韓鐘騏,敖選年,潘 鵬,3,辜文蘭,王寶順,李克獻(xiàn)

(1.清華大學(xué) 土木工程系,北京 100084; 2.云南省滇中引水工程建設(shè)管理局 楚雄分局,云南 楚雄 675000; 3.清華大學(xué) 土木工程安全與耐久教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,北京 100084)

0 引 言

滇中引水工程為我國大(Ⅰ)型工程,工程位于云南省高海拔地區(qū),地震頻發(fā),設(shè)防烈度高,穿越地質(zhì)條件復(fù)雜,存在活動斷裂帶[1-2]。渡槽作為引調(diào)水路線中的重要地上結(jié)構(gòu),其在地震作用下的結(jié)構(gòu)安全問題更為突出,許多學(xué)者對此開展了相關(guān)研究。

在渡槽有限元模擬及分析中,李長春[3]通過Housner彈簧-質(zhì)量模型[4]考慮水平向流固耦合作用影響,輸入單向水平地震動對渡槽進(jìn)行彈性時程分析,研究渡槽的周期及動力響應(yīng)隨水位的變化。然而《水工建筑物抗震設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)》(GB 51247—2018)[5]指出設(shè)計(jì)烈度Ⅶ度及以上的渡槽應(yīng)同時考慮三向地震作用,但現(xiàn)有許多研究對渡槽進(jìn)行抗震分析時僅考慮單向或雙向地震作用。

在渡槽隔震性能研究方面,何俊榮等[6-7]通過有限元模擬對梁式渡槽摩擦擺支座的參數(shù)進(jìn)行了研究,結(jié)果表明曲面半徑一定時,水平地震作用下,支座水平位移隨摩擦系數(shù)增大而減小,縱向地震作用下,墩底彎矩隨摩擦系數(shù)增大而增大;摩擦擺支座能降低槽墩彎矩,在橫向地震下的隔震效果突出。祝賀彬[8]將設(shè)置鉛芯橡膠支座與未采取隔震措施的渡槽進(jìn)行對比分析,發(fā)現(xiàn)設(shè)置隔震支座的渡槽在減小結(jié)構(gòu)剪切變形、最大加速度及防止結(jié)構(gòu)碰撞方面具有優(yōu)越性。相關(guān)研究主要關(guān)注隔震支座的性能及效果,較少考慮不同隔震支座的差異。

在渡槽的破壞模式方面,何祥瑞等[9]通過拓展有限元法研究排架渡槽的裂縫開展過程,連梁端部首先出現(xiàn)裂紋并沿豎向擴(kuò)展,隨后連梁與排架柱的節(jié)點(diǎn)及排架柱底部出現(xiàn)裂紋并沿橫向拓展。張社榮等[10]對排架渡槽進(jìn)行有限元分析,發(fā)現(xiàn)破壞主要發(fā)生在排架蓋梁、連系梁與排架柱連接的部位?，F(xiàn)有關(guān)于渡槽破壞的研究多為排架梁式渡槽,而槽墩梁式渡槽較少;且主要關(guān)注結(jié)構(gòu)本身的破壞,較少考慮支座的破壞。

鑒于此,本文以滇中引水工程某高架渡槽為研究對象,建立渡槽有限元模型,考慮三向地震作用,參考相關(guān)規(guī)范確定普通支座及隔震支座參數(shù),對比普通支座與隔震支座渡槽在三向地震作用下的地震響應(yīng),分析不同隔震支座的隔震效果。

1 工程概況

滇中引水工程某高架渡槽為梁式渡槽,總長753.8 m,設(shè)計(jì)流量80 m3/s,斷面均采用矩形獨(dú)立雙槽,雙槽相對獨(dú)立,斷面尺寸均為5.45 m×5.75 m,最高水位5 m。單跨渡槽長30 m,不同槽段間采用止水帶連接,止水帶具有變形能力,槽段間相互影響較小,鄰跨槽段主要對槽墩產(chǎn)生影響,可僅考慮其質(zhì)量。槽墩高度不一,最高為21.9 m。為研究高架渡槽的地震響應(yīng),本文對30 m槽段、21.9 m墩高的單跨渡槽進(jìn)行分析,如圖1所示。

灌注樁為端承樁,樁徑1.2 m,樁長20 m,承臺橫截面為矩形,其尺寸為9.2 m×8 m×2 m(橫槽向?qū)挾取另槻巯蜷L度×豎向高度),混凝土等級均為C30,布置方式如圖2(a)所示。

圖2 渡槽主要構(gòu)件截面

槽墩混凝土等級為C30,空心墩,厚度1 m,內(nèi)外壁布置縱筋與箍筋,下半槽墩雙倍布置縱筋。槽墩自上而下以1∶0.05的比例逐漸擴(kuò)大,頂部截面如圖2(b)所示。

蓋梁混凝土等級為C30,地震作用下處于彈性,可忽略細(xì)部構(gòu)造按長方體考慮,尺寸為8 m×6 m×1.7 m(橫槽向?qū)挾取另槻巯蜷L度×豎向高度)。

槽身為預(yù)應(yīng)力混凝土構(gòu)件,混凝土等級為C50,在槽壁及槽底布置普通鋼筋與預(yù)應(yīng)力鋼絞線,保證槽身在正常使用狀態(tài)下全截面受壓,上部每2 m布置一道橫截面為0.45 m×0.45 m的矩形拉桿。槽身橫截面如圖2(c)所示。

2 有限元模型的建立

2.1 渡槽流固耦合作用

渡槽作為引調(diào)水設(shè)施,水體是其中不可忽略的一部分,進(jìn)行彈塑性時程分析時需考慮水體與結(jié)構(gòu)間流固耦合作用的影響。本文采用改進(jìn)彈簧-質(zhì)量模型(圖3)考慮三向地震作用下的流固耦合作用,其中M1代表橫槽向地震作用下的晃動質(zhì)量,通過兩個剛度為K1/2的彈簧與槽壁相連,通過彈簧反力對槽壁施加對流壓力,作用高度為H1。M0、MV分別代表橫槽向、豎向地震作用下的固定質(zhì)量,與槽身共同運(yùn)動,產(chǎn)生沖擊壓力,M0固定高度為H0,MV固定在槽身底部。順槽向地震作用下,可忽略流固耦合作用[11]。根據(jù)Li等[12]的計(jì)算公式,滿槽工況下單位長度槽段改進(jìn)彈簧-質(zhì)量模型的參數(shù)取值如表1所示。

表1 彈簧-質(zhì)量模型參數(shù)

圖3 水體晃動彈簧-質(zhì)量模型

2.2 渡槽模型建立

通過大型通用有限元分析軟件ABAQUS建立單跨渡槽滿槽工況模型,主要包括槽身、蓋梁、槽墩、承臺及灌注樁。

槽身采用殼單元建模,單元類型為S4R?？紤]混凝土塑性損傷,采用《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB 50010—2010)[13]中的本構(gòu)模型。C50混凝土密度為2 500 kg/m3,彈性模量取3.45×104MPa,泊松比為0.2,極限受壓強(qiáng)度為16.2 MPa,極限受拉強(qiáng)度為2.65 MPa。

內(nèi)部鋼筋及預(yù)應(yīng)力鋼絞線通過ABAQUS鋼筋層(rebar layers)功能模擬[14],采用雙線性本構(gòu),鋼筋密度為7 800 kg/m3,彈性模量為2×105MPa,泊松比0.3,屈服應(yīng)力為400 MPa,極限強(qiáng)度為540 MPa,對應(yīng)塑性應(yīng)變?yōu)?.073;預(yù)應(yīng)力鋼絞線密度為7 800 kg/m3,彈性模量為1.95×105MPa,泊松比為0.3,屈服應(yīng)力為1 860 MPa,極限強(qiáng)度為1 900 MPa,對應(yīng)塑性應(yīng)變?yōu)?.025。設(shè)置預(yù)應(yīng)力鋼絞線熱膨脹系數(shù)α為1.2×10-5/℃,通過降溫法施加預(yù)應(yīng)力,需要降低的溫度為596 ℃。

槽身上部拉桿主要提供軸向剛度以防止槽壁受到側(cè)向力時產(chǎn)生過大變形,采用僅具軸向剛度的連接器模擬,軸向剛度為1.57×105kN/m。

通過在槽身設(shè)置質(zhì)量點(diǎn)(Mass/Inatias)模擬流固耦合作用中的固定質(zhì)量,其中M0僅定義橫槽向質(zhì)量,MV僅定義豎向質(zhì)量。M1僅具有橫槽向質(zhì)量,通過2個連接器分別連接于槽壁。

槽墩采用實(shí)體單元建模,單元類型為C3D8R?？紤]混凝土的塑性損傷,采用《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》中的本構(gòu),混凝土(C30)密度為2 500 kg/m3,彈性模量取3.00×104MPa,泊松比為0.2,受壓屈服應(yīng)力為10.05 MPa,受拉屈服應(yīng)力為2.01 MPa。槽墩內(nèi)鋼筋沿空心墩內(nèi)外壁分布,采用線單元模擬,單元類型為T3D2,其本構(gòu)與槽身鋼筋相同。鋼筋節(jié)點(diǎn)嵌入(Embedded)槽墩,具有平動約束。

由于蓋梁與承臺結(jié)構(gòu)簡單,且現(xiàn)有渡槽破壞模式表明蓋梁與承臺在地震作用下幾乎不發(fā)生破壞[15],建模時僅考慮其質(zhì)量及尺寸對模型的影響,采用實(shí)體單元建模,類型為C3D8R,材料屬性與槽墩相同,但不考慮混凝土塑性損傷。蓋梁與承臺分別為槽墩的上、下部構(gòu)件,與槽墩頂面、底面不發(fā)生相對運(yùn)動。蓋梁上部為槽身,兩者之間布置支座,支座采用連接器模擬,支座屬性見本文第4節(jié)。

渡槽由多個槽段通過止水帶連接而成,故在建立單跨渡槽模型時,需考慮鄰跨的影響。止水帶在地震作用下具有一定的變形能力,因此本文僅考慮鄰跨質(zhì)量對本跨槽段的影響,在蓋梁的鄰跨支座處添加質(zhì)量點(diǎn)模擬。

考慮樁土相互作用,將樁與土視為彈性體,根據(jù)《建筑樁基技術(shù)規(guī)范》(JGJ 94—2018)[16]m法確定土彈簧參數(shù),建立12根樁ABAQUS模型,進(jìn)行單自由度推拉分析,得到12根樁等效剛度參數(shù)(表2)。在渡槽模型承臺底部通過等剛度接地連接器模擬樁土相互作用。

表2 樁-土相互作用等效彈簧剛度參數(shù)

對安裝了盆式橡膠支座的渡槽進(jìn)行模態(tài)分析,得到其前2階振型如圖4所示,均為平動模態(tài),其中一階模態(tài)為橫槽向平動,二階模態(tài)為順槽向平動。

圖4 渡槽振型

3 地震動輸入的選取

3.1 地震動選取方法

本文結(jié)合場區(qū)地質(zhì)條件及地震安評報告結(jié)果,在PEER[17]中選取場地條件相近的三向地震動輸入。

通過目標(biāo)反應(yīng)譜對所得地震記錄進(jìn)行比選。安評報告中給出的目標(biāo)反應(yīng)譜計(jì)算公式如式(1)、式(2)所示,其中Sa(T)為目標(biāo)反應(yīng)譜曲線,Amax為設(shè)計(jì)地震動峰值加速度,β(T)為設(shè)計(jì)地震動加速度放大系數(shù)反應(yīng)譜,βmax為放大系數(shù)反應(yīng)譜的平臺值,T0為第一拐點(diǎn)周期值,Ts為第二拐點(diǎn)周期值(特征周期),γ為反應(yīng)譜下降段下降速度控制參數(shù),取γ=0.9。當(dāng)β(T)<0.2βmax時,取0.2βmax。

Sa(T)=Amaxβ(T) ;

(1)

根據(jù)《水工建筑物抗震設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)》,本工程對應(yīng)的渡槽工程抗震設(shè)防類別為乙類,應(yīng)考慮50 a遭遇概率5%的地震水平。表3列出了場區(qū)50 a遭遇概率5%目標(biāo)反應(yīng)譜參數(shù),以該水準(zhǔn)地震對渡槽進(jìn)行校核。

表3 目標(biāo)反應(yīng)譜參數(shù)取值

目標(biāo)反應(yīng)譜如圖5所示,根據(jù)楊溥等[18]的研究成果,選取的地震動應(yīng)力滿足[0.1,Tg]與[T1-ΔT1,T1+ΔT2]兩個頻段的反應(yīng)譜平均值與目標(biāo)反應(yīng)譜的平均值相差<10%。其中Tg為場地特征周期,T1為結(jié)構(gòu)一階周期,ΔT1、ΔT2為頻段范圍控制值,一般取ΔT1為0.2 s,ΔT2為0.5 s。

圖5 目標(biāo)反應(yīng)譜及選取地震動反應(yīng)譜

3.2 地震動選取結(jié)果

從PEER數(shù)據(jù)庫中共選出53條符合場地條件的地震記錄,將水平地震動峰值調(diào)幅為2.81 m/s2,從106條水平反應(yīng)譜中選出滿足上述雙頻段條件的地震動,以滿足條件的地震動作為橫槽向輸入,另一水平方向及豎向地震動分別作為順槽向及豎向輸入。地震安全評價報告指出場地距斷層約20 km,屬于臨近斷層的近場地震,根據(jù)《水工建筑物抗震設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)》(GB 51247—2018)[5],豎向地震加速度代表值與主方向相同,三向地震動峰值加速度均調(diào)幅為2.81 m/s2。

最終選出與目標(biāo)反應(yīng)譜吻合程度高的RSN392、RSN3575及RSN3724三條地震記錄,調(diào)幅后的橫槽向反應(yīng)譜對比如圖5所示,其中0.9(1.1)目標(biāo)反應(yīng)譜為目標(biāo)反應(yīng)譜加速度乘以0.9(1.1)后的結(jié)果,平均反應(yīng)譜為3條地震記錄反應(yīng)譜的加和平均。地震記錄信息如表4所示。

表4 地震動信息

4 渡槽隔震分析

4.1 渡槽支座選型

本文選擇了3種支座進(jìn)行對比分析,分別為盆式橡膠支座(PEPB)、鉛芯橡膠支座(LRB)及摩擦擺支座(FPB)。

4.1.1 盆式橡膠支座(PEPB)

PEPB為非隔震支座,在固定方向表現(xiàn)為線彈性;其在滑動方向的剛度符合雙線性本構(gòu),具有與固定方向相同的初始剛度,但很快進(jìn)入塑性階段,且塑性階段剛度大幅降低,本構(gòu)模型如圖6(a)所示, 參考《公路橋梁盆式橡膠支座》(JT 391—1999)[19]選擇承載力接近8 000 kN的GPZ8GD/DX/SX,承載力8 000 kN。PEPB屈服力為支座上部重力的3%,屈服位移為2 mm,根據(jù)屈服力及屈服位移可得支座的初始剛度。起滑后剛度為初始剛度的1%,豎向剛度按2%極限豎向變形計(jì)算得2 000 kN/mm。PEPB支座分為固定支座(GD)、單向滑動支座(DX)及雙向滑動支座(SX) 3種,布置在蓋梁上,位置對應(yīng)渡槽的四角(圖6(b)),距離渡槽端部1.5 m。

圖6 PEPB本構(gòu)模型及支座布置

PEPB具體參數(shù)如表5所示,可在ABAQUS中定義連接器的彈性剛度及塑性參數(shù)(屈服力、塑性位移)模擬PEPB。

表5 支座參數(shù)

4.1.2 鉛芯橡膠支座(LRB)

LRB具有豎向剛度大、橫向剛度小的特點(diǎn),可延長結(jié)構(gòu)周期,具有隔震效果。參考《公路橋梁鉛芯隔震橡膠支座》(JT/T 822—2011)[20]選擇承載力接近8 000 kN的Y4Q1020×311G1.2,代表支座有4個鉛芯,直徑為1 020 mm,支座高度為135 mm,橡膠剪切彈性模量為1.2 MPa的圓形鉛芯橡膠支座,本構(gòu)模型如圖7(a)所示。其中Kd為屈服后剛度,Fd為設(shè)計(jì)水平力,Keff為等效剛度,Qd為特征強(qiáng)度。支座參數(shù)見表5,可在ABAQUS中定義連接器的彈性剛度及塑性參數(shù)模擬LRB,布置位置與PEPB相同。

圖7 LRB和FPB本構(gòu)模型

4.1.3 摩擦擺支座(FPB)

FPB為利用單擺原理設(shè)計(jì)的隔震支座,其特點(diǎn)是隔震周期不隨上部質(zhì)量而變化,僅與擺長半徑有關(guān)。FPB本構(gòu)模型如圖7(b)所示,其中μ為摩擦系數(shù),W為支座豎向力,Kp為初始剛度,Kc為屈后剛度,Keff為等效剛度。

FPB型號為FPQZ-8000-GD/DX/SX-e150,代表承載力8 000 kN,設(shè)計(jì)位移150 mm。與PEPB類似,可根據(jù)上部質(zhì)量計(jì)算出FPB的彈塑性關(guān)系,具體參數(shù)見表5,FPB在地震作用下雙向隔震?？稍贏BAQUS中定義連接器的彈性剛度及塑性參數(shù)模擬FPB,布置位置與PEPB相同。

4.2 地震響應(yīng)對比

渡槽一階模態(tài)為橫槽向變形,對比不同支座渡槽的橫槽向槽身位移及墩底彎矩,以分析隔震效果。

4.2.1 橫槽向槽身位移

RSN3575地震作用下3種不同支座渡槽的槽身橫槽向位移時程曲線如圖8所示。

圖8 RSN3575作用下渡槽槽身橫槽向位移時程曲線

不同地震作用下各支座渡槽的最大位移如表6所示。其中LRB渡槽槽身橫槽向位移最大值平均比PEPB渡槽降低了39.6%;FPB渡槽平均比PEPB渡槽降低了11.3%,由上述兩者平均值可得隔震支座平均可降低25.5%的槽身位移。

表6 槽身最大位移

4.2.2 橫槽向墩底彎矩

RSN3724作用下3種不同支座渡槽的橫槽向墩底彎矩時程曲線如圖9所示。3條地震作用下不同支座渡槽的最大墩底彎矩如表7所示。隔震支座總體上可降低墩底彎矩,LRB渡槽墩底彎矩最大值平均比PEPB渡槽降低了30.4%;FPB渡槽平均比PEPB渡槽降低了18.2%,由上述兩者平均值可得隔震支座平均可降低24.3%的墩底彎矩最大值。

表7 墩底最大彎矩

圖9 RSN3575作用下渡槽橫槽向墩底彎矩時程曲線

由表6、表7可知隔震支座渡槽位移及墩底彎矩響應(yīng)較盆式橡膠支座渡槽小。僅RSN392作用下,隔震支座渡槽響應(yīng)大于盆式橡膠支座渡槽,這是因?yàn)镽SN392波反應(yīng)譜整體偏低,使得盆式橡膠支座渡槽響應(yīng)較小,但其在周期1.3 s處出現(xiàn)局部波峰,設(shè)置隔震支座之后,渡槽的周期變長,導(dǎo)致其地震響應(yīng)變大。

該渡槽槽墩高度高,響應(yīng)周期長,盆式橡膠支座渡槽槽身與槽墩一同運(yùn)動,使得位移與彎矩響應(yīng)周期較長(圖10的PEPB曲線)。安裝隔震支座后,槽身與槽墩不再一同運(yùn)動,由此降低了槽身位移及墩底彎矩。

圖10 RSN3575作用下渡槽槽身和槽墩受拉損傷云圖

4.3 渡槽受拉損傷分析

4.3.1 槽身受拉損傷分析

圖10(a)為RSN3575作用下不同支座渡槽槽身的受拉損傷云圖(受拉損傷表示混凝土進(jìn)入塑性的程度[13])。其中PEPB渡槽的槽身較LRB和FPB這2種隔震支座渡槽損傷嚴(yán)重,說明隔震支座具有良好的隔震效果,減小了槽身損傷。此外,槽身損傷最嚴(yán)重的部位為支座及槽壁變截面處,槽身的破壞模式為支座處及端部槽壁變截面處發(fā)生破壞,隨后沿端部槽壁變截面處向跨中發(fā)展。

不同地震作用下,槽身內(nèi)普通鋼筋最大拉、壓應(yīng)力均≤100 MPa,<25%的屈服應(yīng)力,具有較大安全裕度;預(yù)應(yīng)力鋼筋最大應(yīng)力為1 326 MPa,處于受拉狀態(tài),與控制應(yīng)力1 320 MPa接近,且地震作用下應(yīng)力變化在20 MPa以內(nèi),說明槽身不會發(fā)生嚴(yán)重破壞。

4.3.2 槽墩受拉損傷分析

圖10(b)為RSN3575作用下不同支座渡槽槽墩的受拉損傷云圖。槽墩底部損傷最為嚴(yán)重,在槽墩中部及頂部也有損傷。其中槽墩中部的損傷是配筋率變化導(dǎo)致的,槽墩頂部的損傷是鄰跨渡槽質(zhì)量偏壓導(dǎo)致的。PEPB渡槽槽墩破壞程度較隔震支座渡槽嚴(yán)重。槽墩損傷較槽身輕微,說明該渡槽槽身的破壞先于槽墩,槽身屬于渡槽薄弱部位。

不同地震作用下,盆式橡膠支座、隔震支座渡槽鋼筋最大應(yīng)力分別為399、363 MPa,均處于受拉狀態(tài),分別為99.8%與90.8%的屈服應(yīng)力,槽墩破壞的風(fēng)險較高。

4.3.3 支座損傷分析

RSN3575作用下3種支座的滯回曲線如圖11所示,其中圖11(b)為圖11(a)滑動支座滯回曲線的放大圖。不同地震動作用下各支座最大橫槽向變形及豎向反力如表8所示。

表8 支座橫槽向變形和豎向反力最大值

圖11 RSN3575作用下3種支座的滯回曲線

RSN392作用下FPB變形超過設(shè)計(jì)位移150 mm,其余支座變形均未超過設(shè)計(jì)位移,但多數(shù)支座變形已接近設(shè)計(jì)位移。RSN3575作用下PEPB豎向反力未超過承載力8 000 kN,其余支座均已超過承載力。由于近斷層地震動的豎向分量較大,導(dǎo)致支座受到的豎向力較大,因此在選擇支座時需考慮較大的承載力,對該渡槽可選承載力為靜力工況3倍的支座。

4.4 空槽時隔震性能分析

以上為滿槽工況時程分析,表9對比了LRB及FPB渡槽空、滿槽工況槽身橫槽向位移及墩底彎矩的最大值。LRB渡槽空槽工況槽身最大位移平均比滿槽工況增加了10.4%,最大墩底彎矩降低21.4%;FPB渡槽空槽工況槽身最大加速度平均比滿槽工況降低20.9%,最大墩底彎矩降低32.2%。隨著上部質(zhì)量減小,LRB支座渡槽的位移加大,相比于FPB支座,墩底彎矩降低程度較小,說明LRB支座不能適應(yīng)上部質(zhì)量的變化,而FPB支座的位移與彎矩響應(yīng)均有減小,適應(yīng)性較強(qiáng)。LRB的隔震周期與上部質(zhì)量密切相關(guān),隨著上部質(zhì)量減小,LRB的隔震周期也相應(yīng)減小,使周期更接近場地特征周期,加大了結(jié)構(gòu)的地震響應(yīng)。而FPB的隔震周期僅與擺長半徑有關(guān),選定摩擦擺后周期不再改變,因此上部質(zhì)量的減小對FPB性能的影響較小。

表9 隔震支座空、滿槽工況槽身位移及墩底彎矩對比

5 結(jié) 論

本文以滇中引水工程中某梁式渡槽為例,在ABAQUS中建立有限元模型,考慮其流固耦合作用,對比不同支座渡槽的抗震性能,主要得到以下結(jié)論:

(1)隔震支座對渡槽具有良好的隔震效果,可有效降低渡槽槽身位移及墩底彎矩,從而減輕渡槽結(jié)構(gòu)的損傷破壞。

(2)地震作用下,渡槽槽身支座處及端部槽壁變截面處為薄弱部位,損傷程度較高;槽墩底部易發(fā)生損傷,并逐漸向上發(fā)展。該渡槽槽身混凝土更易發(fā)生損傷,當(dāng)?shù)卣鹱饔幂^大時,槽墩鋼筋應(yīng)力較大,更易發(fā)生破壞。

(3)近斷層地震動豎向分量較大,支座容易出現(xiàn)豎向承載力不足的情況,需要采用承載力裕度較大的支座;支座變形可能超過設(shè)計(jì)位移,存在破壞風(fēng)險。

(4)渡槽水位的變化會導(dǎo)致支座上部質(zhì)量變化,鉛芯橡膠支座的隔震周期與上部質(zhì)量相關(guān),而摩擦擺支座的周期僅與擺長半徑相關(guān),因此摩擦擺支座更適用于渡槽結(jié)構(gòu)。