徐 瑞 祥，朱 璨，尤 嶺，李 世 平

(1.豐澤工程橡膠科技開發(fā)股份有限公司，河北 衡水 053000； 2.長江勘測規(guī)劃設計研究有限責任公司，湖北 武漢 430010)

0 引 言

渡槽作為跨越山川、溝壑、江河等的輸水建筑物，是長距離引調(diào)水工程中重要的組成部分。目前中國正在開展幾個長距離調(diào)水工程的建設工作，例如滇中引水工程，這些工程線路穿越高烈度的多山地區(qū)，渡槽槽墩高度較高，受地震影響很大。渡槽槽墩的結構形式相對于橋梁來說較為單一，主要為重力式或空心重力式，具有剛度較大、施工簡便、工程造價較低的優(yōu)勢。但在發(fā)生強烈地震時，槽墩較高的剛度使得設計難以采用常規(guī)的設置塑性鉸的方法來抵抗強烈地震作用，常規(guī)的抗震設計思路和方法在高烈度地區(qū)高架渡槽抗震設計中存在較多難以克服的弊端。

減隔震支座已廣泛應用于橋梁、建筑、水工等結構設計中，其可達到減輕地震對構筑物影響的目的，是目前最為簡便、經(jīng)濟、有效的減隔震措施[1]。但是，減隔震支座的應用會使得地震發(fā)生時渡槽產(chǎn)生位移，會導致相鄰2跨渡槽之間發(fā)生伸縮縫錯位，嚴重時會造成渡槽伸縮縫的橡膠止水帶構件破壞。長距離引調(diào)水工程多為影響重大的民生工程，承擔下游城市千萬人的生活用水供給，渡槽需要震后不中斷供水或盡快恢復通水。要達到恢復供水的目的就要對渡槽伸縮縫進行復位，修復橡膠止水帶，因此渡槽設計一般選用具備接近完全自復位能力的支座作為解決方案。這要求支座具備震后接近完全自復位的功能，這是渡槽設計有別于公路橋梁設計的重要特點。

近年來，出現(xiàn)了摩擦擺支座、高阻尼疊層橡膠支座和拉索減震支座等多種不同工作原理的減隔震支座。高阻尼疊層橡膠支座在水平向地震作用下穩(wěn)定性不佳，適用于中小跨徑橋梁，同時核心鉛芯耗能能力雖強，但不能對具有多頻特征的地震波進行有效的減震、隔震，且鉛芯尺寸增大會減弱支座自恢復能力[2]；雙曲面摩擦擺支座復位能力較為理想，摩擦耗能性能穩(wěn)定[3]，但在水平向地震作用下，球面摩擦副會沿著雙曲面滑動，其水平位移將導致豎向位移的產(chǎn)生，在連續(xù)非簡支結構中會產(chǎn)生較大的次內(nèi)力；拉索減震支座是在普通盆式支座的基礎上，結合限位索裝置，發(fā)揮了盆式支座及限位索各自的抗震優(yōu)點[4-6]。

以上幾種支座均存在震后的復位性能，但無法滿足接近完全復位及快速修復的要求。為此，本文在總結減隔震支座自復位性能重要性的基礎上，研發(fā)了一種新型斜面導向自復位減隔震支座，以期有效控制渡槽的地震損傷。

1 減隔震支座自復位性能的重要性

1999年11月12日，土耳其中部和西部地區(qū)發(fā)生了里氏7.2級強烈地震。震中區(qū)域絕大多數(shù)建筑物都發(fā)生破壞，其中地震斷層從接近完工的Bolu高架橋穿過，Bolu高架橋經(jīng)受了強烈的近斷層地震動，強烈的地震使得Bolu高架橋受到了極為嚴重的破壞，設計的橋梁減隔震系統(tǒng)在地震中沒有達到減隔震的目的。在地震發(fā)生以后，美國Constantinou教授等對Bolu高架橋的設計與破壞之間的關系進行了深入探查與研究?；诙嗄甑难芯砍晒?，最終得出如下結論：Bolu高架橋減隔震系統(tǒng)未能有效工作是Bolu高架在地震中嚴重受損的重要原因。1999年出版的美國AASHTO設計規(guī)范中要求，支座橫向位移在達到50%設計最大位移時，支座的水平恢復力應不小于支座承受重力的2.5%。Bolu高架橋支座在相同情況下，水平恢復力僅為重力的1.2%，遠未達到規(guī)范要求。支座橫向恢復力不足是導致Bolu高架橋發(fā)生嚴重破壞的重要原因[7]。

2011年3月11日，日本東北部海域發(fā)生里氏9.0級地震，造成重大人員傷亡和財產(chǎn)損失。受這次地震影響，很多橋梁出現(xiàn)嚴重震害，其中不少橋梁是按照1995年阪神大地震發(fā)生后重新修訂的新規(guī)范進行設計和修建的，設計采用了新型抗震支座和抗震阻尼器等減隔震裝置。但東武高架橋、利府町高架橋等橋梁的減隔震支座依舊發(fā)生了不同程度的損壞，引發(fā)了學術界對支座安全性的思考。日本的利府町高架橋在主震中有3個支座遭到破壞，而在4月7日的里氏7.4級余震中又有8個支座破壞[8]。這表明減隔震支座在主震中受到破壞后仍能提供豎向支撐，還可以支撐上部結構，但水平恢復力的不足致其難以復位進而無法承受余震作用，發(fā)生了進一步損壞，這一情況體現(xiàn)了減隔震支座需具有足夠水平恢復力的重要性。

高烈度主震很多情況下都伴隨有余震發(fā)生，2011年東日本大地震主震發(fā)生后的兩周內(nèi)共發(fā)生7級以上余震3次；2008年汶川地震主震發(fā)生后兩周以內(nèi)共發(fā)生5級以上余震27次；2010年智利大地震主震發(fā)生后，當天發(fā)生59次5級以上余震，其中至少6次超過6級。

主震-余震型地震在中國過去已發(fā)生的地震中約占1/3。主震-余震型地震主震過后，抗震支座會產(chǎn)生一定量的殘余變形，在后續(xù)發(fā)生的余震作用中，減隔震支座始終處于有殘余變形的非理想工作狀態(tài)。截止目前，中國橋梁抗震規(guī)范中并未將主震后余震的不利作用納入考慮，而針對減隔震支座在主震過后較大殘余變形產(chǎn)生的不利影響尚未有充分的研究。

最近幾年有不少學者注意到，余震強度雖沒有主震強度大，但其破壞會因地震作用的反復出現(xiàn)而相互疊加。在主震中未受損或部分受損的結構和構件在強余震作用下可能會出現(xiàn)受損或受損加劇，甚至出現(xiàn)坍塌破壞的現(xiàn)象。相關研究表明：當余震震級的超越概率為2.28%時，結構在主震和余震聯(lián)合作用下的損傷程度比主震作用至少提高40%以上[9-10]。強余震對結構的不利影響十分顯著，有時是導致結構破壞的決定性因素，而目前各國現(xiàn)行抗震規(guī)范均尚未將強余震的影響納入考慮。在抗震規(guī)范存在空白和缺失的情況下，減隔震支座具有足夠的水平恢復力是抵抗強余震影響的重要手段。

為此，本文在球形鋼支座基礎上開發(fā)了一種斜面導向的自復位減隔震支座，該支座首次利用渡槽自重實現(xiàn)震后零殘余位移的自復位需求，且具有較好的減隔震功能。

2 斜面導向自復位減隔震支座

斜面自復位減隔震支座通過調(diào)整支座斜面角度，實現(xiàn)往復摩擦耗能以及動能與勢能轉換，使支座不僅滿足渡槽在地震工況下的減隔震性能要求，同時還能夠在震后利用渡槽的自身重力實現(xiàn)支座的自復位。斜面導向自復位減隔震支座結構見圖1。

圖1 單向自復位支座構造Fig.1 Structure of one-way automatic reset bearing

由圖1可知：斜面導向自復位減隔震支座將下支座板調(diào)整為斜面，并在底面增加了相同角度的交叉斜面板，形成斜面耦合面。斜面耦合面安裝有聚四氟乙烯板和不銹鋼板作為摩擦副，保證支座的滑動。交叉斜面構造及其兩側限位板能提高支座變位過程中的穩(wěn)定性(見圖2)。

圖2 交叉斜面構造示意Fig.2 Schematic diagram of cross slope structure

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

斜面自復位減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數(shù)為μ。夾角α滿足|sinα|>|cosα|μ，可實現(xiàn)支座在重力作用下完全復位。

支座上部結構發(fā)生勻速位移，沿斜面上升運動時的水平力F1=P2+P1μ=Psinα+μPcosα，支座屈服力為F1；沿斜面下降運動時的水平力F2=P2-P1μ=Psinα-μPcosα，支座恢復力為F2。

斜面自復位減隔震支座力學行為本構關系式如下。

支座屈服力為

F1=P2+P1μ=Psinα+μPcosα

支座水平恢復力為

F2=P2-P1μ=Psinα-μPcosα

支座屈服前剛度為

K1=F1/D

支座屈服后水平等效剛度為

Keff=F1/d=(Psinα+μPcosα)/d

等效阻尼比為

β=W/(2πKeffd2)

式中：P為支座承受的豎向載荷；α為斜面傾斜角度；d為支座在斜面上的滑動工作位移；D為支座屈服位移，取10 mm；μ為支座的摩擦系數(shù)；W為滯回環(huán)包絡面積(位移d大于10 mm)。

當?shù)卣鸸r產(chǎn)生的水平力較大時，限位螺栓剪斷，斜面自復位減隔震支座的減隔震功能開始發(fā)揮作用，斜面自復位減隔震支座沿著交叉斜面做往復運動，交叉斜面摩擦副在運動過程中摩擦耗能，同時交叉斜面會將支座上部結構抬高，將動能轉化為勢能。當?shù)卣鹜Ｖ购?，支座上部物體的重力在斜面的分力會提供復位力，達到結構自復位的效果。

3 支座水平恢復性能試驗

3.1 荷載試驗

本次試驗的支座豎向荷載為3 000 kN，斜面角度為3.3°，按±20，±40，±60，±80，±100 mm進行滯回性能試驗。試驗用支座模型如圖4所示，試驗滯回曲線如圖5所示。由支座的滯回曲線可以看出，其自復位力始終存在。

圖5 支座滯回曲線Fig.5 Hysteresis curve of test bearing

3.2 數(shù)據(jù)分析

支座屈服位移D=10 mm，摩擦系數(shù)μ通過滑動試驗測定為0.013(硅脂潤滑)。根據(jù)前述公式計算可得：支座承載力垂直斜面的分力P1為2 995 kN，F(xiàn)1為211.5 kN，F(xiàn)2為133.7 kN即0.045P。

從圖5的試驗結果可以看出：不同試驗位移對應的F1約在220 kN左右，F(xiàn)2約在140 kN左右，與理論計算結果差異不大。

支座剛度和阻尼比理論和實測值比較如表1所列。

表1 支座剛度和阻尼比的理論計算值與實測值比較Tab.1 Comparison between theoretical and measured values of stiffness and damping ratio of bearing

綜上所述，剛度理論值與實測值最大差1.1%，阻尼比理論值與實測值最大差23.3%，整體差異不大。

3.3 小 結

根據(jù)理論分析和實測數(shù)據(jù)可知，斜面導向式減隔震自復位支座具有以下特點：① 支座自復位殘余變形不大于2 mm；② 支座的恢復力大于支座豎向荷載的2%；③ 支座阻尼比大于10%。綜上，研發(fā)的支座自復位能力良好，且具有較好減隔震效果。

4 單槽振動臺模型試驗

4.1 模型試驗概況

通過渡槽模型振動臺試驗，關注渡槽對支座的動力作用以及支座對槽體地震響應的影響，以此進一步驗證斜面導向自復位減隔震支座的減隔震性能和自復位性能(見圖6)。

圖6 槽體振動模型Fig.6 Vibration model of aqueduct

為滿足對靜態(tài)自重荷載和動態(tài)地震慣性作用的準確模擬，并考慮振動臺可用空間，試驗模型確定幾何比尺1/10，密度比尺1.0，加速度比尺1.0。試驗模型不對任何部分結構強度進行模擬，即試驗過程中結構材料始終處于線彈性狀態(tài)，不發(fā)生任何屈服、損傷。試驗中采用與實際工程支座幾何相似并力學特性相似的模型支座對試驗結果的工程應用十分重要。

底座平面尺寸為250 mm×215 mm，雙向復位，斜面角度3.3°，模型支座的豎向承載能力為100 kN，水平承載能力為10 kN，能滿足模擬地震位移40 mm，轉角0.02 rad。

支座下方分別安裝了4組縱(L1X～L4X)、橫(L1Y～L4Y)、豎(L1Z～L4Z)3個方向力傳感器用以測試支座反力，以及2組縱(JG1X、JG3X)、橫(JG2Y、JG4Y)2個方向的位移傳感器測試支座位移。測試原件具體布置如圖7所示。

圖7 測試傳感器布置Fig.7 Layout of test sensors

4.2 試驗工況

分別進行了滿槽、半槽、空槽在不同地震荷載工況下的振動試驗。分別人工模擬6條地震波進行試驗：A1YZ10%、A2YZ10%、A3YZ10%為50 a超越概率10%基巖水平向地震動峰值加速度達2.99 m/s2的地震波；A1YZ5%、A2YZ5%、A3YZ5%為50 a超越概率5%基巖水平向地震動峰值加速度達3.82 m/s2的地震波。

4.3 試驗結果

4.3.1水平反力測試結果

滿水工況下，模擬的設計地震和校核地震工況的支座橫槽向水平力見表2，支座力已換算成足尺模型時數(shù)值。

可見，滿水工況下模擬的設計地震和校核地震工況的支座橫槽向水平力在支座剪力銷放開后水平力削減達到了20.59%～61.11%，減震效果良好。

滿水工況下模擬的設計地震和校核地震工況的支座縱槽向水平力如表3所列，支座力已換算成足尺模型時數(shù)值。

可見，滿水工況下模擬的設計地震和校核地震工況的支座縱槽向水平力在支座剪力銷放開后水平力削減達到24.32%～89.86%，減震效果良好。

表2 滿水工況下各地震荷載支座橫槽向水平力(全槽合計)Tab.2 Horizontal force in transverse groove of seismic bearing under full water condition

表3 滿水工況下各地震荷載支座縱槽向水平力(全槽合計)Tab.3 Longitudinal force in transverse groove of seismic bearing under full water condition

4.3.2位移測試結果

滿水工況下，模擬的設計地震和校核地震工況的支座縱向位移時程如圖8所示，其由JG1X元件測得，位移已換算為足尺尺寸時的數(shù)值。

圖8 JG1X所測縱向位移時程Fig.8 Time history diagram of longitudinal displacement measured by JG1X

JG1X元件測得的支座縱向殘余位移除在地震波A1YZ10%小于3 mm外，其余地震波作用下支座縱向殘余位移不足1 mm，自復位效果良好。

滿水工況下模擬的設計地震和校核地震工況的支座橫向位移時程如圖9所示，其由JG2Y元件測得，位移已換算為足尺尺寸時的數(shù)值。 由圖可知，JG2Y元件測得的支座殘余位移不足3 mm，自復位效果良好。

圖9 JG2Y所測橫向位移時程Fig.9 Time history diagram of horizontal displacement measured by JG2Y

滿水工況下設計地震和校核地震工況的支座縱向位移時程如圖10所示，其由JG3X元件測得，位移已換算為足尺尺寸時的數(shù)值。 由圖可知，JG3X元件測試的支座縱向殘余位移不足1 mm，自復位效果良好。

圖10 JG3X所測縱向位移時程Fig.10 Time history diagram of longitudinal displacement measured by JG3X

滿水工況下設計地震和校核地震工況的支座橫向位移時程如圖11所示，其由JG4Y元件測得，位移已換算為足尺尺寸時的數(shù)值。 由圖可知，JG4Y元件測試的支座橫向殘余位移不足3 mm，自復位效果良好。

圖11 JG4Y所測橫向位移時程Fig.11 Time history diagram of horizontal displacement measured by JG4Y

4.4 小 結

通過單槽振動臺振動模型試驗，歸納該新型支座特點如下：① 支座自復位殘余變形較小，不大于3 mm，進一步驗證了斜面導向式減隔震自復位支座具有良好的自復位性能；② 支座對橫槽向水平力削減達20.59%～61.11%，對縱槽向水平力削減達24.32%～89.86%，進一步驗證了斜面導向式減隔震自復位支座具有良好的減隔震效果。

5 結 論

(1) 本文設計了一種斜面導向自復位減隔震支座，這種新型減隔震支座不僅具有摩擦滑動類減隔震支座的優(yōu)點，還具備震后依靠結構自重實現(xiàn)完全自復位的功能。

(2) 水平恢復力試驗和單槽振動臺振動模型試驗均表明，該新型支座具備良好的自復位和減隔震性能，試驗結果與理論模型基本一致。

(3) 斜面自復位減隔震支座顯著降低了墩頂水平力，進而減小了墩底的彎矩，減震效果明顯，同時具有較小的殘余位移，滿足渡槽對震后自復位功能的需求。

(4) 支座內(nèi)部斜面的傾斜角度和斜面摩擦面的摩擦系數(shù)決定了支座的阻尼比和剛度。渡槽在進行斜面運動時，上部結構抬升需要渡槽有較大的剛度，在實際應用時仍需考慮上部渡槽結構，并對支座各項參數(shù)的匹配性做進一步研究。