緩沖型拉索減震支座擬靜力試驗(yàn)及減震效果分析

王征南，谷屹童，沈國煜，袁萬城

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

減隔震支座除了應(yīng)當(dāng)滿足在正常使用荷載下的要求之外，在地震作用下還應(yīng)當(dāng)具有一定的位移控制能力和自復(fù)位能力[1]. 目前，具有自復(fù)位功能的減隔震支座主要有以下幾類：鉛芯橡膠支座(LRB)、鐘擺式摩擦隔震支座(FPS)、增設(shè)額外回復(fù)力裝置的支座. 鉛芯橡膠支座在各種隔震支座中使用最為廣泛，其滯回模型、參數(shù)取值和等效線性化等方面的研究也非常成熟，但是，鉛芯橡膠支座的豎向承載力低，在大跨度橋梁萬噸級的恒載作用下難以勝任. FPS支座其特有的圓弧滑動(dòng)面使其具有自復(fù)位功能[2]，但其主要缺陷是上部結(jié)構(gòu)沿著弧型滑動(dòng)面運(yùn)動(dòng)時(shí)產(chǎn)生一定量的上升位移，當(dāng)連續(xù)梁體系墩高差異較大時(shí)，各墩的不同上升位移將導(dǎo)致梁體產(chǎn)生不同的支座沉降. 依靠形狀記憶合金(SMA)獨(dú)特的滯回特性，SMA絲[3]可以與普通支座組合成一種新的減隔震支座系統(tǒng)，該支座系統(tǒng)具有良好的復(fù)位能力，但由于SMA價(jià)格昂貴且特性受溫度影響較大，限制了其在實(shí)際工程中的大規(guī)模使用. 滑動(dòng)摩擦類支座具有較大的豎向承載能力、良好的隔震性能和較低的造價(jià)，是理想的隔震支座[3]，然而由于自身不具備自復(fù)位能力，地震作用下摩擦支座的殘余位移較大. 拉索減震支座是將球鋼支座與限位拉索組合而成的減隔震支座[4-5]，繼承了滑動(dòng)摩擦類支座的全部優(yōu)點(diǎn)，通過理論分析及試驗(yàn)證明，使用拉索減震支座能夠有效降低橋梁在地震作用下的結(jié)構(gòu)響應(yīng)，且能夠有效限制墩梁的最大相對位移，防止落梁震害的發(fā)生[6-10].

隨著近場脈沖型地震造成嚴(yán)重震害越來越多，針對近場脈沖型地震的抗震研究越來越受到人們關(guān)注[11-12]. 為提高拉索支座在近場脈沖型地震下的抗震性能，增強(qiáng)拉索減震支座控制結(jié)構(gòu)響應(yīng)能力、自復(fù)位能力，本文提出了在拉索減震支座基礎(chǔ)上進(jìn)行改良得到緩沖型拉索支座本構(gòu)的理念與基本構(gòu)想，通過在拉索支座的基礎(chǔ)上引入了“拉索-彈簧”緩沖系統(tǒng)，對該理念進(jìn)行了實(shí)現(xiàn)，并通過擬靜力試驗(yàn)進(jìn)行了驗(yàn)證；同時(shí)提出了該支座的數(shù)值模擬方法，并通過對比試驗(yàn)數(shù)值與理論分析結(jié)果，驗(yàn)證了理論模型的正確性；最后針對一座實(shí)際的連續(xù)梁橋，選用3條近場脈沖型地震波，分析采用拉索支座以及緩沖拉索支座下的支座減震效果，對比分析緩沖型拉索減震支座的抗震效果.

1 緩沖型拉索支座

1.1 基本構(gòu)想

緩沖型拉索減震支座(BCSFAB)的基本構(gòu)想是在拉索減震支座的基礎(chǔ)上，在到達(dá)拉索自由程前，提供一個(gè)緩沖剛度K2(見圖1)，目的是在結(jié)構(gòu)經(jīng)歷長周期脈沖地震時(shí)，當(dāng)上部結(jié)構(gòu)發(fā)生相對于下部結(jié)構(gòu)的持續(xù)的、單向的運(yùn)動(dòng)時(shí)，在支座變形達(dá)到拉索自由程前，緩沖剛度K2提供自復(fù)位能力，避免上部結(jié)構(gòu)的持續(xù)加速，減小支座變形達(dá)到拉索自由程時(shí)上部結(jié)構(gòu)的相對速度. 避免拉索突然繃緊產(chǎn)生的上部結(jié)構(gòu)加速度激增. 緩沖拉索支座在發(fā)揮限位功能的同時(shí)，減小因限位作用產(chǎn)生的上部結(jié)構(gòu)慣性力. 將傳遞至下部結(jié)構(gòu)的慣性力控制在可接受范圍內(nèi).

圖1 緩沖拉索減震支座本構(gòu)設(shè)想

1.2 緩沖型拉索支座本構(gòu)的實(shí)現(xiàn)

為了實(shí)現(xiàn)預(yù)期的本構(gòu)關(guān)系，在連通式拉索減震支座結(jié)構(gòu)形式的基礎(chǔ)上，引入了“拉索-彈簧”緩沖系統(tǒng)，得到新型緩沖型拉索減震支座，如圖2所示，其具體說明如下：1)拉索采用半連通形式，且單根拉索在支座兩側(cè)露出的部分采用不等長布置方式，同時(shí)相鄰兩根拉索長短側(cè)要交錯(cuò)布置，更好地實(shí)現(xiàn)支座左右側(cè)的對稱；2)拉索的兩端固定在支座的下底板邊緣處，同時(shí)在索中間部位設(shè)置錨固裝置；3)在支座的上座板設(shè)計(jì)拉索通道，布置拉索和彈簧，拉索穿過彈簧，拉索中部錨環(huán)與彈簧一端接觸；4)在上座板孔道中，彈簧一端與支座上座板的端板接觸，另一端與拉索中部的錨環(huán)接觸.

圖2 緩沖拉索支座三維軸測圖

1.3 緩沖型拉索支座工作原理

采用拉索-彈簧系統(tǒng)的原因是：通過這樣的布置方式，利用拉索與上支座板孔道的相對運(yùn)動(dòng)，在支座達(dá)到最大設(shè)計(jì)變形前，由彈簧為支座提供側(cè)向剛度，增加支座的自復(fù)位能力. 其工作原理示意圖見圖3，其中a為不等長布置拉索短邊長度，b為不等長布置拉索長邊長度，h為上、下座板孔道間距，u1為摩擦段長度，u2為自由程長度(摩擦段長度+緩沖段長度). 緩沖型拉索支座工作原理具體如下：1)初始狀態(tài)下，彈簧與拉索處于自然狀態(tài)，如圖3(a)所示. 此時(shí)支座處于摩擦段，彈簧和拉索均不受力，支座本構(gòu)與球鋼支座本構(gòu)一致；2)當(dāng)支座變形到達(dá)u1時(shí)，短端拉索首先繃緊，如圖3(b)所示，支座開始進(jìn)入緩沖段，此階段不等長布置的拉索出現(xiàn)長度的自動(dòng)調(diào)整，拉索通過上座板孔道由長端向短端移動(dòng)，在拉索移動(dòng)過程中壓縮孔道中的彈簧，支座側(cè)向剛度增加；3)當(dāng)不對稱布置的拉索自動(dòng)調(diào)整至支座兩端拉索長度相等時(shí)(支座的變形為u2)緩沖段結(jié)束，支座進(jìn)入拉索限位段，如圖3(c) 所示. 此時(shí)支座側(cè)向剛度由拉索提供；4)在支座變形從最大設(shè)計(jì)值恢復(fù)到0的過程中，被壓縮的彈簧會逐漸恢復(fù)到自由長度，同時(shí)推動(dòng)拉索中部錨環(huán)，帶動(dòng)支座兩端等長狀態(tài)的拉索恢復(fù)到初始不對稱布置狀態(tài).

圖3 緩沖拉索支座工作原理示意圖

2 緩沖拉索支座擬靜力試驗(yàn)

2.1 試驗(yàn)簡介

為了驗(yàn)證所提出的拉索-彈簧緩沖機(jī)構(gòu)的可行性，本文通過擬靜力試驗(yàn)，模擬地震作用下的循環(huán)加載與卸載過程，觀察記錄該過程中緩沖拉索減震支座表現(xiàn)出的力學(xué)特性，通過對比實(shí)驗(yàn)結(jié)果與理論分析結(jié)果，為緩沖拉索減震支座的進(jìn)一步參數(shù)分析及實(shí)際工程應(yīng)用提供依據(jù).

該試驗(yàn)所用的緩沖型拉索減震支座是在QZ4000DX型球鋼支座基礎(chǔ)上進(jìn)一步加工制作而成的. 其設(shè)計(jì)豎向承載力為4 000 kN，自由程長度為100 mm，支座整體高度為200 mm，支座頂面尺寸為616 mm×850 mm.

圖4為試驗(yàn)對象足尺緩沖拉索減震支座實(shí)拍圖，其構(gòu)造主要包括一個(gè)常規(guī)單向活動(dòng)球鋼支座、兩側(cè)擋板、彈簧以及限位拉索. 支座摩擦面材料為鏡面不銹鋼和聚四氟乙烯板，采用硅脂作為潤滑劑. 彈簧布置在上支座板的孔洞中，彈簧一端與上彈簧擋板接觸，另一端與拉索中的擋塊接觸. 拉索通過特殊設(shè)計(jì)，穿過上支座板以及彈簧，兩端插入下支座板預(yù)留的孔洞中. 通過螺栓將擋板固定在上下支座板的側(cè)面，分別為彈簧提供反力及限位拉索. 支座共有4根限位拉索，拉索材料為φ12鋼絲繩. 支座設(shè)計(jì)自由程為100 mm，噸位為400 t. 拉索-彈簧緩沖系統(tǒng)如圖5所示. 本試驗(yàn)采用的加載系統(tǒng)是YJW-20000微機(jī)控制電液伺服壓剪試驗(yàn)系統(tǒng)(見圖5). 該系統(tǒng)豎向最大承載為20 000 kN，水平最大承載為3 000 kN. 擬靜力試驗(yàn)的總體布置如圖6所示.

(a)上頂板側(cè)

(b)下頂板側(cè)

(a)整體圖 (b)加載圖

圖6 擬靜力試驗(yàn)總體布置

為了對比常規(guī)拉索支座與本文所提出的緩沖型拉索支座本構(gòu)，本試驗(yàn)分別對無彈簧的拉索支座以及彈簧緩沖段長度為200 mm的緩沖型拉索支座進(jìn)行擬靜力試驗(yàn). 在試驗(yàn)過程中，豎向荷載保持4 000 kN恒定，水平荷載采用變幅、等幅混合位移控制的加載方式，如圖7所示，每級做3次加載循環(huán)，加載波形采用尖波. 0～90 mm為等幅位移控制加載，每15 mm為一級，平均加載速率為4 mm/s；之后每級遞增5 mm，位移幅值為95、100，加載速率為1 mm/s.

圖7 加載制度

2.2 試驗(yàn)結(jié)果

圖8為常規(guī)拉索支座滯回圖. 當(dāng)支座位移小于80 mm時(shí)，支座處于滑動(dòng)階段，即支座僅僅表現(xiàn)出普通滑動(dòng)摩擦型支座的特性，支座并未出現(xiàn)任何限位特性. 當(dāng)試驗(yàn)側(cè)向位移加載至91 mm時(shí)，拉索側(cè)向限位力達(dá)到90 kN，此時(shí)試驗(yàn)停止. 此支座滯回圖表明，拉索減震支座在支座位移超過設(shè)計(jì)自由程后，限位效果明顯.

圖8 常規(guī)拉索支座滯回曲線

圖9所示為緩沖型拉索支座滯回圖. 在支座位移小于20 mm階段，支座處于滑動(dòng)階段，即支座僅僅表現(xiàn)出普通滑動(dòng)摩擦型支座的特性，支座并未出現(xiàn)任何限位特性. 當(dāng)支座位移達(dá)20 mm，不對稱布置短側(cè)拉索拉緊并開始壓縮彈簧，支座進(jìn)入緩沖段. 支座側(cè)向剛度增加，且呈現(xiàn)幾何非線性. 支座最大變形達(dá)到88 mm，達(dá)到支座拉索限位段.

圖9 緩沖型拉索支座滯回曲線

根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果，可以發(fā)現(xiàn)：1)緩沖型拉索減震支座在摩擦段滯回環(huán)較為飽滿，與球鋼支座有同樣的摩擦耗能能力. 2)試驗(yàn)中交錯(cuò)布置的不等長拉索在支座變形增大的過程中能夠隨著支座位移的增大自動(dòng)調(diào)整壓縮彈簧并提供可觀的耗能能力與恢復(fù)力. 采用彈簧的緩沖拉索支座能夠在支座拉索限位段前提供有效的緩沖段，緩沖段行程與設(shè)計(jì)值較為吻合. 3)根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果的對比，基本實(shí)現(xiàn)了最初關(guān)于緩沖型拉索減震支座的力學(xué)本構(gòu)模型的設(shè)想，同時(shí)也證明了這種通過添加緩沖彈簧增強(qiáng)支座性能的可行性.

2.3 擬靜力試驗(yàn)的數(shù)值模擬

本文提出的緩沖型拉索減震支座的數(shù)值模擬方法如圖10所示，其本質(zhì)是一個(gè)摩擦滑動(dòng)支座和拉索-彈簧緩沖系統(tǒng)的組合結(jié)構(gòu)，在數(shù)值模擬中，將摩擦部分和緩沖部分分別模擬，再進(jìn)行并聯(lián)，從而得到模擬緩沖拉索減震支座. 數(shù)值模擬采用了OpenSees有限元軟件平臺，球鋼支座部分采用FlatSliderBearing單元進(jìn)行模擬，拉索-彈簧系統(tǒng)部分采用ElasticMultiLinear材料模擬，并將兩個(gè)單元并聯(lián)，最終得到緩沖拉索減震支座的數(shù)值模型. 本試驗(yàn)的模型參數(shù)見表1.

表1 有限元模型參數(shù)

圖10 緩沖型拉索減震支座數(shù)值模擬方法

本文對上一節(jié)中所述緩沖型拉索支座進(jìn)行了多次位移幅值不同的擬靜力試驗(yàn)，并用本節(jié)所提處的數(shù)值模擬方法進(jìn)行模擬，圖11對比了數(shù)值模型與實(shí)際試件的滯回曲線. 從理論與試驗(yàn)數(shù)據(jù)的對比中可以發(fā)現(xiàn)，本文模擬方法可以很好地模擬緩沖拉索支座在3個(gè)階段的力學(xué)特性. 尤其是在在緩沖階段，當(dāng)支座位移增大時(shí)，實(shí)驗(yàn)數(shù)值與理論值擬合較好. 因此，本文采用的模擬方法可以很好地模擬緩沖拉索減震支座的力學(xué)本構(gòu)與動(dòng)力行為. 同時(shí)也為接下來的緩沖拉索支座減震效果的分析奠定了基礎(chǔ).

(a) 工況1(50 mm)

(c)工況3(65 mm)

(b) 工況1(60 mm)

(d)工況4(88 mm)

3 緩沖拉索支座橋梁減震效果分析

本節(jié)以一跨徑布置為56 m+93 m+56 m的三跨連續(xù)梁橋?yàn)檠芯繉ο螅瑧?yīng)用OpenSees有限元分析軟件，通過對比采用緩沖型拉索減震支座及常規(guī)拉索支座時(shí)兩種工況的地震響應(yīng)，分析緩沖型拉索減震支座減震效果. 橋梁結(jié)構(gòu)過渡墩墩高為4.912 m，墩底縱向抗彎慣矩為0.562 5 m4，截面面積為3 m2，主墩墩高為3.6 m，墩底縱向抗彎慣矩為1 123.03 m4，截面面積為49.5 m2. 邊墩位置兩種工況分別放置自由程為0.25 m、緩沖段長度為0.15 m的緩沖型拉索支座以及自由程為0.25 m的連通式拉索支座，中墩位置設(shè)置球鋼支座. 其中，主梁和橋墩用Elastic Beam Column單元模擬(假定橋墩不發(fā)生塑性變形)，樁基礎(chǔ)采用等效的土彈簧單元模擬樁-土的相互作用，球鋼支座采用elastic-perfectly plastic material進(jìn)行模擬，彈簧-拉索采用并聯(lián)兩個(gè)elastic-perfectly plastic gap material進(jìn)行模擬. 有限元模型見圖12. 地震波輸入采用實(shí)際強(qiáng)震中記錄下的地震波進(jìn)行橋梁結(jié)構(gòu)順橋向的地震反應(yīng)時(shí)程分析，選取3條具典型脈沖特點(diǎn)的地震波作為輸入，地震波的詳細(xì)信息見表2.

圖12 三跨連續(xù)梁橋有限元模型

表2 選取的地震波

通過有限元分析，得到橋梁的邊墩支座位移及邊墩墩底彎矩，地震響應(yīng)時(shí)程圖如圖13～15所示. 首先從結(jié)構(gòu)地震響應(yīng)峰值的角度分析，采用緩沖型拉索減震支座后，在Chi-Chi波作用下，支座峰值位移以及墩底峰值彎矩均減小15%左右；在Kocaeli波作用下，支座峰值位移減小10%，墩底峰值彎矩減小20%；在Northridge波作用下，支座位移峰值減小10%，且墩底最大彎矩降低幅度為30%. 從上述結(jié)果可以看出，采用緩沖型拉索支座可以使橋梁墩底彎矩有較大幅度的降低(15%～30%)，同時(shí)使支座峰值位移也有一定程度的減小(10%～15%). 從殘余位移的角度分析，采用緩沖型拉索減震支座后，橋梁支座殘余位移在3條地震波下均顯著的降低，這說明引入“拉索-彈簧”緩沖系統(tǒng)，可以使摩擦型支座具有一定的恢復(fù)力的作用.

圖13 Chi-Chi波作用下地震響應(yīng)時(shí)程

圖14 Kocaeli波作用下地震響應(yīng)時(shí)程

圖15 Northridge波作用下地震響應(yīng)時(shí)程

綜合上述分析可知，使用緩沖型拉索支座可以更好地處理橋梁結(jié)構(gòu)在地震作用下力與位移的平衡關(guān)系，既可以避免地震來臨時(shí)落梁震害的發(fā)生，也可以顯著減小結(jié)構(gòu)的地震破壞，同時(shí)增強(qiáng)了結(jié)構(gòu)抵抗多次地震的能力，并且有利于震后修復(fù)工作的進(jìn)行.

4 結(jié) 論

1)提出了緩沖型拉索支座的理念及實(shí)現(xiàn)方法，并通過擬靜力試驗(yàn)對其進(jìn)行了驗(yàn)證，同時(shí)應(yīng)用有限元軟件對緩沖型拉索減震支座的本構(gòu)關(guān)系進(jìn)行模擬，并比較了地震作用下緩沖型拉索減震支座與常規(guī)拉索減震支座的減震效果.

2)在緩沖型拉索支座的實(shí)現(xiàn)方法中，交錯(cuò)布置不等長拉索可以調(diào)整壓縮彈簧并提供可觀的恢復(fù)力，采用彈簧能夠在拉索減震支座拉索限位段前提供有效的緩沖段.

3)在OpenSees中通過并聯(lián)FlatSliderBearing單元模擬的球鋼支座部分和使用ElasticMultiLinear材料模擬的拉索-彈簧系統(tǒng)部分，可以準(zhǔn)確模擬緩沖拉索減震支座的力學(xué)特性.

4)緩沖型拉索減震支座符合地震作用下力與位移平衡的工作原理，具有良好的限位能力和自復(fù)位能力，可以有效防止落梁等震害的發(fā)生，并且有利于震后修復(fù)工作的進(jìn)行.

5)在拉索支座的基礎(chǔ)上引入了“拉索-彈簧”緩沖系統(tǒng)，進(jìn)一步提高拉索支座的設(shè)計(jì)自由度和應(yīng)用范圍，且在震后可以單獨(dú)更換“拉索-彈簧”系統(tǒng)，這種新型的組合裝置系統(tǒng)的應(yīng)用和推廣將具有更強(qiáng)的性能與成本優(yōu)勢.