安通良品分析桥梁橡胶支座出现安全隐患的原因和预防151-3082-8567

当前频发的桥梁橡胶支座质量事故令人担忧。通过介绍橡胶支座的用途、桥梁橡胶支座品种与构 造特点以及我国所颁布的橡胶 支座产品技术标准，阐述橡胶支座质量检测的重要性，呼吁政府主管部门、工程设计、施工、监理、生产厂家等 ，加强对橡胶支座的生产质量管理，防止事故隐患。 关键词：橡胶支座；橡胶支座；抗震性能开发了球冠板式橡胶支座，其构造特点是在圆形板式橡胶支座上面设置了球冠构造，球冠高度有，"， ，等种 ， 其优点是受力明确，抗剪变形能力大于一般的板式橡胶支座。一般用于跨度’以 下的铁路桥梁和跨度(左右的 公路桥梁。)

盆式橡胶支座有抗震型盆式固定桥梁橡胶支座和测力盆式橡胶支座两种。主要用于特大型铁路、公路 桥梁，设计反力达到，铁科院为南京长江二桥北汊桥研制的跨度"的箱梁支座，设计反力达到"。盆式橡胶 支座的主要构造特点，一是将橡胶块放置在钢制的凹形金属盆内，由于橡胶处于侧向约束状态，大大提高了支座 的承载能力；二是利用嵌放在金属盆顶面的四氟乙烯板与不锈钢滑板相对摩擦系数小的特性，来保证支座能满足 桥梁的水平位移的要求。梁的转动也通过盆内橡胶块的不均匀压缩来实现，对特大跨度桥梁特别有利，具体构造 见图。

为确定多层橡胶支座的橡胶的极受压承载力，进行了动力压缩破环试验。试验得到的压力-坚向变形关系如 图2 所示，试件 为500×7-14(S1=18,S2=5)。 当平均压力达到1200kg/cm2(压力为2400t)时，表现出屈服现象,达到1500kg/cm2(压 力为3000t)以上破坏。图中也给出了静力载入试验的结果，两 试验结果对应较好。同时，还进行剪切变形为 240mm的受压破坏试验。在由剪切变形时，破坏承载力虽有所降低，但与纯压时趋势基本相同。图3 给出了破坏面 的状况。从破坏面观察，破坏是从中间钢板的中心孔部位钢板的受拉破坏开始，使橡胶片失去约束，破坏了多层橡胶的承载机构， 直 至完全破坏。

这表明多层橡胶的极限承载力主要取决于中间钢板。中间钢板越厚，强度越大，可以发挥更高的 极限承载力。为上部结构基底固定时的基本振型;Ξs,1为相应的基频,相应的基本周期T s,1为 Ts,1=2ΠΞs,1=2 ΠM s,eq Ks,eq(21) 双自由度体系的基本周期T1和第二周期T 2如下 T1≈ T2 s, 1+T2 b (22)T 2≈Ts,1(1+Λ)(1+T2s,1 T2 b)(23) 式中 Λ =Ms,eqMb为质量比;Mb为隔震层质量; Tb=2Π(Mb+Ms, eq) Kb为上部结构为刚体时隔震结构基本周期;Kb为隔震层刚度。

双自由度体系的振型及相应的参与系数如下 第 一振型xsxb=1+T2s,1T2b,参与系数 Χ1=1+Λ(1+T2 s,1 T2 b)1+Λ(1+2T2s,1 T 2 b)(24)第二振型xbxs≈-Λ+(1+Λ)T2s,1T2 b,参与系数Χ2=T2 s,1T2b1 Λ(1+2T2s,1T2 b) (25)对阻尼比,第一振型可取隔震层橡胶支座的等效阻尼比,第二振型可取 上部结构阻尼比,或取0.05。该方法公路板式橡胶支座计算结果比单自由度体系的精度高,特别是对Ks,eqKb较小的情况。1.4 华南建 设学院西院周福霖建议的方法[4] 该方法的基本假定如下: (1)隔震结构在地震中只作“整体平动”,只考虑基本 振型的影响,上部结构层间位移和层间剪力近似为零。

上部结构近似视为平动的整体,隔震结构体系近似为单 质点体系,结构总水平地震作用位置在隔震结构体系的隔震层,其值用现行《规范》中的底部剪力法计算。即 FEK= Α1Geq(26) 综合上述四种简化方法,都把上部结构的运动视为刚体平动,但在确定基底剪力时有差 别。主要是简 化体系的阻尼参数取法不同,新西兰、美国规范、周福霖等建议的方法,都把上部结构与隔震层的阻尼比,视为相同 。新西兰、美国规范相当于把上部结构的阻尼比取为隔震层阻尼比,周福霖建议的方法相当于把隔震层阻尼比取为 上部结构的阻尼比。当上部结构与隔震层的阻尼比相等或相近时,计算结果较精确。而实际工程中,一般隔震层的橡胶支座阻尼比要比上部结构的阻尼比大一倍左右,这种情况下,新西兰、美国规范计算结果偏小,周福霖建议方法的计算结 果偏大。周锡元建议的方法考虑了隔震层与上部结构阻尼比的差别,当两者的阻尼比相差较大时,计算结果亦较精 确。但由于采用了双自由度体系,计算相对麻烦。

另外, 上述诸方法除美国规范 ,都未涉及上部结构地震作用沿高度分布如何定量问题,因而不能适应工程简化计算的实际需要。 2 隔震结构地震 作用简化计算方法 通过对以上情况的分析,我们认为隔震结构地震作用简化计算方法,应该体现以下原则(1)计算 方法应该反映隔震层与上部结构动力反应的特征。 2 32 振 动 工 程 学 报 第12 卷 (2)计算方法应该尽量简单实用。 根据以上原则,对于上部结构平立面较规则,高度不超过20米的隔震建筑,可简化 为单质点体系,按此模型基底总剪力可写为 F=ΑG (27) 式中 F为基底总剪力,Α为地震影响系数,G为结构总重力荷载。 在按上式计算地震作用时,单质点模型的基本周期可按下式计算 T=2 Π GKg (28) 式中 T为单质点模型的基本周期;K为隔震层的刚度;g 为重力加速度。由于上部结构与 隔震层的阻尼有较大差别, 根据在计算地震作用时Α的取法不同,式(27) 的计算可以演变为两种近似算法。

对于采用对应不同阻尼的地震影响系数Α计算式(27)时,相当于简化单质点 模型采 用的是隔震层的阻尼,而一般情况下隔震层阻尼大于上部结构的阻尼,因此按式(27)计算的结果与实际相比 偏小。上节中新西兰学者建议的方法即属此种情况。为使简化单质点模型与实际情况相符合,

我们建议增加一个调 整系数来修正简化方法,此时式(27)可写为 F=ΓΑG(29)式中 Γ为地震作用调整系数 2.对于采用89规范中以5阻 尼比的地震影响系数Α为基础,计算单质点模型的地震作用时,相当于将整个体系(上部结构与隔震层)都按结构的 阻尼考虑,因此计算结果与实际情况相比偏大,上节所述周福霖教授建议的方法即属此种情况。为使上述近似算法 符合实际情况,我们也建议增加一个地震作用调整系数来修正二者的差别。此种方法的单质点模型地震作用计算公 式同式(29)。 基于基础隔震建筑的反应是以第一振型为主的平动,与传统抗震结构中地震作用沿高度按倒三角形

放大的分布规律有很大差别,因此建议在按式(29)计算出单质点模型总的基底剪力后,其上部结构的层间地震作用 按下式考虑 Fi= m i ∑n i = 1 m i F (30) 式中 mi为上部结构第i层的质量,n为层数。 地震作用调整系数Γ将通过对大量计算结果进行回归 分析来确定,基本思路是:简化方法基底剪力与时程分析法基底剪力的最大相对误差不超过10,以满足工程设计的需 要。

地震作用调整系数Γ 下面将讨论如何确定地震作用调整系数Γ。为使Γ能适用多种情况,这里选取了上部 结构为五、七、九层三种有代表性的结构模型。分别输入不同地面运动条件的地震记录进行时程分析,将所得基底 剪力作为相应的简化方法的基底剪力,根据式(29)就可求得对应不同地面运动条件和结构参数的地震作用调整系数 Γ,再对Γ进行回归分析,寻找可适应多种情况的回归方程。 3 32第2期 苏经宇等:橡胶支座基础隔震建筑地震作用实用计算方法 3.1 时程分析3.1.1 分析模型 在时程分析中将隔震层看做隔震建筑的第一层,上部结构简化为多质点剪切模型。 三种结构模型隔震前的基本周期T前与隔震后的基本周期T后见表1。 表1 三种模型隔震前后的基本周期T 前与T 后 层数五层七层九层T 前(S)0.2610.360 0.460 T后(S) 1.805 2.114 2. 397 3.1.2 输入地震记录 地震记录的选取是应用中国建筑科学研究院抗震所的人工模拟地面运动记录微机计算程 序EQSS9021来产生,同时考虑了以下地面运动条件: a.大震,小震 b.烈度:7度,8度,9 度 c.近震,远震 d.场地类别: