高烈度地区高架渡槽自复位减隔震支座设计

2022-07-01徐瑞祥，朱璨，尤岭，李世平

人民长江 2022年6期

徐瑞祥，朱璨，尤岭，李世平

(1.丰泽工程橡胶科技开发股份有限公司，河北衡水 053000； 2.长江勘测规划设计研究有限责任公司，湖北武汉 430010)

0 引言

渡槽作为跨越山川、沟壑、江河等的输水建筑物，是长距离引调水工程中重要的组成部分。目前中国正在开展几个长距离调水工程的建设工作，例如滇中引水工程，这些工程线路穿越高烈度的多山地区，渡槽槽墩高度较高，受地震影响很大。渡槽槽墩的结构形式相对于桥梁来说较为单一，主要为重力式或空心重力式，具有刚度较大、施工简便、工程造价较低的优势。但在发生强烈地震时，槽墩较高的刚度使得设计难以采用常规的设置塑性铰的方法来抵抗强烈地震作用，常规的抗震设计思路和方法在高烈度地区高架渡槽抗震设计中存在较多难以克服的弊端。

减隔震支座已广泛应用于桥梁、建筑、水工等结构设计中，其可达到减轻地震对构筑物影响的目的，是目前最为简便、经济、有效的减隔震措施[1]。但是，减隔震支座的应用会使得地震发生时渡槽产生位移，会导致相邻2跨渡槽之间发生伸缩缝错位，严重时会造成渡槽伸缩缝的橡胶止水带构件破坏。长距离引调水工程多为影响重大的民生工程，承担下游城市千万人的生活用水供给，渡槽需要震后不中断供水或尽快恢复通水。要达到恢复供水的目的就要对渡槽伸缩缝进行复位，修复橡胶止水带，因此渡槽设计一般选用具备接近完全自复位能力的支座作为解决方案。这要求支座具备震后接近完全自复位的功能，这是渡槽设计有别于公路桥梁设计的重要特点。

近年来，出现了摩擦摆支座、高阻尼叠层橡胶支座和拉索减震支座等多种不同工作原理的减隔震支座。高阻尼叠层橡胶支座在水平向地震作用下稳定性不佳，适用于中小跨径桥梁，同时核心铅芯耗能能力虽强，但不能对具有多频特征的地震波进行有效的减震、隔震，且铅芯尺寸增大会减弱支座自恢复能力[2]；双曲面摩擦摆支座复位能力较为理想，摩擦耗能性能稳定[3]，但在水平向地震作用下，球面摩擦副会沿着双曲面滑动，其水平位移将导致竖向位移的产生，在连续非简支结构中会产生较大的次内力；拉索减震支座是在普通盆式支座的基础上，结合限位索装置，发挥了盆式支座及限位索各自的抗震优点[4-6]。

以上几种支座均存在震后的复位性能，但无法满足接近完全复位及快速修复的要求。为此，本文在总结减隔震支座自复位性能重要性的基础上，研发了一种新型斜面导向自复位减隔震支座，以期有效控制渡槽的地震损伤。

1 减隔震支座自复位性能的重要性

1999年11月12日，土耳其中部和西部地区发生了里氏7.2级强烈地震。震中区域绝大多数建筑物都发生破坏，其中地震断层从接近完工的Bolu高架桥穿过，Bolu高架桥经受了强烈的近断层地震动，强烈的地震使得Bolu高架桥受到了极为严重的破坏，设计的桥梁减隔震系统在地震中没有达到减隔震的目的。在地震发生以后，美国Constantinou教授等对Bolu高架桥的设计与破坏之间的关系进行了深入探查与研究。基于多年的研究成果，最终得出如下结论：Bolu高架桥减隔震系统未能有效工作是Bolu高架在地震中严重受损的重要原因。1999年出版的美国AASHTO设计规范中要求，支座横向位移在达到50%设计最大位移时，支座的水平恢复力应不小于支座承受重力的2.5%。Bolu高架桥支座在相同情况下，水平恢复力仅为重力的1.2%，远未达到规范要求。支座横向恢复力不足是导致Bolu高架桥发生严重破坏的重要原因[7]。

2011年3月11日，日本东北部海域发生里氏9.0级地震，造成重大人员伤亡和财产损失。受这次地震影响，很多桥梁出现严重震害，其中不少桥梁是按照1995年阪神大地震发生后重新修订的新规范进行设计和修建的，设计采用了新型抗震支座和抗震阻尼器等减隔震装置。但东武高架桥、利府町高架桥等桥梁的减隔震支座依旧发生了不同程度的损坏，引发了学术界对支座安全性的思考。日本的利府町高架桥在主震中有3个支座遭到破坏，而在4月7日的里氏7.4级余震中又有8个支座破坏[8]。这表明减隔震支座在主震中受到破坏后仍能提供竖向支撑，还可以支撑上部结构，但水平恢复力的不足致其难以复位进而无法承受余震作用，发生了进一步损坏，这一情况体现了减隔震支座需具有足够水平恢复力的重要性。

高烈度主震很多情况下都伴随有余震发生，2011年东日本大地震主震发生后的两周内共发生7级以上余震3次；2008年汶川地震主震发生后两周以内共发生5级以上余震27次；2010年智利大地震主震发生后，当天发生59次5级以上余震，其中至少6次超过6级。

主震-余震型地震在中国过去已发生的地震中约占1/3。主震-余震型地震主震过后，抗震支座会产生一定量的残余变形，在后续发生的余震作用中，减隔震支座始终处于有残余变形的非理想工作状态。截止目前，中国桥梁抗震规范中并未将主震后余震的不利作用纳入考虑，而针对减隔震支座在主震过后较大残余变形产生的不利影响尚未有充分的研究。

最近几年有不少学者注意到，余震强度虽没有主震强度大，但其破坏会因地震作用的反复出现而相互叠加。在主震中未受损或部分受损的结构和构件在强余震作用下可能会出现受损或受损加剧，甚至出现坍塌破坏的现象。相关研究表明：当余震震级的超越概率为2.28%时，结构在主震和余震联合作用下的损伤程度比主震作用至少提高40%以上[9-10]。强余震对结构的不利影响十分显著，有时是导致结构破坏的决定性因素，而目前各国现行抗震规范均尚未将强余震的影响纳入考虑。在抗震规范存在空白和缺失的情况下，减隔震支座具有足够的水平恢复力是抵抗强余震影响的重要手段。

为此，本文在球形钢支座基础上开发了一种斜面导向的自复位减隔震支座，该支座首次利用渡槽自重实现震后零残余位移的自复位需求，且具有较好的减隔震功能。

2 斜面导向自复位减隔震支座

斜面自复位减隔震支座通过调整支座斜面角度，实现往复摩擦耗能以及动能与势能转换，使支座不仅满足渡槽在地震工况下的减隔震性能要求，同时还能够在震后利用渡槽的自身重力实现支座的自复位。斜面导向自复位减隔震支座结构见图1。

图1 单向自复位支座构造Fig.1 Structure of one-way automatic reset bearing

由图1可知：斜面导向自复位减隔震支座将下支座板调整为斜面，并在底面增加了相同角度的交叉斜面板，形成斜面耦合面。斜面耦合面安装有聚四氟乙烯板和不锈钢板作为摩擦副，保证支座的滑动。交叉斜面构造及其两侧限位板能提高支座变位过程中的稳定性(见图2)。

图2 交叉斜面构造示意Fig.2 Schematic diagram of cross slope structure

图3 重力在斜面分解Fig.3 Gravity decomposition on the slope

斜面自复位减隔震支座工作原理如下：

平行于斜面的分力P2=Psinα，垂直于斜面的分力P1=Pcosα，斜面上摩擦副的摩擦系数为μ。夹角α满足|sinα|>|cosα|μ，可实现支座在重力作用下完全复位。

支座上部结构发生匀速位移，沿斜面上升运动时的水平力F1=P2+P1μ=Psinα+μPcosα，支座屈服力为F1；沿斜面下降运动时的水平力F2=P2-P1μ=Psinα-μPcosα，支座恢复力为F2。

斜面自复位减隔震支座力学行为本构关系式如下。

支座屈服力为

F1=P2+P1μ=Psinα+μPcosα

支座水平恢复力为

F2=P2-P1μ=Psinα-μPcosα

支座屈服前刚度为

K1=F1/D

支座屈服后水平等效刚度为

Keff=F1/d=(Psinα+μPcosα)/d

等效阻尼比为

β=W/(2πKeffd2)

式中：P为支座承受的竖向载荷；α为斜面倾斜角度；d为支座在斜面上的滑动工作位移；D为支座屈服位移，取10 mm；μ为支座的摩擦系数；W为滞回环包络面积(位移d大于10 mm)。

当地震工况产生的水平力较大时，限位螺栓剪断，斜面自复位减隔震支座的减隔震功能开始发挥作用，斜面自复位减隔震支座沿着交叉斜面做往复运动，交叉斜面摩擦副在运动过程中摩擦耗能，同时交叉斜面会将支座上部结构抬高，将动能转化为势能。当地震停止后，支座上部物体的重力在斜面的分力会提供复位力，达到结构自复位的效果。

3 支座水平恢复性能试验

3.1 荷载试验

本次试验的支座竖向荷载为3 000 kN，斜面角度为3.3°，按±20，±40，±60，±80，±100 mm进行滞回性能试验。试验用支座模型如图4所示，试验滞回曲线如图5所示。由支座的滞回曲线可以看出，其自复位力始终存在。

图5 支座滞回曲线Fig.5 Hysteresis curve of test bearing

3.2 数据分析

支座屈服位移D=10 mm，摩擦系数μ通过滑动试验测定为0.013(硅脂润滑)。根据前述公式计算可得：支座承载力垂直斜面的分力P1为2 995 kN，F1为211.5 kN，F2为133.7 kN即0.045P。

从图5的试验结果可以看出：不同试验位移对应的F1约在220 kN左右，F2约在140 kN左右，与理论计算结果差异不大。

支座刚度和阻尼比理论和实测值比较如表1所列。

表1 支座刚度和阻尼比的理论计算值与实测值比较Tab.1 Comparison between theoretical and measured values of stiffness and damping ratio of bearing

综上所述，刚度理论值与实测值最大差1.1%，阻尼比理论值与实测值最大差23.3%，整体差异不大。

3.3 小结

根据理论分析和实测数据可知，斜面导向式减隔震自复位支座具有以下特点：① 支座自复位残余变形不大于2 mm；② 支座的恢复力大于支座竖向荷载的2%；③ 支座阻尼比大于10%。综上，研发的支座自复位能力良好，且具有较好减隔震效果。

4 单槽振动台模型试验

4.1 模型试验概况

通过渡槽模型振动台试验，关注渡槽对支座的动力作用以及支座对槽体地震响应的影响，以此进一步验证斜面导向自复位减隔震支座的减隔震性能和自复位性能(见图6)。

图6 槽体振动模型Fig.6 Vibration model of aqueduct

为满足对静态自重荷载和动态地震惯性作用的准确模拟，并考虑振动台可用空间，试验模型确定几何比尺1/10，密度比尺1.0，加速度比尺1.0。试验模型不对任何部分结构强度进行模拟，即试验过程中结构材料始终处于线弹性状态，不发生任何屈服、损伤。试验中采用与实际工程支座几何相似并力学特性相似的模型支座对试验结果的工程应用十分重要。

底座平面尺寸为250 mm×215 mm，双向复位，斜面角度3.3°，模型支座的竖向承载能力为100 kN，水平承载能力为10 kN，能满足模拟地震位移40 mm，转角0.02 rad。

支座下方分别安装了4组纵(L1X～L4X)、横(L1Y～L4Y)、竖(L1Z～L4Z)3个方向力传感器用以测试支座反力，以及2组纵(JG1X、JG3X)、横(JG2Y、JG4Y)2个方向的位移传感器测试支座位移。测试原件具体布置如图7所示。

图7 测试传感器布置Fig.7 Layout of test sensors

4.2 试验工况

分别进行了满槽、半槽、空槽在不同地震荷载工况下的振动试验。分别人工模拟6条地震波进行试验：A1YZ10%、A2YZ10%、A3YZ10%为50 a超越概率10%基岩水平向地震动峰值加速度达2.99 m/s2的地震波；A1YZ5%、A2YZ5%、A3YZ5%为50 a超越概率5%基岩水平向地震动峰值加速度达3.82 m/s2的地震波。

4.3 试验结果

4.3.1水平反力测试结果

满水工况下，模拟的设计地震和校核地震工况的支座横槽向水平力见表2，支座力已换算成足尺模型时数值。

可见，满水工况下模拟的设计地震和校核地震工况的支座横槽向水平力在支座剪力销放开后水平力削减达到了20.59%～61.11%，减震效果良好。

满水工况下模拟的设计地震和校核地震工况的支座纵槽向水平力如表3所列，支座力已换算成足尺模型时数值。

可见，满水工况下模拟的设计地震和校核地震工况的支座纵槽向水平力在支座剪力销放开后水平力削减达到24.32%～89.86%，减震效果良好。

表2 满水工况下各地震荷载支座横槽向水平力(全槽合计)Tab.2 Horizontal force in transverse groove of seismic bearing under full water condition

表3 满水工况下各地震荷载支座纵槽向水平力(全槽合计)Tab.3 Longitudinal force in transverse groove of seismic bearing under full water condition

4.3.2位移测试结果

满水工况下，模拟的设计地震和校核地震工况的支座纵向位移时程如图8所示，其由JG1X元件测得，位移已换算为足尺尺寸时的数值。

图8 JG1X所测纵向位移时程Fig.8 Time history diagram of longitudinal displacement measured by JG1X

JG1X元件测得的支座纵向残余位移除在地震波A1YZ10%小于3 mm外，其余地震波作用下支座纵向残余位移不足1 mm，自复位效果良好。

满水工况下模拟的设计地震和校核地震工况的支座横向位移时程如图9所示，其由JG2Y元件测得，位移已换算为足尺尺寸时的数值。由图可知，JG2Y元件测得的支座残余位移不足3 mm，自复位效果良好。

图9 JG2Y所测横向位移时程Fig.9 Time history diagram of horizontal displacement measured by JG2Y

满水工况下设计地震和校核地震工况的支座纵向位移时程如图10所示，其由JG3X元件测得，位移已换算为足尺尺寸时的数值。由图可知，JG3X元件测试的支座纵向残余位移不足1 mm，自复位效果良好。

图10 JG3X所测纵向位移时程Fig.10 Time history diagram of longitudinal displacement measured by JG3X

满水工况下设计地震和校核地震工况的支座横向位移时程如图11所示，其由JG4Y元件测得，位移已换算为足尺尺寸时的数值。由图可知，JG4Y元件测试的支座横向残余位移不足3 mm，自复位效果良好。

图11 JG4Y所测横向位移时程Fig.11 Time history diagram of horizontal displacement measured by JG4Y

4.4 小结

通过单槽振动台振动模型试验，归纳该新型支座特点如下：① 支座自复位残余变形较小，不大于3 mm，进一步验证了斜面导向式减隔震自复位支座具有良好的自复位性能；② 支座对横槽向水平力削减达20.59%～61.11%，对纵槽向水平力削减达24.32%～89.86%，进一步验证了斜面导向式减隔震自复位支座具有良好的减隔震效果。