支座滑板磨損對(duì)多塔斜拉橋抗震性能影響研究

羅樂根， 張迅， 張精岳

(1.黃茅?？绾Ｍǖ拦芾碇行模?廣東 珠海 519000 ；2.中交公路長大橋建設(shè)國家工程研究中心有限公司， 北京市 100088)

進(jìn)入21世紀(jì)以來，中國橋梁發(fā)展成就巨大，建成了一大批創(chuàng)造世界紀(jì)錄的橋梁[1]，蘇通大橋、西堠門大橋、港珠澳大橋[2]、北盤江大橋、南沙大橋等相繼建成通車，以及正在籌建的深中通道、張皋過江通道、蓮花山跨江通道等超大跨橋梁工程，將中國橋梁由大國推向強(qiáng)國，實(shí)現(xiàn)了跨越式發(fā)展。截至2020年底，中國公路橋梁數(shù)量已超出88萬座，橋梁總數(shù)量居世界前列。通過對(duì)100座橋梁運(yùn)營期事故發(fā)生時(shí)間進(jìn)行統(tǒng)計(jì)分析，大于50年的橋梁不到15%，平均壽命29.36年；預(yù)測截止到2024年，30年橋齡的橋梁數(shù)量將達(dá)到17.9萬座，未來橋梁工程將由新建向管養(yǎng)靠攏。

在橋梁結(jié)構(gòu)部件中，支座作為橋梁的“關(guān)節(jié)”，其可以有效傳遞橋梁上部結(jié)構(gòu)的豎向荷載、水平荷載[3]，并可以適應(yīng)主梁自由變形和轉(zhuǎn)動(dòng)。而滑板作為支座的“核心關(guān)鍵”部件，可以有效減小支座在滑動(dòng)、轉(zhuǎn)動(dòng)等運(yùn)動(dòng)過程中的摩阻力[4]，且可避免鋼件與鋼件直接接觸的磨損。但由于滑板的抗壓強(qiáng)度(設(shè)計(jì)面壓45 MPa)約為鋼構(gòu)件強(qiáng)度(Q355B鋼材屈服強(qiáng)度355 MPa)的12.7%，即其力學(xué)性能遠(yuǎn)小于鋼構(gòu)件。因此，滑板作為支座的核心薄弱部件，其性能顯著影響著支座的力學(xué)性能和耐久性。王常峰等[5]研究了活動(dòng)支座摩擦作用對(duì)連續(xù)梁橋彈塑性地震反應(yīng)的影響，提出了考慮活動(dòng)支座摩擦力影響橋梁整體分析模型；閆貴平等[6]研究了盆式支座對(duì)橋梁動(dòng)力特性的影響；朱文俊[7]采用有限元模擬、原型試驗(yàn)等方法，開展了盆式支座在地震作用下的力學(xué)性能研究。目前，針對(duì)支座滑板磨損后的力學(xué)性能研究及對(duì)多塔斜拉橋結(jié)構(gòu)的抗震性能影響研究相對(duì)較少。

該文通過開展盆式支座不同工況的摩擦性能試驗(yàn)，模擬滑板在橋梁支座服役全過程中的磨損狀態(tài)，確定不同磨損階段的摩擦系數(shù)。并以黃茅海大橋?yàn)楣こ瘫尘?，研究支座滑板磨損對(duì)在役橋梁結(jié)構(gòu)抗震性能的影響。

1 支座滑板磨損性能試驗(yàn)

1.1 試驗(yàn)樣品

試驗(yàn)樣品為某橋梁上已服役25年更換下的GPZ-6000-e100盆式支座(圖1)，其設(shè)計(jì)豎向承載力6 000 kN，滑動(dòng)位移為±100 mm，上座板平面尺寸1 200 mm×1 500 mm×50 mm，下座板平面尺寸1 100 mm×1 100 mm×50 mm?；鍨榫鬯姆蚁┎牧?PTFE)(圖2)，其承載面壓較低(設(shè)計(jì)面壓30 MPa)，且耐磨損性能較差，在支座使用時(shí)需在其表面設(shè)置儲(chǔ)油坑，并涂抹5201硅脂，以提高其耐磨性能。

圖1 盆式支座

圖2 聚四氟乙烯滑板

1.2 試驗(yàn)設(shè)備

為研究盆式支座滑板服役全過程中的磨損性能，利用支座動(dòng)態(tài)試驗(yàn)機(jī)對(duì)盆式支座開展摩擦系數(shù)力學(xué)性能試驗(yàn)。該測試系統(tǒng)長12 m，寬7.6 m，高9.78 m，支座加載測試空間為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±600 mm；水平作動(dòng)器最大拉壓動(dòng)載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±300 mm，額定轉(zhuǎn)角弧度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

依據(jù)JT/T 391—2019《公路橋梁盆式支座》附錄C支座摩擦系數(shù)試驗(yàn)方法，對(duì)支座豎向施加設(shè)計(jì)荷載6 000 kN，水平位移采用正弦波加載，加載幅值±20 mm，加載頻率0.01 Hz。

根據(jù)經(jīng)驗(yàn)，支座服役中滑板經(jīng)歷以下階段：① 正常狀態(tài)(硅脂充足)→② 硅脂耗盡(干磨初期)→③ 外露滑板磨損殆盡(不銹鋼鏡面與支座球冠鋼件對(duì)磨初期)→④ 不銹鋼鏡面磨損。為了分析支座滑板在服役全過程不同階段的摩阻力，對(duì)該舊支座分別采取以下措施：① 正常狀態(tài)，滑板表面涂硅脂潤滑；② 硅脂耗盡，采用抹布將滑板表面硅脂擦凈，并采用酒精擦拭滑板表面；③ 外露滑板磨損殆盡，取出支座滑板，支座不銹鋼鏡面與球冠鋼件對(duì)磨；④ 不銹鋼鏡面磨損，開展≥100圈的摩擦試驗(yàn)。具體加載工況見表1。

表1 支座減隔震性能試驗(yàn)加載工況

1.4 試驗(yàn)結(jié)果

圖3為支座摩擦系數(shù)加載試驗(yàn)照片。圖4(a)為不同摩擦系數(shù)試驗(yàn)工況得到的滯回曲線；圖4(b)為不同工況的摩擦系數(shù)(摩擦系數(shù)為滯回曲線位移為0 mm時(shí)對(duì)應(yīng)的最大、最小水平力的均值與支座豎向力之比)。

圖3 支座摩擦系數(shù)試驗(yàn)照片

圖4 不同工況摩擦系數(shù)試驗(yàn)結(jié)果

從圖4可知：支座滑板表面涂硅脂潤滑時(shí)(工況1)測得的摩擦系數(shù)為0.010，滿足規(guī)范指標(biāo)要求(≤0.03)；而當(dāng)將滑板表面的硅脂擦除干凈后(工況2)，測得滑板干磨的摩擦系數(shù)為0.033，表面在缺少硅脂潤滑后，滑板的摩擦系數(shù)增大，且已超出規(guī)范≤0.03的要求；而當(dāng)將滑板取走后，球冠鋼件與上座板的不銹鋼件對(duì)磨(工況3)摩擦系數(shù)為0.084，其為支座正常狀態(tài)下摩擦系數(shù)的8.4倍，已遠(yuǎn)超規(guī)范要求值；而當(dāng)球冠與上座板的不銹鋼繼續(xù)對(duì)磨時(shí)(工況4)，其摩擦系數(shù)繼續(xù)增大，最終穩(wěn)定在0.156。

綜上所述，當(dāng)支座滑板表面的硅脂耗盡后，其摩擦系數(shù)逐漸增大，導(dǎo)致支座摩阻力增大，加速滑板表面的磨損；同時(shí)，支座摩擦系數(shù)的增大，也改變了橋梁原約束體系，降低橋梁的抗震性能，增加橋梁地震中倒塌風(fēng)險(xiǎn)。

2 工程概況

黃茅海大橋主橋采用(100+280+720+720+280+100) m雙索面三塔斜拉橋，橋型布置圖見圖5，為獨(dú)柱塔雙索面三塔斜拉橋，高跨比為0.25，邊中跨比為0.53。主梁采用分離式箱梁，分離式箱梁是由兩個(gè)鋼箱梁及橫向連接箱組成，鋼箱梁高4 m，橋面處拉索橫向間距46.9 m。主塔高度248.70 m，截面形式為橢圓和圓形，中塔塔截面尺寸由塔頂?shù)腄11.0 m(D為圓形直徑)圓形變化至塔身的D8.5 m正圓，再變化到橋面處10.0 m(橫橋向)、15.0 m(縱橋向)圓端形截面，最后變化至塔底的D20.0 m圓形截面，豎向變化采用三段相切接順的圓弧漸變。該項(xiàng)目所處場地橋梁抗震設(shè)防烈度7度，設(shè)計(jì)基本地震動(dòng)峰值加速度為0.15g。

圖5 主橋結(jié)構(gòu)體系示意圖(單位：cm)

3 有限元模擬及支座參數(shù)

3.1 有限元模型

采用Sap2000 Nonlinear有限元分析軟件建立全橋的三維有限元模型，進(jìn)行抗震性能分析，在三維模型建立過程中著重于結(jié)構(gòu)的剛度、質(zhì)量以及邊界條件的模擬。有限元模型以縱橋向?yàn)閄軸，橫橋向?yàn)閅軸，豎直方向?yàn)閆軸。模型中主塔、主梁和橋墩均離散為空間梁單元，其中主橋主梁采用雙梁式力學(xué)模型，并通過主從約束同拉索形成“魚骨梁”模型；拉索采用桁架單元模擬，在主塔(M3、M4、M5)位置未設(shè)置豎向支座，過渡墩(M1、M7)、輔助墩(M2、M6)位置設(shè)置摩擦擺支座，摩擦擺支座約束采用Plastic(wen)雙折線單元；對(duì)二期恒載采用質(zhì)量單元分布在主梁節(jié)點(diǎn)上進(jìn)行模擬；樁基礎(chǔ)約束采用“m”法進(jìn)行彈簧約束?？臻g三維有限元模型見圖6。

圖6 三維空間有限元模型

3.2 地震動(dòng)輸入

根據(jù)《工程場地地震安全性評(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)，以及橋址場地的地震動(dòng)特性，確定了100年超越概率4%(E2地震作用)對(duì)應(yīng)3%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。下文中不同約束體系分析選取3條波中地震響應(yīng)最大的第2條波，因此，僅列出E2地震波中水平方向的第2條波形圖，見圖7。

圖7 輸入地震動(dòng)時(shí)程曲線

3.3 支座參數(shù)

根據(jù)GPZ-6000-e100盆式支座試驗(yàn)結(jié)果，支座滑板在橋梁服役過程中，表現(xiàn)為：① 正常狀態(tài)(硅脂充足)→② 硅脂耗盡(干磨初期)→③ 外露滑板磨損殆盡→④ 不銹鋼鏡面磨損4個(gè)工作狀態(tài)，由于黃茅海大橋采用的支座滑板未涂抹硅脂，則不考慮支座滑板帶硅脂的狀態(tài)。因此，為了系統(tǒng)研究支座滑板磨損對(duì)在役橋梁關(guān)鍵截面地震響應(yīng)的影響，擬定了3個(gè)約束體系工況，其中支座選用實(shí)際應(yīng)用摩擦擺支座，具體如表2所示。

表2 不同約束體系支座參數(shù)

4 支座滑板磨損對(duì)在役橋梁結(jié)構(gòu)的性能影響

由于主塔位置未設(shè)置豎向支座，故主要針對(duì)過渡墩、輔助墩受支座滑板磨損的影響進(jìn)行研究。

4.1 墩底內(nèi)力

圖8、9為不同工況的墩底縱向彎矩、橫向彎矩。

圖8 不同工況墩底縱向彎矩

圖9 不同工況墩底橫向彎矩

從圖8、9可知：3種工況的過渡墩、輔助墩的墩底彎矩逐漸增大。其中，工況1的M6墩底縱向彎矩192 865 kN·m，橫向彎矩409 379 kN·m；工況2的M6墩底縱向彎矩202 690 kN·m，橫向彎矩414 047 kN·m工況3的M6墩底縱向彎矩214 835 kN·m，橫向彎矩422 775 kN·m；與工況1相比，工況2的M6墩底縱向彎矩增大幅度達(dá)5.1%，M6墩底橫向彎矩增大1.1%增幅相對(duì)較??；工況3的M6墩底縱向彎矩增大了11.4%，M6墩底橫向彎矩增大了3.3%。由墩底的彎矩變化情況可知：隨著支座滑板的逐漸磨損，墩底彎矩逐漸增大，即支座滑板磨損殆盡后，橋梁結(jié)構(gòu)原約束體系發(fā)生改變，逐漸向固結(jié)體系轉(zhuǎn)變，支座的耗能能力逐漸減弱，導(dǎo)致橋墩的地震響應(yīng)逐漸增大，但增大幅度相對(duì)較小。

4.2 樁基內(nèi)力

圖10、11為不同工況的樁基縱向彎矩、橫向彎矩。

圖10 不同工況樁基縱向彎矩

圖11 不同工況樁基橫向彎矩

從圖10、11可知：不同工況對(duì)于樁基的彎矩影響較小，總體呈增大趨勢，增幅在7%以內(nèi)。其中，與工況1相比，工況2的M2樁基最不利縱向彎矩增大了4.8%，M1樁基最不利橫向彎矩增大了3.6%，即在支座滑板磨損過程中，對(duì)于樁基最不利位置的彎矩增大較小，在5%以內(nèi)。而工況3的M2樁基最不利縱向彎矩增大了6.9%，M1樁基最不利橫向彎矩增大了4.9%。通過對(duì)不同工況作用下的樁基最不利位置的地震響應(yīng)分析可知，支座滑板的磨損對(duì)于樁基地震響應(yīng)的影響相對(duì)較小，總體在7%以內(nèi)。

4.3 支座內(nèi)力

圖12、13為不同工況的支座縱向、橫向剪力。從圖12、13可知：支座的縱向、橫向剪力隨著支座滑板磨損的加劇而逐漸增大。其中，工況1的M2支座縱向剪力為708 kN，工況3的M2支座縱向剪力為1 400 kN，縱向剪力增大了97.8%；而工況1的M6支座橫向剪力為1 066 kN，工況3的M6支座橫向剪力為1 682 kN，橫向剪力增大了57.7%。

圖12 不同工況支座縱向剪力

圖13 不同工況支座橫向剪力

4.4 支座位移

圖14、15為不同工況的支座縱向位移、橫向位移。

圖14 不同工況支座縱向位移

從圖14、15可知：不同工況對(duì)于支座的縱向、橫向位移影響較大，隨著支座滑板磨損的加劇，支座的縱向位移和橫向位移逐漸減小。其中，工況2的M6支座縱向位移比工況1減小約13.7%，而工況3的M6支座縱向位移比工況1減小約32.0%。對(duì)于支座橫向位移，其基本規(guī)律與縱向位移相類似。通過對(duì)支座內(nèi)力和位移的地震響應(yīng)分析可知：隨著支座磨損的加劇，對(duì)于支座的位移量在逐漸減小，也間接反映出，支座滑板在損傷以后，橋梁原約束體系逐漸改變?yōu)楣探Y(jié)體系，支座滑動(dòng)類型由原來的活動(dòng)支座逐漸變?yōu)楣潭ㄖё?/p>

圖15 不同工況支座橫向位移

4.5 梁端位移

圖16、17為不同工況的梁端縱向、橫向位移。從圖16、17可知：其基本規(guī)律與支座位移相似，隨著支座滑板磨損的不斷加劇，梁端的縱向位移和橫向位移逐漸減小，其中，工況2的M1梁端縱向位移比工況1減小約11.6%，而工況3的M7梁端縱向位移比工況1減小約21.4%。對(duì)于梁端橫向位移，其基本規(guī)律與縱向位移相類似。

圖16 不同工況梁端縱向位移

圖17 不同工況梁端橫向位移

5 結(jié)論與建議

通過試驗(yàn)和有限元模擬研究了支座服役全壽命對(duì)橋梁抗震性能的影響，結(jié)果表明：

(1) 支座在服役全過程中大致經(jīng)歷了正常狀態(tài)、硅脂耗盡、外露滑板磨損殆盡及不銹鋼鏡面磨損4個(gè)階段，且隨著支座滑板的逐漸磨損，摩擦系數(shù)由原來的0.01增大至0.156，改變了橋梁結(jié)構(gòu)的原邊界約束體系，降低橋梁的抗震性能，增加橋梁地震中倒塌風(fēng)險(xiǎn)。

(2) 支座滑板磨損后，對(duì)多塔斜拉橋的輔助墩、過渡墩的墩底、樁基彎矩表現(xiàn)為逐漸增大，其中，墩底縱向彎矩增大11.4%，樁基橫向彎矩增大6.9%；而支座和梁端位移表現(xiàn)為逐漸減小，即橋梁結(jié)構(gòu)的原約束體系發(fā)生改變。

(3) 支座摩擦系數(shù)約為0.03時(shí)，橋墩的關(guān)鍵截面的內(nèi)力響應(yīng)相對(duì)較小。因此，在橋梁支座滑板摩擦系數(shù)選取時(shí)，建議設(shè)計(jì)為0.03～0.04；且滑板表面不涂5201硅脂潤滑，并開展滑板長距離干磨性能試驗(yàn)。