冷新云，夏俊勇，郭紅峰，胡宇新，李世珩

(株洲時(shí)代新材料科技股份有限公司，湖南株洲 412007)

1 減隔震與摩擦擺簡介

傳統(tǒng)的抗震結(jié)構(gòu)體系實(shí)際上是依靠結(jié)構(gòu)及承重構(gòu)件的損壞消耗大部分輸入能量，是一種消極被動的抗震策略。采用傳統(tǒng)抗震設(shè)計(jì)方法，須根據(jù)橋梁或建筑物的不同抗震等級采取嚴(yán)格的抗震構(gòu)造措施，不但材料消耗量大大增加，施工的難度也相應(yīng)增大，從而大大提高了建筑造價(jià);當(dāng)遭遇大震后，其破壞的嚴(yán)重程度使橋梁或建筑物無法繼續(xù)使用，不得不拆除重建，在經(jīng)濟(jì)上造成的損失是極其巨大的。而隔震結(jié)構(gòu)在基礎(chǔ)與上部結(jié)構(gòu)之間設(shè)置了隔震支座，隔震支座產(chǎn)生大的位移，同時(shí)上部結(jié)構(gòu)基本為平動，層間位移很小，上部結(jié)構(gòu)的加速度響應(yīng)可減小到傳統(tǒng)抗震結(jié)構(gòu)的1/5～1/10，甚至更少，有效地減小了地震產(chǎn)生的災(zāi)害。

摩擦擺支座(下稱FPB)是一種典型的減隔震支座。FPB主要由上、下支座板和一個(gè)中間滑塊組成，具體構(gòu)造如圖1所示。當(dāng)滑動界面受到的地震作用超過靜摩擦力時(shí)，地面水平運(yùn)動會使滑塊在其圓弧面內(nèi)滑動，從而迫使上部結(jié)構(gòu)輕微抬高，發(fā)生單擺運(yùn)動。然后，支座會在自身受到的豎向載荷作用下自動回復(fù)。FPB的水平力為滑動面摩擦力和上部結(jié)構(gòu)沿滑道上升產(chǎn)生的水平恢復(fù)力的合力，而提供的恢復(fù)力使支座能依靠其承受的重力自動往中心位置回復(fù)，使地震響應(yīng)得到控制，并且該支座的剛度中心有自動與隔震結(jié)構(gòu)的質(zhì)心重合的趨勢，因而能在最大的程度上消除結(jié)構(gòu)的扭轉(zhuǎn)運(yùn)動。實(shí)踐表明，摩擦擺支座是一種力學(xué)性能良好的隔震裝置，能夠有效降低地震力，節(jié)省施工費(fèi)用，降低工程總造價(jià)，已在美國和歐洲的橋梁工程中廣泛應(yīng)用［1-2］。在國內(nèi)，公路上已經(jīng)有一些FPB的應(yīng)用，將FPB等減隔震支座應(yīng)用于中國鐵路的相關(guān)研究與摸索在近年也越來越深入，比如云桂線、長(沙)昆(明)線已進(jìn)入到工程應(yīng)用階段［3-6］。

圖1 雙球面FPB結(jié)構(gòu)示意

2 FPB的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)

關(guān)于FPB的文獻(xiàn)多集中于其功能與應(yīng)用方面，而缺少關(guān)于FPB具體結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的相關(guān)資料。優(yōu)良的設(shè)計(jì)是實(shí)現(xiàn)支座性能的基礎(chǔ)，因此，對FPB具體結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)進(jìn)行分析探討是有意義的。

2.1 摩擦擺的結(jié)構(gòu)材質(zhì)選擇

1)上座板、中間板、下座板的材質(zhì)選擇

根據(jù)支座的受力特性及應(yīng)用環(huán)境，上座板、中間板和下座板可以借鑒球型支座的選材，一般可以選用Q345熱軋鋼板或ZG270-500等。

2)耐磨板的材質(zhì)選擇

對隔震結(jié)構(gòu)而言，根據(jù)地震中結(jié)構(gòu)剪力反應(yīng)譜與結(jié)構(gòu)位移反應(yīng)譜可知，需選擇適當(dāng)?shù)淖枘岵拍苓_(dá)到理想的減震效果［6］。阻尼與摩擦系數(shù)成正比關(guān)系，因而對FPB滑動面的摩擦系數(shù)應(yīng)取一個(gè)較大的值才能充分發(fā)揮其減隔震功能，一般要求摩擦副無硅油脂干磨。

FPB耐磨板在地震工況大幅擺動摩擦?xí)r，由于較高的摩擦系數(shù)會產(chǎn)生大量的熱量，耐磨板還需具有比較好的熱穩(wěn)定性。可見對于FPB來說，耐磨板的選擇至關(guān)重要。常用的聚四氟乙烯和改性超高分子量聚乙烯已經(jīng)不能滿足FPB對耐磨板的要求。經(jīng)過表1的對比，一種新的填充式的聚四氟乙烯板綜合性能明顯優(yōu)于前兩種耐磨板，能很好地滿足要求。

表1 不同耐磨板性能對比

2.2 FPB的核心結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)計(jì)算

1)轉(zhuǎn)動耐磨板的中心夾角計(jì)算

在FPB水平滑移的過程中，因FPB固有的水平剛度的存在，水平力越來越大，轉(zhuǎn)動耐磨板上受到的力產(chǎn)生的偏心也越來越大，不同于球型支座轉(zhuǎn)動耐磨板中心夾角δ(如圖2所示)，可以固定地取15.0°～17.5°，即2δ為30°～35°。FPB轉(zhuǎn)動耐磨板中心夾角δ取值需要慎重考慮。對摩擦擺支座，δ越大，支座受力雖越好越均勻，但用料越多、成本高、組裝難，且占空間越大。因此，δ在滿足受力的情況下越小越好。

圖2 轉(zhuǎn)動耐磨板中心夾角示意

根據(jù)歐洲標(biāo)準(zhǔn)［7］，在中座板上施加垂向載荷Fz和水平載荷Fx時(shí)，在水平力Fx的反向的角度θ下確認(rèn)轉(zhuǎn)動耐磨板上壓應(yīng)力σ＞0是有意義的。

當(dāng)滿足下式時(shí)，條件σ＞0成立

簡化可取

由結(jié)構(gòu)與力學(xué)分析有

所以

式中:D為最大水平位移;K為支座水平剛度;Re為等效半徑;μ為滑動面摩擦系數(shù)。

根據(jù)計(jì)算出來的Fx/Fz值，對應(yīng)計(jì)算δ值即可。一般來說，由于球型支座沒有水平剛度，只有摩擦產(chǎn)生的固定的水平力，故FPB的Fx/Fz值較球型支座的明顯要大，δ的值也明顯大于球型支座的取值，一般為25°～45°，甚至更大。

2)耐磨板極限壓力校核

過大的壓力會導(dǎo)致滑動功能喪失，而且也會造成結(jié)構(gòu)的失效或接近失效，表明這種狀態(tài)為極限狀態(tài)。根據(jù)文獻(xiàn)［7］，在中座板上施加垂向載荷Fz時(shí)，轉(zhuǎn)動摩擦板上壓力分布σ(β)是一個(gè)與β相關(guān)的函數(shù)

當(dāng)β=0時(shí)，取得最大值，即在轉(zhuǎn)動耐磨板中央位置應(yīng)力最大

代表最大壓力的偏移，是一個(gè)轉(zhuǎn)動耐磨板球面半角的函數(shù)(如表2)。

表2 最大壓應(yīng)力和平均壓應(yīng)力的比值

一般情況，球型支座δ的取值＜20°，此時(shí)壓力的偏移基本可以忽略不計(jì)，可以按耐磨板的投影面積直接計(jì)算平均正壓力即可，但FPB的δ取值較大，壓力的分布不均不可忽視。在最大極限狀態(tài)滿足的條件，由球型支座［8］的 Nsd≤ fdAr，修正為

其中 Nsd——最大極限狀態(tài)的設(shè)計(jì)豎向承載力;

fd——耐磨板的極限抗壓強(qiáng)度;

Ar——縮減了的曲面滑動的平面面積，Ar=γA;

γ——支座荷載偏移產(chǎn)生的承載面積縮減系數(shù)，

3)滑塊轉(zhuǎn)動面尺寸設(shè)計(jì)

滑塊轉(zhuǎn)動面與轉(zhuǎn)動耐磨板曲面構(gòu)成轉(zhuǎn)動摩擦副，其應(yīng)在所有的條件下能覆蓋轉(zhuǎn)動耐磨板。對球型支座，只考慮支座的設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)角即可，近似計(jì)算為

其中，L1為滑塊轉(zhuǎn)動面投影直徑;r為滑塊轉(zhuǎn)動面球面半徑;α為設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)角;C1為安全常量。

對FPB，滑塊在滑動板上滑移時(shí)，滑塊同時(shí)會產(chǎn)生轉(zhuǎn)動，其轉(zhuǎn)動角可以近似表示為

考慮到支座本身具有0.02 rad的轉(zhuǎn)角，因此球冠襯板轉(zhuǎn)動面中心夾角δ'應(yīng)滿足條件

式中，C2為安全常量。

3 FPB的設(shè)計(jì)驗(yàn)證

FPB與球型支座在主體結(jié)構(gòu)上有相似相同之處，但應(yīng)對地震的原理不同，其結(jié)構(gòu)的著重之處也不同，球型支座的設(shè)計(jì)驗(yàn)證已經(jīng)相當(dāng)充分，F(xiàn)PB的結(jié)構(gòu)尚需要經(jīng)過充分地驗(yàn)證。

3.1 有限元仿真分析驗(yàn)證

1)有限元分析的基本條件

根據(jù)以上FPB結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)計(jì)算方法，以CSR-FPB-6SX-E100為例驗(yàn)證其核心設(shè)計(jì)計(jì)算，其豎向承載力為6 000 kN，轉(zhuǎn)動摩擦系數(shù)為0.01～0.03，滑動摩擦系數(shù)為0.05±0.01，最大滑動位移為100 mm，屈后剛度為4 400 kN/m。

多向型摩擦擺支座在正常情況(非地震)下，支座允許橫向、縱向發(fā)生位移。在地震發(fā)生時(shí)，多向摩擦擺支座允許在橫向和縱向發(fā)生較大位移，并通過摩擦耗能，且在地震工況下，多向型的工況覆蓋了支座在一般狀態(tài)下的工況，若在地震情況下滿足設(shè)計(jì)要求，則在正常使用情況下也可滿足要求。因此只對地震情況下進(jìn)行有限元分析。

2)多向型支座地震情況下的有限元分析

加載工況:6 000 kN豎向載荷和±100 mm水平位移滯回及繞水平軸0.02 rad轉(zhuǎn)角。

支座共劃分65 336個(gè)單元［9］，模型的有限元網(wǎng)格如圖3所示。計(jì)算表明在支座水平移動到極限位移時(shí)(如圖4所示)，各零部件受力符合預(yù)期，鐵件最大應(yīng)力＜80 MPa，耐磨板應(yīng)力＜60 MPa，均小于材料許用強(qiáng)度。在上座板產(chǎn)生0.02 rad轉(zhuǎn)角且滑移至最大位移這一極限狀況下時(shí)，各零部件運(yùn)動無干涉，且滑塊未轉(zhuǎn)入轉(zhuǎn)動耐磨板覆蓋面，運(yùn)動狀況符合預(yù)期。

圖3 多向型摩擦擺支座網(wǎng)格

圖4 支座Mises應(yīng)力分布

3)滯回耗能情況

在±100 mm的水平位移的作用下，支座的耗能滯回曲線如圖5所示，起始的反力達(dá)到286 kN，最大的反力達(dá)到730 kN，屈后剛度為4 442 kN/m?；瑒幽Σ料禂?shù)為0.047，等效阻尼比為0.249，滯回曲線飽滿，耗能效果明顯。

圖5 FEA滯回曲線

3.2 試驗(yàn)驗(yàn)證

試驗(yàn)在南車株洲電力機(jī)車研究所有限公司新材料檢測中心橋梁支座專用檢測設(shè)備1 000 t壓剪試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行(圖6)。豎向承載檢測試驗(yàn)按照國標(biāo)《橋梁球型支座》(GB/T 17955—2009)附錄進(jìn)行。水平剛度試驗(yàn)參考業(yè)內(nèi)隔震支座試驗(yàn)進(jìn)行。試驗(yàn)結(jié)束后，拆開支座如圖7所示，各個(gè)零部件無明顯變形損壞。

試驗(yàn)部分結(jié)果如圖8、圖9所示。從圖8看出，豎向承載試驗(yàn)中，在豎向加載1.5倍設(shè)計(jì)承載時(shí)，支座最大豎向位移為1.07 mm，壓縮量為0.4%，滿足規(guī)范要求。從圖9中看出，水平剛度試驗(yàn)中，耗能滯回曲線飽滿且重復(fù)性良好，表明支座的隔震性能良好且穩(wěn)定。起始的反力達(dá)到295 kN，最大的反力達(dá)到725 kN，屈后剛度為4 347 kN/m?；瑒幽Σ料禂?shù)為0.049，等效阻尼比為0.255。

圖6 摩擦擺支座試驗(yàn)

圖7 摩擦擺支座試驗(yàn)后拆開

圖8 豎向承載試驗(yàn)曲線

圖9 試驗(yàn)滯回曲線

對比6 000 kN摩擦擺支座參數(shù)的設(shè)計(jì)值、計(jì)算值和試驗(yàn)值，如表3所示，計(jì)算值和試驗(yàn)值中支座的最大水平反力、摩擦系數(shù)都滿足設(shè)計(jì)要求，屈后剛度和等效阻尼比與設(shè)計(jì)值相比誤差都很小(5%以內(nèi))，滿足工程應(yīng)用需求。

表3 6 000 kN摩擦擺支座參數(shù)試驗(yàn)值、計(jì)算值和設(shè)計(jì)值對比

4 結(jié)論

給出了FPB的零件選材與結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的一般方法，并對據(jù)此試制的FPB進(jìn)行了有限元計(jì)算及試驗(yàn)驗(yàn)證，證明能夠很好地滿足支座在極限工況下的受力要求，能夠提供穩(wěn)定和良好的隔震性能;因而為FPB的設(shè)計(jì)制造及其在公路、鐵路及建筑等領(lǐng)域的應(yīng)用提供了良好的指導(dǎo)作用。

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