張精岳， 王志強(qiáng)， 劉福康

(中交公路長(zhǎng)大橋建設(shè)國(guó)家工程研究中心有限公司， 北京市 100088)

進(jìn)入21世紀(jì)以來(lái)，世界橋梁建設(shè)進(jìn)入高速發(fā)展階段。特別是近10年來(lái)，一大批建設(shè)條件復(fù)雜、技術(shù)難度大、結(jié)構(gòu)新穎的大跨度橋梁陸續(xù)建成，將中國(guó)橋梁由大國(guó)推向強(qiáng)國(guó)，實(shí)現(xiàn)了跨越式發(fā)展[1-2]。但是，在長(zhǎng)聯(lián)大跨連續(xù)梁橋建設(shè)中，地震災(zāi)害的影響尤為突出，需針對(duì)長(zhǎng)聯(lián)大跨連續(xù)梁橋進(jìn)行抗震設(shè)計(jì)[3]，常用的抗震設(shè)計(jì)方法有延性抗震設(shè)計(jì)和減隔震設(shè)計(jì)兩種方法[4]，其中，前者主要通過(guò)在橋墩中設(shè)置塑性鉸的方式來(lái)提高橋梁的抗震性能，在地震中發(fā)生損傷，震后修復(fù)工程量大。而后者多通過(guò)在橋梁主梁與橋墩之間設(shè)置減隔震支座、阻尼耗能裝置等措施[5]，延長(zhǎng)結(jié)構(gòu)周期，耗散和隔離地震能量，從而減弱地震響應(yīng)。

大跨度連續(xù)梁橋減隔震設(shè)計(jì)多采用設(shè)置減隔震支座的措施，而常用減隔震支座主要有以下兩類：第一類是橡膠類減隔震支座，例如鉛芯橡膠支座、高阻尼橡膠支座等[6]；第二類是摩擦擺支座。但是，橡膠類減隔震支座存在承載能力低、橡膠老化、鉛污染等問(wèn)題，限制了橡膠類減隔震支座的發(fā)展。而摩擦擺支座為鋼支座，具有豎向承載能力高、自復(fù)位、性能穩(wěn)定等優(yōu)點(diǎn)，通過(guò)摩擦擺動(dòng)來(lái)延長(zhǎng)結(jié)構(gòu)的自振周期[7]，減弱地震引起的動(dòng)力放大效應(yīng)，將動(dòng)能轉(zhuǎn)化為勢(shì)能與熱能，有效地轉(zhuǎn)移和消耗地震能量[8]。摩擦擺支座的核心部件為不銹鋼鏡面與耐磨板組成的摩擦副[9]，而耐磨板相對(duì)于不銹鋼鏡面，其承壓強(qiáng)度、耐磨損性能、高溫穩(wěn)定性等較弱。目前，國(guó)內(nèi)外眾多學(xué)者主要針對(duì)摩擦擺支座選型參數(shù)、隔震性能進(jìn)行大量的研究[10]，而對(duì)于摩擦擺支座在地震工況中快速摩擦狀態(tài)下常規(guī)耐磨板(聚四氟乙烯板、改性聚四氟乙烯板)的抗磨損性能，以及耐磨板磨損后對(duì)長(zhǎng)聯(lián)大跨連續(xù)梁橋抗震性能的影響研究開(kāi)展的相對(duì)較少。

該文通過(guò)開(kāi)展摩擦擺支座的快速滑動(dòng)性能試驗(yàn)，模擬改性聚四氟乙烯耐磨板在罕遇地震工況中的磨損過(guò)程，確定耐磨板磨損程度。并以某6×110 m長(zhǎng)聯(lián)大跨連續(xù)梁橋?yàn)楣こ瘫尘?，研究摩擦擺支座耐磨板磨損對(duì)大跨連續(xù)梁橋關(guān)鍵截面地震響應(yīng)的影響。

1 摩擦擺支座快速滑動(dòng)性能試驗(yàn)

1.1 試驗(yàn)樣品

選取FPB-10000/1000的摩擦擺支座，其設(shè)計(jì)承載力為10 000 kN，減震起始力為1 000 kN，曲率半徑為3.8 m，支座上板平面尺寸為1 110 mm×500 mm，下板平面尺寸為1 380 mm×500 mm，上座板、中間板、下座板選用Q345熱軋鋼板，耐磨板需要具有較好的熱穩(wěn)定性，而常用的聚四氟乙烯和改性超高分子量聚乙烯耐磨板的熱穩(wěn)定性、耐磨損等性能較差，無(wú)法滿足摩擦擺支座對(duì)耐磨板的耐久性要求，一般選用改性聚四氟乙烯耐磨板。

1.2 試驗(yàn)設(shè)備

為研究摩擦擺支座耐磨板的熱穩(wěn)定、耐磨損等性能，利用支座動(dòng)態(tài)試驗(yàn)機(jī)對(duì)摩擦擺支座開(kāi)展減隔震性能試驗(yàn)。該測(cè)試系統(tǒng)長(zhǎng)12 m，寬7.6 m，高9.78 m，支座加載測(cè)試空間為2.5 m×2.5 m×1.5 m。并配備了豎向、水平、轉(zhuǎn)角3個(gè)方向的作動(dòng)器。其中，豎向作動(dòng)器可提供靜壓30 000 kN、靜拉6 000 kN的載荷，豎向行程為±600 mm；水平作動(dòng)器最大拉壓動(dòng)載為3 000 kN，且可實(shí)現(xiàn)峰值速度為0.7 m/s的動(dòng)態(tài)性能加載測(cè)試；轉(zhuǎn)角作動(dòng)器可提供靜態(tài)拉壓1 500 kN載荷，作動(dòng)器行程為±300 mm，額定轉(zhuǎn)角弧度為0.06 rad，可實(shí)現(xiàn)試件厚度為200～600 mm的轉(zhuǎn)角試驗(yàn)。

1.3 試驗(yàn)方法、工況

依據(jù)JT/T 852—2013《公路橋梁摩擦擺式減隔震支座》附錄C成品支座減隔震性能(快速性能)試驗(yàn)方法，對(duì)支座豎向施加設(shè)計(jì)荷載10 000 kN，水平位移加載采用正弦波加載，加載幅值為支座地震位移108 mm的25%、50%、75%、100%，加載基頻為0.256 Hz(基頻為支座隔震周期的倒數(shù))。具體加載工況見(jiàn)表1。

表1 支座減隔震性能試驗(yàn)加載工況

1.4 試驗(yàn)后耐磨板狀況

摩擦擺支座減隔震性能試驗(yàn)前后耐磨板表面磨損程度見(jiàn)圖1。

圖1 試驗(yàn)前與試驗(yàn)后耐磨板表面磨損對(duì)比

從圖1(a)可知：耐磨板在工況1試驗(yàn)之前，其表面無(wú)安裝、粘貼操作過(guò)程中的劃傷、磨損，表面保持完整；從圖1(b)可知：耐磨板在工況3試驗(yàn)之后，其表面已經(jīng)產(chǎn)生較多的磨屑，且耐磨板沿著支座滑動(dòng)方向的邊緣部位出現(xiàn)斷裂，已無(wú)法繼續(xù)完成工況4的試驗(yàn)。耐磨板邊緣出現(xiàn)嚴(yán)重撕裂現(xiàn)象的原因，主要是耐磨板表面與不銹鋼鏡面在快速對(duì)磨過(guò)程中會(huì)產(chǎn)生大量的熱量，而耐磨板熱穩(wěn)定性相對(duì)于不銹鋼較弱，且隨著試驗(yàn)加載峰值速度的逐漸增大，摩擦副間產(chǎn)生的熱量越多，當(dāng)熱量達(dá)到耐磨板的耐熱臨界值時(shí)，其抗蠕變性能、耐磨損性能快速下降。同時(shí)，由于摩擦擺支座在滑動(dòng)過(guò)程中，其上、下座板之間的鉸接滑塊會(huì)沿著支座滑動(dòng)方向發(fā)生擺動(dòng)，導(dǎo)致支座耐磨板邊緣部位受到的壓應(yīng)力較其他部位大，從而造成耐磨板在支座快速滑動(dòng)試驗(yàn)中沿著滑動(dòng)方向的端部出現(xiàn)撕裂現(xiàn)象。

1.5 試驗(yàn)數(shù)據(jù)分析

圖2為摩擦擺支座在工況1、2、3試驗(yàn)條件下的水平力與位移滯回曲線。

圖2 水平滯回性能曲線

從圖2可知：① 摩擦擺支座在工況1、工況2中水平力與位移滯回曲線很飽滿，曲線平順、無(wú)波動(dòng)，曲線形狀與摩擦擺支座理論滯回曲線保持一致，均表現(xiàn)為向上傾斜的平行四邊形，且摩擦擺支座在工況1、工況2試驗(yàn)中經(jīng)過(guò)3次循環(huán)后得到的每圈水平滯回曲線基本重合；② 工況1、工況2試驗(yàn)得到的摩擦系數(shù)依次為0.039 9、0.041 1，與支座設(shè)計(jì)摩擦系數(shù)0.04的偏差分別為-0.4%、2.7%；工況1、工況2試驗(yàn)得到的屈后剛度依次為2.44、2.54 kN/mm，與支座設(shè)計(jì)屈后剛度的偏差分別為-7.3%、-3.6%；試驗(yàn)得到的摩擦系數(shù)、屈后剛度與理論值的偏差均在JT/T 852—2013規(guī)范允許的±15%偏差范圍內(nèi)；③ 在工況1、工況2條件下摩擦擺支座具有較好的減震耗能功能，即耐磨板在速度相對(duì)較慢時(shí)具有良好、穩(wěn)定的減震耗能功能。而工況1、工況2中滯回曲線在支座滑動(dòng)臨界換向位置時(shí)均呈現(xiàn)出向下傾斜圓弧，其原因是改性聚四氟乙烯耐磨板的彈性模量較低，其結(jié)構(gòu)整體表現(xiàn)“較軟”，導(dǎo)致內(nèi)置改性聚四氟乙烯耐磨板的摩擦擺支座在滯回曲線換向位置附近呈現(xiàn)出向下傾斜圓弧，但其對(duì)摩擦擺支座滯回曲線包絡(luò)面積大小的影響較??；④ 在工況3條件下，摩擦擺支座在幅值±81 mm、加載頻率0.256 Hz、峰值速度130 mm/s的快速試驗(yàn)加載過(guò)程中，其滯回曲線在第1循環(huán)已發(fā)生明顯的突變，支座水平滑動(dòng)啟動(dòng)瞬間的水平力已達(dá)到904 kN，而工況1、工況2中僅為400 kN，表明耐磨板表面在工況3的第1循環(huán)已經(jīng)發(fā)生磨損破壞；而在滯回曲線的第2循環(huán)中水平力保持為530～650 kN，表明耐磨板表面在繼續(xù)磨損，且在耐磨板表層磨損后，新露出的耐磨板材料在自潤(rùn)滑作用下使得支座摩擦系數(shù)逐漸降低；在滯回曲線的第3循環(huán)中，支座水平滑動(dòng)啟動(dòng)力(支座處于0位時(shí)的水平力)降為156 kN，表明支座外露的3 mm耐磨板已基本磨損殆盡，支座上座板底部的不銹鋼鏡面與轉(zhuǎn)動(dòng)球冠接觸部位發(fā)生不銹鋼鏡面與鋼件摩擦。因此，從工況3可知：改性聚四氟乙烯耐磨板在快速滑動(dòng)摩擦?xí)r其表面發(fā)生磨損，并導(dǎo)致支座摩擦系數(shù)先增大，達(dá)到0.09，后逐漸磨損而減小至0.05，最后保持不銹鋼鏡面與球冠鋼件之間的摩擦，約為0.016。

2 工程概況

某長(zhǎng)聯(lián)大跨連續(xù)梁橋，其中一聯(lián)長(zhǎng)6×110 m=660 m，主梁采用分幅等截面船形鋼箱梁，箱梁寬20 m，梁高4 m，梁高與跨徑比值為1/27.5。橋墩墩頂蓋梁采用實(shí)心倒梯形斷面，橫橋向長(zhǎng)32～38.1 m，頂寬4 m、底寬3.33 m、高 5 m。墩身采用變截面的六邊形斷面，墩頂橫橋向?qū)? m，蓋梁以下橋墩橫橋向按1/28 斜率漸變打開(kāi)，底寬根據(jù)墩高變化。順橋向側(cè)面為豎直，厚4 m。墩基礎(chǔ)采用6根直徑2.5 m的鉆孔灌注樁，承臺(tái)尺寸為16.5 m×10.5 m×5 m。橋型布置如圖3所示。

圖3 橋型布置圖(除標(biāo)高為m外，其余單位：cm)

3 有限元模型及隔震參數(shù)

3.1 有限元模型

采用SAP 2000 Nonlinear有限元軟件建立了三維空間有限元模型進(jìn)行抗震性能分析，計(jì)算模型均以兩橋臺(tái)連線方向?yàn)閄軸，垂直連線方向?yàn)閅軸，豎向?yàn)閆軸。模型中主梁、橋墩、樁基均離散為空間梁?jiǎn)卧恢ёs束采用Plastic(wen)雙折線單元，樁基約束采用土彈簧約束方式。對(duì)二期恒載、橫隔板采用質(zhì)量單元分布在主梁節(jié)點(diǎn)上進(jìn)行模擬。

3.2 地震動(dòng)輸入

根據(jù)《工程場(chǎng)地地震安全性評(píng)價(jià)報(bào)告》，結(jié)合工程的結(jié)構(gòu)特點(diǎn)和重要性，確定了抗震設(shè)防基本目標(biāo)，以及橋址場(chǎng)地的地震動(dòng)特性，確定了E2超越概率下對(duì)應(yīng)5%阻尼比情況的地震動(dòng)參數(shù)。

由于E2水準(zhǔn)下地震波分為水平向和豎向兩個(gè)方向，每個(gè)方向有3條地震波，豎向波為水平波的0.65倍。由于下文中支座約束體系分析選取3條波中地震響應(yīng)最大的第1條波，因此，僅列出E2地震波中水平方向的第1條波形圖，見(jiàn)圖4。

圖4 輸入地震動(dòng)時(shí)程曲線

3.3 支座參數(shù)

根據(jù)FPB-10000/1000摩擦擺支座試驗(yàn)結(jié)果，耐磨板為改性聚四氟乙烯的摩擦擺支座在罕遇地震工況中表現(xiàn)為正常滑動(dòng)、磨損滑動(dòng)、鋼摩擦3個(gè)工作狀態(tài)。因此，為了系統(tǒng)研究摩擦擺支座磨損對(duì)長(zhǎng)聯(lián)大跨連續(xù)梁橋關(guān)鍵截面地震響應(yīng)的影響，擬定了3個(gè)約束體系工況，其中體系1為摩擦擺支座的正常工作狀態(tài)，體系2為摩擦擺支座耐磨板發(fā)生損傷的工作狀態(tài)，體系3為摩擦擺支座摩擦副鋼摩擦的工作狀態(tài)，上述幾種工況中摩擦擺支座均為雙向滑動(dòng)型。不同約束體系的支座參數(shù)見(jiàn)表2。

表2 不同約束體系支座參數(shù)

4 摩擦擺支座磨損對(duì)橋梁減隔震性能的影響

4.1 支座位移

圖5為不同墩頂位置的支座在地震工況作用下的縱向、橫向位移。

(a) 縱向位移

(b) 橫向位移

從圖5可知：體系1的邊墩墩頂支座縱向、橫向位移比次邊墩、次中墩、中墩等墩頂位置的支座位移大，其縱向位移達(dá)到325 mm，橫向位移達(dá)到197 mm。而體系2摩擦擺支座耐磨板損壞，導(dǎo)致摩擦系數(shù)升高，支座約束偏向于剛性約束，從而導(dǎo)致支座縱向、橫向位移減小，其邊墩、次邊墩、次中墩、中墩的墩頂支座縱向位移比體系1相同位置減小46.4%、63.8%、64.0%、60.6%，且體系2各位置支座橫向位移比體系1相同位置減小24.4%、43.1%、46.0%、37.0%；而體系3摩擦擺支座的摩擦副表現(xiàn)為鋼與鋼摩擦，摩擦系數(shù)較小，支座約束體系偏向于“自由”約束，從而導(dǎo)致支座縱向、橫向位移增大，邊墩縱向最大位移達(dá)到0.395 m，其他位置縱向位移0.371 m，已超出支座的設(shè)計(jì)位移，其邊墩、次邊墩、次中墩、中墩的墩頂支座縱向位移比體系1相同位置增大21.5%、50.6%、51.2%、39.6%，且體系3各位置支座橫向位移比體系1相同位置增大42.6%、62.4%、58.2%、48.2%。由于鋼與鋼間摩擦，摩擦系數(shù)較小，支座位移增大，導(dǎo)致支座滑動(dòng)至極限位置，與支座限位塊發(fā)生剛性碰撞。

4.2 墩底內(nèi)力

圖6為不同墩底位置的縱向彎矩、橫向彎矩。

從圖6可知：體系2不同位置的墩底彎矩比體系1相同位置的彎矩大，其中各墩底的縱向彎矩比體系1增大39.8%、30.8%、30.3%、32.4%，各位置墩底的橫向彎矩比體系1增大54.3%、52.1%、55.5%、57.1%，其主要原因是摩擦擺支座耐磨板發(fā)生損壞后，支座發(fā)生的滑動(dòng)位移減小，導(dǎo)致主梁在地震作用下的內(nèi)力傳遞至橋墩的比例增大，從而增大了墩底地震響應(yīng)。體系3不同位置的墩底彎矩比體系1相同位置的彎矩小，其中各位置墩底的縱向彎矩比體系1減小約36.1%、34.6%、34.8%、39.0%，而各位置墩底的橫向彎矩比體系1減小8.1%、13.5%、7.3%、15.3%，其原因與體系2的表現(xiàn)相反。

(a) 縱向彎矩

4.3 樁基內(nèi)力

圖7為不同樁基頂端位置的縱向彎矩、橫向彎矩。

(a) 縱向彎矩

從圖7可知：其不同約束體系的變化規(guī)律與墩底基本一致。體系2不同位置樁頂?shù)目v向彎矩比體系1增大39.7%、30.1%、29.6%、32.0%，各位置樁頂?shù)臋M向彎矩比體系1增大53.5%、47.4%、53.7%、54.9%。體系3不同位置樁頂?shù)目v向彎矩比體系1減小約36.3%、33.7%、33.8%、37.3%，而各位置樁頂?shù)臋M向彎矩比體系1減小10.0%、13.8%、7.2%、7.2%。

4.4 支座位移超限對(duì)橋梁的影響

由上文分析可知：摩擦擺支座的耐磨板發(fā)生嚴(yán)重磨損以后，摩擦系數(shù)較小，導(dǎo)致支座滑動(dòng)位移增大至極限位置，與支座限位塊發(fā)生剛性碰撞。為了研究摩擦擺支座滑至極限位移時(shí)與支座限位塊發(fā)生剛性碰撞對(duì)橋梁結(jié)構(gòu)受力狀態(tài)的影響，采用在支座縱向和橫向分別設(shè)置拉索約束單元模擬支座滑動(dòng)至極限位移時(shí)限位塊的約束，具體約束見(jiàn)表3。

表3 不同約束體系支座參數(shù)

(1) 支座位移。圖8為體系1、體系4兩種約束體系中不同位置支座的縱向位移和橫向位移。

從圖8可知：支座限位塊限制支座自由滑動(dòng)時(shí)，其縱橫向的滑動(dòng)位移得到了控制，且支座橫向位移控制在0.220 m。即表明支座在實(shí)橋應(yīng)用過(guò)程中，當(dāng)耐磨板外露3 mm磨損殆盡時(shí)，支座位移增大，且支座滑動(dòng)球冠與支座的滑動(dòng)座板限位塊發(fā)生明顯的碰撞，從而限制了支座滑動(dòng)位移的繼續(xù)增大。

(a) 縱向位移

(2) 墩底彎矩。圖9、10為體系1、體系4兩種約束體系中不同橋墩墩底、樁基的縱向彎矩和橫向彎矩，從圖9、10可知：與體系1相比，體系4在支座滑移至最大位移時(shí)，滑動(dòng)球冠與限位塊發(fā)生剛性碰撞，導(dǎo)致墩底的縱向彎矩增大7.5%～9.1%，橫向彎矩增大4.2%～9.2%；同時(shí)，次中墩位置的樁基頂部截面縱向彎矩增大59.4%，中墩位置的樁基頂部截面橫向彎矩增大約36%。其主要原因是支座滑動(dòng)位移達(dá)到支座設(shè)計(jì)位移，與支座限位塊發(fā)生剛性碰撞，此時(shí)主梁與橋墩可認(rèn)為“剛性連接”，使得主梁的振動(dòng)能量向下傳遞，從而橋墩墩底彎矩、樁基彎矩增大。

(a) 縱向彎矩

(a) 縱向彎矩

5 結(jié)論

(1) 摩擦擺支座中的改性聚四氟乙烯耐磨板在模擬罕遇地震工況的快速滑動(dòng)性能試驗(yàn)中發(fā)生嚴(yán)重磨損，支座摩擦系數(shù)先增大至0.09，再減小至0.016，改變了橋梁結(jié)構(gòu)的邊界約束條件。

(2) 摩擦擺支座摩擦系數(shù)降低以后，支座滑動(dòng)位移增大而達(dá)到設(shè)計(jì)位移，滑動(dòng)球冠(塊)與支座座板限位塊發(fā)生剛性碰撞，導(dǎo)致橋梁結(jié)構(gòu)的橋墩墩底、樁基頂部的地震響應(yīng)增大。其中，橋墩墩底彎矩增大9.2%，樁基頂部彎矩增大59.4%。

(3) 為保障設(shè)置摩擦擺支座的長(zhǎng)聯(lián)大跨連續(xù)梁橋在罕遇地震災(zāi)害中的結(jié)構(gòu)安全，建議對(duì)摩擦擺支座在工程應(yīng)用前進(jìn)行峰值速度大于200 mm/s的動(dòng)態(tài)快速滑動(dòng)性能試驗(yàn)檢測(cè)，以確保耐磨板具有抵抗快速磨損的能力，保障摩擦擺支座在罕遇地震災(zāi)害發(fā)生時(shí)具有設(shè)計(jì)預(yù)期的減隔震效果。