拉索減震支座的抗震性能分析

袁萬城,王斌斌

(同濟(jì)大學(xué) 土木工程防災(zāi)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室, 上海200092)

近幾十年來, 減隔震技術(shù)作為提高結(jié)構(gòu)抗震性能的一種技術(shù)得到了廣泛發(fā)展和應(yīng)用.減隔震技術(shù)通過采用減隔震裝置來盡量將結(jié)構(gòu)或構(gòu)件與可能引起破壞的地震地面運(yùn)動或支座運(yùn)動分離開來, 大大減少傳遞到上部結(jié)構(gòu)的地震力和能量[1].

減隔震的基本原理為:①利用柔性支承以延長結(jié)構(gòu)的自振周期, 從而減小結(jié)構(gòu)由于地震引起的內(nèi)力反應(yīng);②利用阻尼器或耗能裝置以控制由于周期延長而導(dǎo)致的過大的相對位移.同時(shí)減隔震裝置應(yīng)具有足夠的剛度和強(qiáng)度,以支承正常使用極限狀態(tài)下的水平力.

連續(xù)梁結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)中,一般只設(shè)置一個(gè)固定墩.地震作用下, 縱橋向的地震荷載基本由設(shè)置在固定墩上的固定支座來承受,因此固定墩及其下部基礎(chǔ)處于不利的受力狀態(tài)[2].如果一味要求固定墩及其基礎(chǔ)滿足強(qiáng)度要求, 則是不經(jīng)濟(jì)的.如果采用延性抗震設(shè)計(jì),則固定墩不可避免會發(fā)生損傷,這對震后修復(fù)不利.而如果采用減隔震設(shè)計(jì), 則可既提高抗震性能,又可減少經(jīng)濟(jì)方面的地震風(fēng)險(xiǎn).

分層橡膠支座、鉛芯橡膠支座、阻尼器等為目前常用的一些減隔震裝置.分層橡膠支座應(yīng)用較廣,由于其不具備耗能能力,必須與其他支座聯(lián)合使用.鉛芯支座結(jié)合了分層橡膠支座和鉛阻尼器的特點(diǎn), 在地震激勵(lì)下具有較小的水平剛度和較大的阻尼特性,但由于其承載能力及變形較小, 應(yīng)用受到限制.盆式支座具有承載能力強(qiáng)、摩擦系數(shù)小、水平伸縮位移大的優(yōu)點(diǎn),但是該類支座沒有任何自恢復(fù)能力,支座響應(yīng)的可靠性得不到保證.FPS (friction pendulum system)具有良好的自回復(fù)、抗平扭能力[3-4] ,同時(shí)造價(jià)相對較高、施工簡單, 這種支座的缺陷主要是圓弧型滑動面在地震過程中使上部結(jié)構(gòu)產(chǎn)生一定量的上升位移,在墩高差異較大的連續(xù)梁橋體系中各墩的不同上升位移使梁體產(chǎn)生不等高的支座沉降.粘滯阻尼器一般不改變結(jié)構(gòu)的周期、振型等動力特性, 其產(chǎn)生的阻尼力與結(jié)構(gòu)產(chǎn)生的內(nèi)力反應(yīng)存在90°相位差,具有良好的減震效果,同時(shí)還滿足日常溫度變化、收縮徐變等引起的梁體變形要求[5],但是由于造價(jià)原因一般應(yīng)用于中大跨橋梁上.

本文以開發(fā)的拉索減震支座為例, 通過連續(xù)梁橋的計(jì)算對比分析, 得出其減震效果,并進(jìn)行了參數(shù)的優(yōu)化分析,得到了相應(yīng)的結(jié)論.

1 拉索減震支座設(shè)計(jì)及能力試驗(yàn)

GPZ(Ⅱ)型盆式橡膠支座[6]是根據(jù)JT391 —1999 標(biāo)準(zhǔn)而設(shè)計(jì)的, 是由鋼構(gòu)件與橡膠組合而成的橋梁支座.它利用密封于鋼盆中的橡膠塊在三向受力時(shí)產(chǎn)生的反力承受垂直荷載, 利用橡膠的彈性滿足梁端的轉(zhuǎn)動.通過上支座板的不銹鋼板與聚四氟乙烯的自由滑動完成橋梁上部構(gòu)造的水平位移.它具有承載能力大、水平位移量大、轉(zhuǎn)動靈活等特點(diǎn).拉索減震支座(圖1)由GPZ(Ⅱ)型盆式橡膠支座改裝而成,為極端荷載作用下優(yōu)化結(jié)構(gòu)受力且限制過大位移而設(shè)計(jì).

圖1 支座構(gòu)造(單位:mm)Fig .1 Structural diagrammatic sketch of bearing(unit:mm)

支座中心處采用了抗剪螺栓, 其抗剪強(qiáng)度按照承載力的5 %～10 %設(shè)計(jì).抗剪螺栓使支座表現(xiàn)為固定支座的結(jié)構(gòu)形式, 然而當(dāng)發(fā)生地震,上座板與下座板之間傳遞的水平力大于抗剪螺栓的剪切強(qiáng)度時(shí),抗剪螺栓斷裂, 一方面得以消耗部分地震能量而保護(hù)橋體,另一方面使支座發(fā)生轉(zhuǎn)型, 由固定支座變?yōu)榛顒又ё?拉索以錨固形式聯(lián)結(jié)于上、下座板上, 當(dāng)抗剪螺栓斷裂后,在上、下座板移位時(shí)起到緩沖限位作用,并且在地震后使上、下座板可靠復(fù)位.圖2 為支座的實(shí)物圖.其中拉索的水平設(shè)計(jì)荷載按支座豎向承載力的30 %～40 %計(jì).設(shè)水平設(shè)計(jì)荷載為F,拉索索力為T,截面積為S,拉索張緊時(shí)與水平面的夾角為α,則拉索中應(yīng)力σ為

圖2 試驗(yàn)的支座實(shí)物Fig.2 Experimental diagram of bearing

根據(jù)計(jì)算知,若每根拉索所需承擔(dān)水平力為100 kN,則拉索可由一束3φ15 .24 鋼鉸線組成.此外以縱向滑動支座為例, 設(shè)支座高度為H,頂板長度為A,寬度為B,底盆長度為C,寬度為D,支座設(shè)計(jì)水平位移量為δ,其可按照水平正交方向分解為δx和δy,索長水平投影為L xy,索長為L.

由于拉索減震支座為板式支座和鋼索組合而成,因此其恢復(fù)力特性可以看作是2 種恢復(fù)力特性的組合:滑動板式支座和拉索.初始剛度為板式支座的靜摩擦剛度, 屈服力為最大靜摩擦力.屈后剛度基本為拉索的彈性拉伸剛度.這種拉索減震支座彌補(bǔ)了滑動摩擦型支座的不可自回復(fù)性.圖3 為支座擬靜力試驗(yàn)所得到的滯回曲線.圖4 則為計(jì)算模型中采用的支座水平向恢復(fù)力特性.圖中K1為摩擦支座的初始剛度,K2為拉索的水平向拉伸剛度.相關(guān)研究表明此模型可模擬實(shí)際支座性能[7].圖中由于拉索初始為松弛狀態(tài), 因此在發(fā)生了一定量的相對位移后拉索繃緊, 發(fā)生作用.同時(shí)由于支座的制作未達(dá)到完全對稱的狀態(tài), 因此正負(fù)向的曲線不是很對稱.

圖3 支座試驗(yàn)時(shí)的滯回曲線Fig .3 Hysteretic loops for the bearing

圖4 數(shù)值計(jì)算中拉索減震支座的恢復(fù)力特性Fig.4 Hysteretic characteristics for the bearing in the numerical model

2 算例分析

以某一連續(xù)梁為背景, 對上述減隔震裝置的應(yīng)用及其減震效果進(jìn)行了分析.橋梁為3 ×35 .0 m 中等跨度連續(xù)梁橋, 上部結(jié)構(gòu)為等高的預(yù)應(yīng)力混凝土箱梁,橋面寬為19 .0 m,梁體高約1 .8 m,采用C50混凝土和普通鋼筋及預(yù)應(yīng)力鋼筋.橋墩為排架墩,墩身尺寸為2 .0 m ×2 .5 m ,采用C40 混凝土和普通鋼筋,最矮墩高約9 .0 m(橋面縱坡為0 .4 %),從左向右,墩編號為P1～P4 ,全橋計(jì)算模型見圖5 .橋址場地為Ⅱ類場地.計(jì)算采用美國加州大學(xué)伯克利分校的結(jié)構(gòu)分析軟件SAP2000[8].計(jì)算模型中主梁和橋墩采用線性桿單元模擬(假定橋墩不發(fā)生塑性變形), 橋梁承臺底的樁基礎(chǔ)按彈簧處理.活動滑板支座和減隔震裝置都采用非線性連接單元模擬.

圖5 連續(xù)梁橋計(jì)算模型Fig.5 Computational model of continuous bridge

地震輸入采用一組6 條人工地震波, 計(jì)算結(jié)果取平均值.地震波的加速度峰值調(diào)整為0 .4g,阻尼比取為5 %.計(jì)算中同時(shí)考慮豎向和水平向輸入,豎向地震動加速度為相應(yīng)水平向的地震動乘以調(diào)整系數(shù).

為了進(jìn)行比較分析,首先采用了5 種模型進(jìn)行比較:①原始支座布置模型.假定P3 處為固定盆式支座GPZ(Ⅱ)15GD ,在地震作用下不發(fā)生破壞, 其他橋墩上為聚四氟乙烯滑動板式支座.②分散型支座模型.所有的支座的采用分散型橡膠支座, 水平剛度從5 000 kN ·m-1至16 000 kN ·m-1不等, P3 處采用較大剛度, 邊墩處采用較小剛度.③拉索減震支座模型.在P3 處采用新型拉索減震支座, 設(shè)定支座的初始自由行程為±2 cm ,摩擦系數(shù)為0 .02 ,一側(cè)拉索的拉伸剛度為105kN ·m-1.其他橋墩上為聚四氟乙烯滑動板式支座.④類似的拉索減震支座模型.在P3 處采用新型拉索減震支座,設(shè)定支座的初始自由行程為±10 cm,其他橋墩上也為聚四氟乙烯滑動板式支座.⑤全部拉索減震支座模型.橋墩上支座均采用與模型③中相同的支座.

首先考察減隔震支座的力學(xué)特性, 圖6 為第1條地震波輸入時(shí)的支座滯回模型, 可以看出與前述試驗(yàn)所得的滯回模型(圖3)類似,也與之前設(shè)定的支座數(shù)值恢復(fù)力特性吻合(圖4),說明程序中支座的模擬合理,能夠代表真實(shí)支座的特性.

圖6 地震輸入時(shí)支座的滯回曲線Fig .6 Hysteretic loops for the bearing in the numerical model

表1 為5 種模型中縱橋向各個(gè)橋墩上支座的地震軸力P和地震水平力V的計(jì)算結(jié)果, 可以看出如果使用常規(guī)的固定墩、滑動墩布置模式,則固定墩上的縱向水平力很大, 本例中為5 600 kN ;如果設(shè)定固定盆式支座的水平承載力為豎向承載力的20 %(即為15 000 kN ×20 %=3 000 kN), 則固定支座在0 .4g加速度的地震輸入下會被剪壞.為了防止不被剪壞, 則需要提高支座的規(guī)格.而模型②中均采用分散型橡膠支座, 則可認(rèn)為各橋墩共同承受水平地震力,承擔(dān)的地震力大小與支座的剛度相對大小有關(guān),在P3 墩上的支座剛度最大, 則其水平力也為最大,達(dá)到了2 458 kN,但相比模型①中減小了很多.模型③中則僅在原固定墩處設(shè)置拉索減震支座,水平力減小到了3 485 kN,減小了約40 %.效果比較明顯.模型④中拉索減震支座的初始自由行程較大, 同時(shí)水平力也減小了很多.模型⑤中均為拉索減震支座,可以看出各墩的水平力都在3 000 kN 左右, 固定墩處的減震效果明顯, 同時(shí)其他原滑動墩處的地震力有所增大.表中地震軸力變化不大, 所以后續(xù)的分析中不考慮地震軸力變化的情況.

表1 各模型中支座地震軸力及縱橋向水平力對比Tab.1 Comparison of seismic axial force and longitudinal force in different models

表2 為各模型中支座的變形對比, 可以看出模型①和模型②中除P3 以外的支座的變形都很大,超過了15 .0 cm .采用拉索減震支座且支座的自由程較小時(shí), P3 處墩、梁相對位移減小到了5 .5 cm ,但是一旦自由程較大, 那么最終支座處墩梁相對位移也隨之增大.若所有墩都采用較小自由程的減震支座,則所有橋墩上支座變形都可控制在5 .0 cm 左右.

表2 各模型中縱橋向支座變形對比Tab.2 Comparison of longitudinal deformation of bearing in different models

表3 為地震輸入下4 種模型中P1～P4 橋墩墩底截面的縱向地震剪力V和縱向地震彎矩M的比較,可以看出, 與前述支座的水平力變化規(guī)律類似.模型①中固定墩的地震彎矩為其他滑動墩的5 倍左右,如果采用分散型橡膠支座,則原固定墩處墩底截面地震彎矩減小了超過一半, 但其他原滑動墩墩底地震彎矩則有不同程度的增加, 增加的幅度跟橋墩處支座的彈性剛度有關(guān).彈性剛度與其他橋墩相比較小則分擔(dān)的地震力較小,反之則地震力較大.模型③中滑動墩墩底內(nèi)力基本不變, 拉索減震支座下橋墩墩底內(nèi)力則減小了40 %左右.如果全部采用減震支座, 則P3 原固定墩處墩底地震內(nèi)力進(jìn)一步減小到模型①中的50 %左右, 但是其他墩墩底地震內(nèi)力有一定程度的提高.

表3 各模型中橋墩墩底縱橋向地震內(nèi)力對比Tab.3 Comparison of longitudinal forces at the bottom of pier in different models

3 拉索減震支座的參數(shù)分析

在拉索減震支座的前述分析中, 一些關(guān)鍵的參數(shù)包括拉索松弛程度(反映為預(yù)留自由程d)和支座上、下板摩擦系數(shù)μ等還有待進(jìn)一步分析.首先進(jìn)行的是拉索的預(yù)留相對拉伸自由程d,擬在0～5 cm 之間每隔1 cm 變化,d的范圍選擇主要考慮了地震波的峰值地面加速度(PGA)以及橋梁的響應(yīng).

考察支座的變形和承受的水平剪力隨d變化情況.由圖7 中P1～P4 墩上支座縱向水平變形s的變化可以看出滑動支座的位移都很大, 達(dá)到了16 cm左右, 隨d的增大略有增加.而拉索減震支座的變形隨初始間距的增大而增大,基本為線性關(guān)系, 即拉索的相對變形基本不變.

圖7 中虛線為拉索減震支座的地震水平力變化.結(jié)果顯示,d增大則支座索承受的水平力將減小,同時(shí),當(dāng)d較大時(shí),減小的幅度不是很明顯, 可以認(rèn)為此時(shí)受d的影響較小.

圖8 為P3 橋墩墩底截面的地震內(nèi)力(剪力和彎矩)隨間距d的變化圖, 同樣可以看出,如果不考慮初始間距,則地震內(nèi)力相對較大, 適當(dāng)?shù)拈g距能夠減小墩底的地震內(nèi)力, 而當(dāng)間距較大時(shí)則減小的效果不明顯.

圖7 支座水平位移及水平力隨間距的變化Fig .7 Displacement-space and force-space relationship of bearing

圖8 P3 橋墩墩底地震內(nèi)力隨間距變化Fig .8 Longitudinal internal forces at the bottom of P3 pier-space relationship

一般的,大部分帶有活動支座摩擦的梁橋, 其摩擦力的影響可能無法忽略.滑動支座摩擦效應(yīng)可能會顯著改變固定墩和滑動墩的受力狀況[9].基于以上考慮,對支座摩擦效應(yīng)在此連續(xù)梁橋縱向地震響應(yīng)中的影響進(jìn)行了探討.

以下對支座上、下板之間的摩擦系數(shù)進(jìn)行分析,一般對于聚四氟乙烯滑板支座,摩擦系數(shù)為0 .02 ,本文中為了分析此參數(shù)的影響,參考實(shí)驗(yàn)的實(shí)測結(jié)果,擬在0 .005～0 .030 的范圍內(nèi)進(jìn)行參數(shù)的比較分析.從圖9 可以看出,隨著摩擦系數(shù)的增大,P1 ,P2 和P4處墩、梁的水平向最大相對位移值都逐漸減小, 從0 .19 m 減小到約0 .13 m,而P3 墩處, 墩、梁相對位移也隨摩擦系數(shù)增大而減小, 但減小的幅度沒有滑動墩處明顯.圖10 為P3 處減震支座的拉索最大水平力變化曲線, 隨著摩擦系數(shù)的增大,拉索的最大水平力也逐漸減小,這表明由于摩擦系數(shù)的增大, 最大摩擦力也增大, 地震能量得到了更多的消耗, 則傳遞到拉索中的地震水平力也相對減小.

圖9 P1～P4 支座變形隨摩擦系數(shù)變化Fig .9 Displacement-friction coefficient relationship at P1～P4

圖10 P3 支座拉索水平力隨摩擦系數(shù)變化Fig .10 L ongitudinal force-friction coefficient relationship at P3

圖11 中的P3 墩墩底地震內(nèi)力變化曲線也表明了這一點(diǎn), 同時(shí),其他滑動墩墩底的地震內(nèi)力也隨著摩擦系數(shù)增大而減小.這可能是上部梁體質(zhì)量經(jīng)支座摩擦傳下的剪力與墩身振動產(chǎn)生剪力的方向不一致, 從而相互抵消減少了墩底的剪力, 摩擦程度越大,減小的越多.也可能為支座摩擦引起的墩身自振周期的變化, 使得周期的變化朝著地震反應(yīng)值衰減的方向,降低了墩的地震響應(yīng),并且這種減少大于上部質(zhì)量經(jīng)支座傳下來的摩擦力.

圖11 P3, P4 墩墩底地震內(nèi)力變化曲線Fig .11 Internal force-friction coefficient relationship at the bottom of P3, P4 pier

為了考慮較大的摩擦系數(shù)對此橋中拉索減震支座的影響,在0 .1～0 .4 之間變化摩擦系數(shù)進(jìn)行分析,圖12 為所示結(jié)果,可以看出, 摩擦系數(shù)并不是越大越好, 超過一定的限度后, P3 墩底的內(nèi)力呈現(xiàn)增大的趨勢, 這是由于上部結(jié)構(gòu)的慣性力通過較大的摩擦力而傳遞到橋墩,對下部結(jié)構(gòu)產(chǎn)生不利影響,設(shè)計(jì)中應(yīng)該避免.

圖12 P3, P4 墩墩底地震內(nèi)力變化曲線(大摩擦系數(shù))Fig .12 Internal force-friction coefficient relationship at the bottom of P3, P4 pier(large coefficient)

4 結(jié)語

在中等地震或者強(qiáng)震作用下, 常規(guī)連續(xù)梁結(jié)構(gòu)的支座、橋墩、橋梁基礎(chǔ)(一般為樁基礎(chǔ))等橋梁構(gòu)件通常是易損部位,特別是固定墩處的橋梁結(jié)構(gòu)構(gòu)件.通過引入減隔震技術(shù)可以使橋梁下部結(jié)構(gòu)的地震力減小.一般可以將作為上、下部結(jié)構(gòu)傳力核心的橋梁支座設(shè)計(jì)為減隔震支座, 達(dá)到減隔震的效果.

新型拉索減震支座的力學(xué)特性比較簡單, 既發(fā)揮了滑動摩擦耗能的功能,又通過拉索的限位保證了支座和梁體在正常范圍內(nèi)工作, 而且支座具有較強(qiáng)的經(jīng)濟(jì)適用性.在橋梁結(jié)構(gòu)的動力計(jì)算中此支座也可以得到合理的模擬.

通過在傳統(tǒng)固定墩上使用拉索減震支座, 能夠明顯減小固定墩墩底的地震內(nèi)力,同時(shí)墩、梁相對變形也在可控制范圍內(nèi).如果連續(xù)梁結(jié)構(gòu)全部采用拉索減震支座,則所有的橋墩共同承擔(dān)縱橋向地震力,較常規(guī)支座布置的橋梁地震受力更為合理.

拉索減震支座的初始間距、摩擦系數(shù)都會影響到橋梁的減隔震效果.拉索間距應(yīng)該根據(jù)選定的地震輸入、地震動強(qiáng)度設(shè)計(jì)為合理的數(shù)值,太小或者太大都不利于合理發(fā)揮其減隔震作用.同時(shí), 減隔震支座的上、下板摩擦系數(shù)在0 .005～0 .030 范圍內(nèi)應(yīng)取相對較大值,通過摩擦耗能減小地震響應(yīng).

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