摩擦擺支座抗拉拔設(shè)計及有限元分析

王偉強，陳彥北，卜繼玲，郝紅肖，孔令俊

(株洲時代新材料科技股份有限公司，湖南 株洲 412007)

摩擦擺支座抗拉拔設(shè)計及有限元分析

王偉強，陳彥北，卜繼玲，郝紅肖，孔令俊

(株洲時代新材料科技股份有限公司，湖南 株洲 412007)

為了使摩擦擺支座應(yīng)用到地震強震區(qū)和颶風(fēng)較多區(qū)域的橋梁結(jié)構(gòu)上，研究了一種新型抗拉拔摩擦擺支座。通過建立抗拉拔摩擦擺支座有限元計算模型，分析了該支座在地震工況下的抗拉拔特性及隔震效果。結(jié)果表明:該抗拉拔摩擦擺支座具有抗拉拔功能和阻尼耗能特性，且隔震效果十分顯著。這種支座構(gòu)造簡單、易于更換，可提高橋梁上部結(jié)構(gòu)的抗拉拔能力，避免發(fā)生傾覆破壞。

摩擦擺支座 抗拉拔設(shè)計 有限元分析 橋梁 傾覆破壞

摩擦擺支座(FPB)發(fā)展至今已近30年，國內(nèi)外研究人員對其進行了大量研究［1-4］。FPB以其水平位移能力大、自動復(fù)位能力強、可消除因偏心引起的扭轉(zhuǎn)效應(yīng)、基本參數(shù)可單獨設(shè)計等優(yōu)勢，廣泛應(yīng)用于中小跨度橋梁，逐漸成為一種發(fā)展?jié)摿薮蟮母粽鹬ё?-6］。當(dāng)強烈地震發(fā)生時，隔震支座產(chǎn)生較大的水平位移，在滑移量過大時會造成滑動性能失控，并伴隨較大的豎向荷載，隔震支座處于受拉狀態(tài)，橋梁上部結(jié)構(gòu)發(fā)生傾覆破壞［7］。橋梁隔震設(shè)計通過增加結(jié)構(gòu)的柔性，延長結(jié)構(gòu)自振周期，從而減小加速度響應(yīng)，或通過調(diào)整減隔震裝置阻尼性能，將橋梁上部結(jié)構(gòu)的位移控制在容許范圍內(nèi)［8］。因此為了解決隔震支座的受拉問題，可以通過抗拉拔裝置的阻尼耗能來抵抗上部結(jié)構(gòu)的拉拔力。在解決摩擦擺支座抗拉拔能力不足的問題上，前人所做的工作較少，國外學(xué)者的研究主要集中于FPB新型滑動摩擦材料［9］，而國內(nèi)對抗拉拔摩擦擺支座的研究較少。因此開發(fā)一種具有抗拉拔功能的摩擦擺支座顯得尤為重要，同時有利于FPB隔震技術(shù)在地震強震區(qū)和颶風(fēng)較多地區(qū)的推廣應(yīng)用。本文在研究國內(nèi)外摩擦擺支座抗拉拔裝置的基礎(chǔ)上，設(shè)計了一種新型抗拉拔摩擦擺支座，通過抗拉拔裝置的塑性變形實現(xiàn)阻尼耗能，從而提高隔震支座抗拉拔能力，避免橋梁上部結(jié)構(gòu)發(fā)生傾覆破壞。

1 摩擦擺支座的抗拉拔設(shè)計

由于常規(guī)摩擦擺支座對地震水平荷載和豎向荷載的抵抗能力有限，即抗拉拔能力不足，因此設(shè)計了一種新型抗拉拔摩擦擺支座，見圖1。該支座將一種新型抗拉拔裝置與FPB進行組合，抗拉拔裝置作為附加阻尼器，通過塑性變形實現(xiàn)阻尼耗能，以增強隔震支座的抗拉拔能力，達(dá)到減隔震目的。

圖1 抗拉拔摩擦擺支座

抗拉拔裝置為彈塑性材料制成的阻尼器，由若干個對稱且等間距布置的抗拉拔塊與T形導(dǎo)槽組成，見圖2。為了不影響摩擦擺支座的隔震功能，抗拉拔塊的上端與FPB上座板的T形導(dǎo)槽間隙配合，上端的頂面、底面與導(dǎo)槽預(yù)留一定的間隙，而下端與FPB的預(yù)埋板則通過抗剪螺栓固定，這樣有利于抗拉拔塊的安裝、維修及更換。在上座板的橫向和縱向開設(shè)導(dǎo)槽，導(dǎo)槽的結(jié)構(gòu)形式與抗拉拔塊的上端結(jié)構(gòu)形式相對應(yīng)?？估螇K與導(dǎo)槽之間的滑移面采用不銹鋼拋光處理，上面涂有耐磨擦材料，盡可能降低抗拉拔塊與導(dǎo)槽間的滑動摩擦力。除了要求抗拉拔塊能在導(dǎo)槽中有接觸滑動外，還必須設(shè)計合理的允許滑動位移，保證抗拉拔塊不滑出上座板、抗拉拔塊弧形部分不與上座板碰撞，確保支座的安全性和穩(wěn)定性。

圖2 抗拉拔裝置

2 有限元分析

2.1 計算模型與參數(shù)

以應(yīng)用于某湘江橋的摩擦擺支座為計算模型，其設(shè)計參數(shù)為:支座豎向反力為6 000 kN，水平反力為600 kN，水平位移 ±100 mm，偏轉(zhuǎn) ±0.02 rad，抗拉拔力600 kN，屈后剛度4.39 kN/mm。

支座的設(shè)計工況為:

工況1。非拉拔地震工況(無轉(zhuǎn)角)，6 000 kN豎向荷載，水平位移±100 mm。

工況2。非拉拔地震工況(有轉(zhuǎn)角)，6 000 kN豎向荷載，水平位移±100 mm，偏轉(zhuǎn)±0.02 rad。

工況3。拉拔地震工況(有轉(zhuǎn)角)，水平位移為±100 mm，偏轉(zhuǎn)±0.02 rad，拉拔力600 kN。為了便于分析，工況3中支座受到拉拔力作用時為一種極限狀態(tài)。

通過有限元仿真軟件ABAQUS 6.10建立模型，分析FPB在拉拔力作用下的抗拉拔特性和隔震效果。模型由上座板、T形導(dǎo)槽、中座板、下座板、預(yù)埋板、上球面耐磨板、下球面耐磨板、抗拉拔塊組成。其中，有限元網(wǎng)格均為六面體單元，金屬部件為C3D8R單元，耐磨部件為C3D8RH單元，有限元網(wǎng)格模型見圖3(考慮到對稱性，取模型的1/2)。上座板等金屬構(gòu)件均采用Q345B;上下耐磨板分別采用HTSE板、UHMWPE板。各種材料的力學(xué)參數(shù)見表1。

圖3 有限元網(wǎng)格模型

表1 各材料力學(xué)參數(shù)

2.2 計算結(jié)果分析

2.2.1 FPB隔震功能分析

FPB的計算分析采用雙線性計算模型，可得摩擦擺支座的水平反力和屈后剛度的理論公式［9］

式中:F為水平反力;D為水平位移;W為豎向荷載;R為等效半徑;μ為摩擦系數(shù);θ為轉(zhuǎn)角，逆時針轉(zhuǎn)動時sgnθ·為1，順時針轉(zhuǎn)動時則為－1;Kfpb為屈后剛度。

根據(jù)式(1)、式(2)計算可得，F(xiàn)為744 kN，Kfpb為4.41 kN/mm。

由不同工況及FPB計算模型得到的支座滯回曲線見圖4。在±100 mm水平大位移的作用下，工況1下支座的最大水平反力達(dá)到735 kN，與理論分析吻合較好;工況2下支座的最大水平反力達(dá)到814 kN;工況3下支座的最大水平反力達(dá)到540 kN。由圖4可知，支座屈后剛度為4.46 kN/mm，與理論值基本吻合，也與試驗值4.49 kN/mm相符。在工況2中，由于支座偏轉(zhuǎn)，導(dǎo)致最大水平反力差別較大，但滿足設(shè)計要求。在工況3中，支座出現(xiàn)了拉應(yīng)力，導(dǎo)致支座的水平反力減小，耗能效果有所降低，但滿足抗拉拔要求。在工況1，2中支座無拉應(yīng)力，滯回曲線飽滿，耗能效果顯著，而工況3中支座產(chǎn)生拉應(yīng)力，但支座阻尼耗能效果顯著。

圖4 抗拉拔摩擦擺支座滯回曲線

不同工況下的豎向位移—分析步曲線見圖5。在水平位移作用下，支座在工況1，2，3下產(chǎn)生的豎向位移分別為3.68，2.26，4.52 mm。在工況2中，由于支座偏轉(zhuǎn)，導(dǎo)致支座的豎向位移變化較小;在工況3中，由于支座產(chǎn)生拉應(yīng)力，曲線有一定的抬升，支座的豎向位移變化較大。在支座水平運動過程中，由于豎向位移的變化，將動能轉(zhuǎn)化為勢能，耗散地震能量，因此豎向位移變化值可為FPB的豎向地震耗能提供參考。

2.2.2 抗拉拔功能分析

在工況1，2中，抗拉拔裝置不產(chǎn)生抗拉拔作用。在工況3中，抗拉拔裝置的應(yīng)力分布情況分別見圖6、圖7。T形導(dǎo)槽最大應(yīng)力262.80 MPa，材料未屈服，沒有產(chǎn)生塑性變形;抗拉拔塊的最大應(yīng)力為417.60 MPa，已進入屈服狀態(tài)，等效塑性應(yīng)變最大值為7.82%，不影響使用壽命要求。

圖5 豎向位移—分析步曲線

圖6 T形導(dǎo)槽的應(yīng)力分布

圖7 抗拉拔塊的應(yīng)力分布

在工況3中，抗拉拔塊的拉拔力與豎向位移的關(guān)系見圖8。由圖8可知，在一個周期內(nèi)，抗拉拔裝置在前、后1/2周期中抗拉拔力與豎向位移的變化曲線基本一致;抗拉拔塊受到的抗拉拔力最大值為678.72 kN，大于設(shè)計值600 kN;抗拉拔摩擦擺支座的拉應(yīng)力最大值為26.5 MPa，遠(yuǎn)大于疊層橡膠支座的拉應(yīng)力最大值1.2 MPa。由于抗拉拔塊產(chǎn)生了塑性變形，除了提供拉拔力，還可實現(xiàn)豎向阻尼耗能，即曲線包絡(luò)面積。因此在工況3中，抗拉拔摩擦擺支座滿足摩擦擺支座的抗拉拔設(shè)計要求。

圖8 拉拔力—豎向位移曲線

3 結(jié)論

新型抗拉拔摩擦擺支座構(gòu)造簡單、易于維修和更換，克服了常規(guī)摩擦擺支座無抗拉拔功能的不足。結(jié)果表明，新型抗拉拔摩擦擺支座在拉拔地震工況(有轉(zhuǎn)角)下能夠抵抗地震作用產(chǎn)生的拉拔力，且具有阻尼耗能特性，隔震效果十分顯著。采用該抗拉拔摩擦擺支座，可提高橋梁上部結(jié)構(gòu)的抗拉拔能力，避免發(fā)生傾覆破壞。

［1］ZAYAS V A，LOW S S，MAHIN S A.A Simple Pendulum Technique for Achieving Seismic Isolation［J］.Earthquake Spectra，1990，6(2):317-331.

［2］FENZ D M，CONSTANTINOU M C.Behavior of the Double Concave Friction Pendulum Bearing［J］.Earthquake Engineering and Structural Dynamics，2006，35(11):1403-1424.

［3］劉昕銘，王少華，嚴(yán)情木，等.摩擦擺隔震支座阻尼特性研究［J］.鐵道建筑，2012(10):10-13.

［4］夏俊勇，郝紅肖，胡宇新，等.摩擦擺支座球面曲率對摩擦副等效摩擦系數(shù)的影響［J］.鐵道建筑，2013(10):37-39.

［5］李雄彥，薛素鐸，潘克君.銅基面抗拔摩擦擺支座的力學(xué)性能研究［J］.振動與沖擊，2013，32(6):84-89.

［6］韓強，劉衛(wèi)剛，杜修力，等.多球面滑動摩擦隔震支座計算模型及其試驗確認(rèn)［J］.中國公路學(xué)報，2012，25(5):82-88.

［7］沈中治.橋梁傾覆破壞后帶來的反思［J］.特種結(jié)構(gòu)，2013，30(1):81-83.

［8］蘇鍵.疊層橡膠支座力學(xué)性能和高架橋及高層隔震結(jié)構(gòu)地震響應(yīng)研究［D］.湖南:湖南大學(xué)，2012.

［9］莊軍生.橋梁減震、隔震支座和裝置［M］.北京:中國鐵道出版社，2012.

(責(zé)任審編 鄭 冰)

U443.36+2

:ADOI:10.3969/j.issn.1003-1995.2015.11.11

2015-07-03;

:2015-09-09

王偉強(1986— )，男，工程師，碩士。

1003-1995(2015)11-0037-03