词：LRSFRP；支撑；拟静力试验；数值模拟；抗震性能中图分类号：U442.55Study on Seismic Performance of Self-centering Energy Dissipative(Faculty of Architecture,Civil and Transportation Engineering,Beijing University of Technology,Beijing 100124,China)Abstract:In order to reduce the impact of earthquakes on engineering structures,consume energy input from earth-quakes,and minimize the residual deformation of structures,a new self-centering energy dissipative brace(SCEDB)based on large rupture strain fiber reinforced polymer(LRS FRP)was proposed.Firstly,the design process and workingmechanism of the support are expounded.The relevant parameters were studied to evaluate the influence of key pa-rameters on the support performance;Then,the quasi-static test of the support was carried out,including threegroups of working conditions.The energy dissipation capacity and self-centering ability of the brace were verified byanalyzing the support-displacement curves of the brace in each working condition;Finally,the brace was numeri-cally simulated based on the ABAQUS software platform.Both the experiment and numerical simulation results showthat the application of LRS FRP in the SCEDB has good energy dissipation effect and certain self-centering ability,which has potential application possibilities in the seismic reinforcement of engineering structures.Key words:LRS FRP;brace;quasi-static test;numerical simulation;seismic performance文献标志码：ABraceBasedonLRSFRPBai Yulei,Xi Chuan,Xu Kun*收稿日期：2 0 2 3-0 4-1 0作者简介：白玉磊，男，教授，博士，主要研究方向为纤维复合材料（FRP)加固混凝土结构、高性能材料与新型结构、桥梁抗震抗冲击性能评估与加固。通讯作者：许坤，男，副教授，博士，主要研究方向为桥梁结构动力灾变与振动控制、城市桥梁快速建造技术。引文格式：白玉磊，席川，许坤.基于大应变FRP的自复位摩擦耗能支撑抗震性能研究 .市政技术，2 0 2 3 41(9)：1 7 7-1 8 4，1 91.（BAIYL，X I C，XUK Study on seismic performance ofself-centering energy dissipative brace based on LRS FRPJ.Journal ofmunicipal technology,202341(9):177-184,191.)178早期桥梁抗震设计理念主要是通过提高结构的延性和耗能能力来实现抗震的目的。通常是将桥梁的桥墩结构设计为延性构件，桥墩结构受到地震作用形成塑性铰区，通过该区域的塑性变形可以实现耗散地震输人能量的目的，同时还延长了桥梁结构的自振周期,从而减小了桥梁结构对地震的响应。虽然将桥梁结构的部分组件设计为延性构件可以有效地避免在地震中发生损伤，但是结构的核心构件和减隔震元件如果在地震中发生了难以恢复的塑性变形，仍然会积累较大的残余变形。而过大的残余变形会使结构的修复难度大大增加，许多受损结构不得不推倒重建。另一种常用的抗震设计理念是基于保险丝 1-2 的理念来提高结构抗震性能的。该种抗震设计理念的核心思想是在桥梁结构体系中设置牺牲构件，这些牲构件会先于主要结构发生屈服，桥梁结构便可以通过牺牲构件的滞回反应来耗散地震输人的能量，从而实现保护主要结构的目的。在小震作用下，牺牲构件基本可以耗散掉地震输入的全部能量，使主体结构完全不受损伤，而牺牲构件通常也易于更换，能够有效持续地保护主体结构。但是在遭遇罕遇地震时，牺牲构件由于能够承受的荷载太小，可能会迅速达到极限荷载而发生破坏，使主体结构产生较大的塑性变形，震后也因为存在残余变形而难以继续使用。为了减少桥梁结构震后的残余变形，国内外学者提出了一种震后无需修或稍加修就可以恢复正常使用功能的结构,即自复位耗能结构 3-5。由于其能够有效减少震后引起的损失并能使桥梁迅速投人使用，故国内外专家对该结构进行了广泛的研究。地震发生时，自复位耗能结构借助自重、预应力构件或高性能材料等获取恢复变形能力，同时利用阻尼元件消耗地震能量，使结构整体行为展示出“旗帜形”的滞回行为。与传统结构相比，自复位耗能结构的最显著特征在于震后的残余变形较小甚至为零。就理论上而言，由于在震后恢复到初始形态，自复位耗能结构的主体在震后无需修就能够继续发挥功能，这一特征不仅极大地提高了单体结构在震后继续使用的可能性，而且有助于达到抗震韧性城市的目标。自复位摩擦耗能支撑是在耗能支撑的基础上发展而来的，而耗能支撑最早是由防屈曲支撑（Buck-Journal of Municipal Technology第41 卷lingRestrainedBrace,BRB)演变而来。BRB由内部核心构件以及外部约束构件组成。内部核心构件主要承担轴向的压力，同时外部约束构件对内部核心构件有横向约束,防止其发生屈曲，因此内部核心构件常常发生全截面屈服，从而获得了拉、压对称的受力性能。Yoshino等 6 提出了一种钢筋混凝土剪力墙中内嵌钢板的结构形式，即使用剪力墙约束内部嵌入的钢板，防止其发生屈曲,该结构也促进了后来BRB的出现。后经过大量学者在该基础上的研究与试验,BRB已能系统、成熟地被设计出来,并将其应用于工程结构中，显著地改善了抗震性能。但由于BRB是通过塑性变形来消耗外界输人的能量，震后还是会存在残余变形,所以对结构的可恢复性有不容忽视的影响。于是Christopoulos等 7-8 设计了一种新型的自复位摩擦耗能支撑（Self-Centering Energy DissipativeBrace,SCEDB)结构。该结构主要包括自复位系统与耗能系统。其中：耗能系统主要借助金属塑性变形、黏弹性材料变形、摩擦等方式实现耗能；自复位系统主要借助自重、预应力构件或高性能材料获取复位能力，常用的材料有碟簧、FRP、记忆合金、预应力筋等。例如Xiao等 9、Xu等 1 0-1 2 开发并试验验证了一种预压弹簧自复位摩擦耗能支撑(PS-SCED),该支撑结合了内外管构件之间的摩擦耗能装置与预压圆盘弹簧机制。Miller等 1 3-1 4 提出了一种自复位防屈曲支撑(SC-BRB),该支撑由典型的BRB结构、1 组自由浮动锚固板以及预张超弹性NiTi形状记忆合金（SMA）棒夹紧的同心管组成。这些装置都或多或少地提高了结构的抗震性能。纤维复合材料(Fiber Reinforced Polymer,FRP)由于具有抗腐蚀、易于制作、轻质高强、结构形式多等优点，近年来在桥梁抗震领域中得到了广泛的应用。但由于主流FRP断裂应变比较低,所以耗能能力相对较差。因此，学者们研究出了一种利用聚对苯二甲酸乙二醇酯(Polyethylene Terephthalate,PET)纤维制成的新型大应变FRP材料(Large-Rupture-StrainFRP,LRSFRP,拉伸断裂应变值大于5%,是主流FRP的2 倍以上)弥补了主流FRP材料的不足。目前,国内外鲜有将FRP应用于自复位结构以提供恢复力的研究,故笔者尝试将大应变FRP材料应用于自复位结构中并进行研究，以便对现有自复位摩擦耗能支撑结构提供更多选择。第9期白玉磊等：基于大应变FRP的自复位摩擦耗能支撑抗震性能研究1791大应变FRP自复位摩擦耗能支撑SI1.1支撑设计与工作机理LRSFRP自复位摩擦耗能支撑构造图见图1。a)支撑未滑动处于初始状态时S2651-左端楔形内芯；2-右端楔形内芯；3-上部外套管；4-下部外套管；5-LRSFRP管；6-左端板；7-右端板。4a）支撑组件1 示意图b)支撑处于受拉状态时c)支撑处于受压状态时图2 支撑工作机理图b）支撑组件2 示意图c)外套管构造图图1 LRSFRP自复位摩擦耗能支撑构造图Fig.1 Structural drawing of self-centering energy dissipative braceof LRS FRP由图1 可知，该支撑构造简单，由外套管、楔形内芯、LRSFRP管、端板组成。外套管、楔形内芯均采用Q345高强度钢制作，LRSFRP管通过泡沫模具手糊制作。上、下外套管里各有与楔形内芯对应的2 个凹槽，楔形内芯安装在凹槽中,LRS FRP管环绕在外套管外部，2 个楔形内芯伸出部分的末端分别焊接在左、右端板上。支撑工作机理见图2。1)由图2 a)可知，支撑未滑动处于初始状态时，支撑受到的荷载小于支撑外套管与楔形内芯之间的摩擦力。图中参数d代表2 个楔形内芯在工作状态时相隔的水平距离，S1、S 2、S，为不同状态下上、下Fig.2 The support mechanism外套管之间的距离。初始状态时，水平距离d、竖直距离S,均保持不变。2)由图2 b)可知，当支撑受到的荷载作用大于楔形内芯与外套管之间的摩擦力时，2 个楔形内芯将向互相远离的方向运动,此时水平距离d变大，上、下外套管之间的竖直距离S2也随之增大（S2SI)，LRSFRP管将受到拉伸作用，此时纤维束存在收缩的趋势将产生一个回缩力，回缩力挤压外套管，从而增加了外套管与楔形内芯之间的正压力，进而增大了摩擦力。在这一过程中,楔形内芯与外套管始终贴合、持续耗能，且随着受拉荷载的增大，耗能能力和恢复力都随之增加。支撑中2 个楔形内芯构造完全相同,因此在支撑发生位移时,2 个楔形内芯水平位移值相等。整个过程上、下外套管受力对称，处于自平衡状态，这也有利于支撑的稳定。当楔形内芯滑出外套管中的轨道时，支撑将不能继续工作，因此支撑能够承受的最大变形值取决于LRSFRP管的约束力以及楔形内芯伸长端的长度。当外荷载撤去后，LRSFRP管提供的恢复力使2 个楔形内芯朝初始位置运动，但由于存在摩擦力，所以支撑仍然在耗能，直到支撑恢复到静止状态。3)由图2 c)可知，当支撑受到的荷载作用大于180楔形内芯与外套管之间的摩擦力时,2 个楔形内芯将向相互靠近的方向运动。与受拉状态一样,支撑的竖向位移Ss(S3Si)、水平距离d都将增大,支撑耗能、恢复力也随之增大。由于受压时支撑中2 个楔形Journal of Municipal Technology第41 卷Falip=nFn(sin+cos)。(5)将式(4)代人式(5),得到：nFs.(sin+cos 0)Fu=ncos-usin(6)OFull内芯相向运动，所以支撑能够承受的最大变形值主要取决于楔形内芯水平距离d以及LRSFRP管的形变量。当外荷载撤去后,LRSFRP管提供的恢复力使支撑恢复到静止状态，支撑实现自复位。从上述支撑工作原理可以看出，无论是受拉状态还是受压状态，支撑都耗散了大量的能量且能够恢复到静止状态，说明支撑的抗震性能良好。1.2力学模型由上文可知，支撑受拉与受压时的工作机理一样，因此仅就受拉时力学模型进行阐述，见图3。F.F2Fa2Fig.3 Mechanical model(take the tension as an example)由图3 可知，当楔形内芯受拉滑动时，单个LRSFRP管提供的恢复力为Fsr，显然，LRSFRP管恢复力与其截面面积A、弹性模量E、拉伸长度。有关,即：Fs,r=EA s。(1)外套管与楔形内芯间摩擦力：Fi=uFN。式中：为外套管与楔形内芯间摩擦系数;Fn为楔形内芯受到的正压力。由图3 所示几何关系可知，在竖直方向上有：Fs,r=Fncos-Frsin 0。(3)式中：0 为楔形内芯与外套管接触面与水平面的夹角。将式(2)代人式(3),得到：Fs,=Fn(cos-usin0)。设若支撑包裹n个LRSFRP管，则在水平方向由力的平衡可以得到支撑受拉时的滑移力：由式(6)可知，当LRS FRP管提供的恢复力Fs,达到最大时，将得到支撑最大位移，和最大荷载。根据文献 1 5 测得LRSFRP断裂应变在5%以上，笔者假设LRSFRP断裂应变为5%,此时形变量为，则可提供最大恢复力Fmx。由几何关系可得到：A,=4 tan 0cos-u sin 当荷载撤去时，类似地可以得到支撑最大恢复力Frecoveing，则有以下关系：FrFrecovering=FN通过式(1)(9)可以得到支撑力-位移曲线，F见图4。AF图3 力学模型（受拉为例）(7)(8)nFs,(sin-cos)(9)cos+sin FaipF(2)(4)EAEA图4支撑力-位移曲线Fig.4 The support-displacement curves由图4可知，该支撑具有较好的耗能能力和自复位能力。为了保证支撑可以返回到初始位置，显然tan。因此将角度与摩擦系数合理组合、灵活调节对支撑的应用尤为重要。1.3参数研究根据上一节力学模型的分析，可以看出支撑的性能与诸多参数有关。因此，笔者将探讨这些参数对支撑工作时性能的影响。为了便于分析,赋予了支撑相关参数的具体值：LRSFRP单管宽度为50 mm,厚度为1.6 8 2 mm，长度为6 2 0 mm，弹性模量为8.3 GPa；楔形内芯角度=2 1,摩擦系数=0.07。当研究某一第9期参数对支撑工作性能影响时，其他参数均保持不变。摩擦系数对支撑性能影响见图5，楔形内芯角度对支300u=0.07-=0.11200=0.141000-100-200-300-203002001000-100-200-300-203002001000-100-200-300-20白玉磊等：基于大应变FRP的自复位摩擦耗能支撑抗震性能研究-100位移/mma)支撑力-位移曲线Fig.5 Influence of friction coefficient on support performance0=15-0=180=21-10a)支撑力-位移曲线Fig.6 Influence of wedge shaped inner core angle on support performanceL=40cm-L=50cm.L=60 cm-10位移/mma)支撑力-位移曲线图7 LRSFRP管包裹长度对支撑性能影响Fig.7 Influence of wrapping length of LRS FRP pipe on support performance181撑性能影响见图6,LRSFRP管包裹长度对支撑性能影响见图7。160一u=0.07140一=0.11一u=0.141201008060402001020图5摩擦系数对支撑性能影响10080/影鲁十鲨6040200010位移/mm图6 楔形内芯角度对支撑性能影响16014012010080604020001002002005-=150=180=215L=40cm-L=50 cmL=60cm510位移/mmb)耗能曲线10位移/mmb)耗能曲线1015位移/mmb)耗能曲线1515202020252525182从图57 可以直观看到各项参数对支撑性能以及耗散能量总和的影响。为了方便分析,所有参数研究均假设支撑能恢复到原位,即utan,所有结论均可通过1.2 节中的等式证明得到，故不再详细解释。1)由图5a)可知,当摩擦系数增大时,支撑的最大荷载与恢复力变化较小，但随着摩擦系数的增大，支撑的加载刚度随之增大，卸载刚度减小，支撑力-位移曲线上升段极值变大，下降段极值变小，曲线整体变宽、面积增大,耗能能力显著提高；由图5b)可知，当楔形内芯摩擦系数从0.0 7 增大到0.1 4时，支撑的耗能能力也增大了1 倍，但如果值过大，卸载刚度可能会降为负值，导致自复位能力丧失，所以支撑参数需严格遵守tan0。2)由图6 a)可知,随着楔形内芯角度的增大,加载刚度和卸载刚度显著增大，支撑的最大荷载和恢复力也随之增大，表明楔形内芯角度的变化对支撑的自复位性能影响较大；由图6 b)可知，当楔形内芯角度增大时，支撑的耗能能力提升幅度很小，表明楔形内芯角度的变化对支撑的耗能性能影响比较小。3)由图7 a)可知,随着L值的增大，支撑力-位移曲线加载刚度和卸载刚度均增大，支撑的最大荷载和恢复力也随之增大，表明L值对支撑的自复位能力有较大影响；由图7 b)可知,随着L值的增大，支撑的耗能能力也有所提高，表明LRS FRP管包裹总长度对支撑的耗能能力同样具有较大的影响。通过上述支撑影响参数分析可知，楔形内芯角度对支撑的自复位能力影响比较大，楔形内芯与外套管之间的摩擦系数对支撑的耗能能力影响显著，而LRSFRP管包裹总长度对支撑的自复位能力和耗能能力均有较大影响。因此,在实际工程中,可以根据工程结构性能的需求，灵活选取适宜的参数。当支撑应用于柔性结构时，可以适当调小各个参数值，以保证在较小的力时支撑可以活动；如果结构弯曲幅度比较大，则各项参数可以采取较大值。另外，在保证各项需求得到满足的情况下，应尽可能地增大摩擦系数，这样可以充分发挥支撑的耗能能力。2支撑试验2.1试件设计与制作支撑组件具体参数见图8。其中：外套管全长600mm,宽90 mm；套管内开凹槽以放置楔形内芯；Journal of Municipal Technology试件编号PET100PET200PET3002.2材料属性LRSFRP管由日本某公司生产,采用的胶体由上海某公司生产。LRSFRP管弹性模量采用文献 1 5中E=8.9GPa为试验参数。2.3位移计布置与加载将组装好的支撑安装在试验仪器上，楔形内芯两端延伸部分与端板焊接，两端板分别又与反力架和作动器连接，作动器采用1 0 0 0 kN的水平伺服液压机，左右各有1 个位移计用以测量支撑楔形内芯位移的大小，下部布置1 个位移计测量外套管位移以验证外套管-楔形内芯位移关系，水平伺服液压机机身内有传感器以测得支撑的轴向力。对支撑进行拟静力试验，采用低周循环加载方式进行位移加载，加载峰值分别为5、1 0、1 5mm，每个循环执行2 次。第41 卷楔形内芯全长3 2 0 mm，厚度7 0 mm，端部高3 0 mm，中部高1 1 0 mm,角度为2 1。2 个楔形内芯间距为100mm,以保证内芯的自由活动。外套管与楔形内芯均由Q345钢制成,所有棱角均由圆角过渡,以消除集中应力。外套管与楔形内芯接触面需镀铬以增加耐磨性。LRSFRP采用环氧树脂胶制成管状。1203050Fig.8 Specific parameters of brace components共设置3 组工况，试件参数详情见表1。LRSFRP管均匀分布在支撑外套管长度范围内。表1 试件参数详情Tab.1Details of specimensPET层数PET总长度/mm24002400260021a)楔形内芯具体参数b)外套管具体参数图8 支撑组件具体参数110组合方式/mm4x10022002x300第9期2.4结果分析试验结果对比见图9。300PET100PET200200PET3001000-100-200-300-20300200100N/0-100-200-300-20b)理论结果与试验结果对比(PET200)图9试验结果对比Fig.9 Comparison of the experiment results1)由图9a)可知，LRSFRP管总长度6 0 0 mm的峰值力大致为总长度40 0 mm的1.5倍，与预估相符。在总长度一致的情况下2 个2 0 0 mm长度的峰值力比4个1 0 0 mm长度的最大荷载高1 0%左右，表明采用LRSFRP管整体受力性能更佳。因此直接采用1个6 0 0 mm长度的LRSFRP管包裹可使支撑性能最佳。2)由图9b)可知，支撑具有良好的能量耗散能力和自复位能力。试验得到的峰值力和刚度与理论值基本吻合，验证了上述理论结果的正确性，同时也说明试验的成功性。但是，试验中3 种工况下支撑力-位移曲线卸载段均与理论出现了偏差，使刚进入卸载段时，支撑受到的力几乎降到了零。其原因是LRSFRP材料的白玉磊等：基于大应变FRP的自复位摩擦耗能支撑抗震性能研究-100位移/mma)各工况试验结果对比试验理论-10位移/mm183回缩具有滞后性,在卸载时LRS FRP管回缩的速度小于外套管复位的速度，导致LRSFRP管与外套管之间出现了间隙，传感器因此没有采集到数据。为了验证这一想法，笔者以非常缓慢的速度进行了一次加载,同时每卸载1 mm的位移,停止加载，以等待LRSFRP管的回缩，观察支撑力-位移曲线卸载段是否存在一定大小的恢复力。但是经过几次测试后，曲线依然没有变化，推测可能在LRSFRP管与外套管存在间隙之后仪器不能采集到支撑的恢复力大小。因此，该试验还需要进一步优化。支撑2 次相同位移加载的支撑力-位移曲线见1020010图1 0。300200100NV/0-100-200-300-2020图1 0 支撑2 次相同位移加载的支撑力-位移曲线Fig.10 The support-displacement curves under supporting twosame displacement&loads由图1 0 可知，支撑在每个循环位移中，支撑力-位移曲线基本重合，刚度基本没有发生变化。可见，虽然试验中支撑卸载段恢复力异常，但LRSFRP管在试验过程中均处于弹性阶段且在每个循环位移中都完全回缩，使支撑恢复到了初始位置。3数值模拟为了验证理论与试验的正确性，保证支撑在实际工程中能够应用,采用ABAQUS建立了详细的支撑3 D有限元模型（见图1 1)。楔形内芯与外套管所有单元均采用“八节点三维 单元建模（C3D8R），都是由Q345钢材加工制成(Q345钢材屈服之前,与理想弹性体相似,屈服之后的应力在塑性应变大范围内均保持不变，与理想塑性体相似)。由于文献 1 6 对塑性设计的规定是以理想弹塑性体的假设为依据，没有考虑应变硬化作用，第1 圈一第2 圈-10位移/mm01020市放技术184Journal of Municipal Technology图1 1 有限元软件中支撑三维图Fig.11 3D drawing of brace in finite element software因此在ABAQUS中将Q345钢材赋予了理想弹塑性体本构关系。LRSFRP管采用壳单元建立，由于其在试验中一直处于弹性阶段，因此将其视为弹性材料，赋予弹性模量。具体材料参数见表2。表2 材料参数Tab.2 Material parameters材料名称E/MPaQ3452.1x105LRS FRP8300在位移循环荷载下，楔形内芯将沿着外套管凹槽滑动，采用表面与表面接触来模拟其行为。切向行为摩擦系数设为0.0 7,法向行为采用硬接触，即允许表面在没有任何阻力的时候发生分离，只要它们发生接触,就能产生正压力。为了防止支撑移动,将一端固定,在另一端施加图8 中的位移循环荷载，楔形内芯只能在支撑轴向方向运动，其他自由度均被限制。有限元结果与理论结果对比见图1 2。300理论一有限元2001000-100-200-300-20图1 2 有限元结果与理论结果对比Fig.12 Comparison between finite element results and theoreticalresults第41 卷通过分析可以得到，数值模拟结果与理论分析结果基本一致,表明了数值模拟的准确性,同时也说明支撑具有良好的耗能性能与复位能力。4结论笔者在大应变FRP的基础上,提出了一种新型的自复位摩擦耗能支撑,将它应用于工程结构中可以提供能量耗散以及自复位能力，在地震中可以显著减少结构的残余位移；介绍了支撑的工作机理、力学模型,探讨了其重要参数对支撑的性能影响,并以理论、试验以及数值研究相结合的方式对支撑的自复位能力和能量耗散能力进行了验证。经过分析得出了以下结论：1)笔者所提出的支撑构造简单、造价低廉，能够在工程领域中推广应用。该支撑采用摩擦耗能作为耗能机制,采用镀铬技术增强支撑的耐久性,具有耗能性能稳定的优点；此外，采用了LRSFRP管作为复位系统，不但减轻了支撑的自重，还提高了支撑的刚度与恢复力能力，显著地增强了支撑的工作性能。345540-100位移/mm0.310202)对支撑构造进行了理论分析、试验研究以及数值模拟,其结果表明支撑的能量耗散与自复位能力性能优良。3)通过ABAQUS分析研究发现，支撑外套筒与楔形内芯的摩擦系数、LRSFRP外套管的长度、楔形内芯的角度对支撑的耗能与自复位能力具有显著的影响。因此在实际工程中，可根据具体的应用需求，选择合适的支撑参数，对支撑结构进行灵活的设计。参考文献 1 EL-BAHEY S,BRUNEAU M.Bridge piers with structural fusesand bi-steel columns.I:experimental testingJJ.Journal of bridgeengineering,2012,17(1):25-35.【2 王威，王鑫，任英子.建筑结构中分灾保险丝的设计理念与研究进展 J.建筑结构，2 0 1 8,48（Sup1)：3 3 3-3 3 8.（WA NG W，WANG X,REN Y Z.Design concept and research progress ofdisaster mitigation fuses in building structuresJJ.Building structure,2018,48(Sup1):333-338.)3 MCCORMICK J,ABURANO H,IKENAGA M,et al.Permissibleresidual deformation levels for building struc tures consideringboth safety and human elements:proceedings of the 14th worldconference on earthquake engineeringC.Beijing:SeismologicalPress,2008:12-17.4 PRIESTLEY,JN M.The PRESSS program:current status and pro-posed plans for phase IIJ.Pci journal,1996,41(2):22-40.（下转第1 91 页）第9期ternational journal of fluid mechanics research,2002,29(3/4):14.【8 苏益，李明水，杨阳，等.山区单悬臂廊桥结构抖振响应及等效风荷载 J.西南交通大学学报，2 0 1 9,54(1)：1 2 1-1 2 8.（SUY,LI M S,YANG Y,et al.Buffeting response and equivalentwind load of single cantilever corridor bridge in mountainous ar-easJ.Journal of Southwest Jiaotong University,2019,54(1):121-128.)【9陈豪.玻璃景观桥风荷载特性及风致振动舒适性评价 D.成都：西南交通大学，2 0 1 7.（CHENH.Windload characteristicsof glass landscape bridge and evaluation of wind-induced vibra-tion comfortD.Chengdu:Southwest Jiaotong University,2017.10 诊许福友，谭岩斌，张哲，等.某人行景观悬索桥抗风性能试验研究 J.振动与冲击，2 0 0 9,2 8(7)：1 43-1 46,1 7 4,2 1 8-2 1 9.（XUF Y,TAN Y B,ZHANG Z,et al.Wind-resistant performance ofone land scape suspension footbridgeJ.Journal of vibration andshock,2009,28(7):143-146,174,218-219.)11张帅光.群山环境下某景观斜拉桥的风致响应研究 D.杭州：浙江大学,2 0 2 0.(ZHANG S G.Study on wind-induced responseof a landscape cable-stayed bridge under mountainous terrainD.Hangzhou:Zhejiang University,2020.12 孟永旺.大跨度人行悬索桥颤振稳定性与人致振动响应研究D.长沙：湖南大学,2 0 1 5.（MENGYW.Studyon flutter sta-bility and vibration response due to pedestrian walking of long-span suspension footbridgeD.Changsha:Hunan University,2015.1 3 中华人民共和国交通运输部.公路桥梁抗风设计规范：JTG/T（上接第1 8 4页）5 PRIESTLEY M,SRITHARAN S,CONLEY J R,et al.Preliminaryresults and conclusions from the PRESSS five-story precast con-crete test buildingJ.Pci journal,1999,44(6):42-67.6 YOSHINO T,KARINO Y.Experimental study on shear wall withbraces:Part 2J.Architectural Institute of Japan,Structural En-gineering Section,1971,11:403-404.7 CHRISTOPOULOS C,PAMPANIN S,PRIESTLEY M JN.Per-formance-based seismic response of frame structures includingresidual deformations part I:single-degree of freedom systemsJJ.Journal of earthquake engineering,2012,7(1):97-97.8(CHRISTOPOULOS C,TREMBLAY R,KIM HJ,et al.Self-cen-tering energy dissipative bracing system for the seismic resistanceof structures:development and validation J.Journal of structuralengineering,2008,134(1):96-107.9 XIAO S,XU L,LI Z.Seismic performance and damage analysisof RC frame-core tube building with self-centering braces J.Soil dynamics and earthquake engineering,2019,120:146-157.10 XU L,LIU J,LIZ.Cyelic behaviors of steel plate shear wall withself-centering energy dissipation braces J.Journal of construc-tional steel research,2019,153:19-30.11 XU L,YAO S,SUN Y.Development and validation tests of an as-sembly self-centering energy dissipation braceJ.Soil dynamicsand earthquake engineering,2019,116:120-129.李航等：异形人行景观斜拉桥全桥气弹模型风洞试验研究(FRP)性能及其应用。1913360-012018S.北京：人民交通出版社，2 0 1 8：1 5,7 5.（Min-istry of Transport of the Peoples Republic of China.Wind-resis-tant design specification for highway bridges:JTG/T 3360-01-2018S.Beijing:China Communication Press,2018:15,75.14李志刚，阳霞，任伟新。一座异形斜拉桥的动力有限元模型与验证 JJ.振动与冲击,2 0 1 7,3 6(1 2)：55-6 0.（LIZG,YANGX,REN W X.Dynam