大跨度連續(xù)梁橋摩擦擺支座布置及參數(shù)研究

劉學(xué)強(qiáng)

(福州市規(guī)劃設(shè)計(jì)研究院，福州 350108)

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大跨度連續(xù)梁橋摩擦擺支座布置及參數(shù)研究

劉學(xué)強(qiáng)

(福州市規(guī)劃設(shè)計(jì)研究院，福州 350108)

以1座(71+83+123.5+240+123.5+83+71) m大跨度連續(xù)梁橋作為研究對(duì)象，研究摩擦擺支座的布置方式以及支座的力學(xué)參數(shù)取值對(duì)結(jié)構(gòu)的地震響應(yīng)的影響。分析結(jié)果表明：采用摩擦擺隔震支座體系的大跨度連續(xù)梁，在E2地震作用下，能大幅降低原固定墩的受力，使得各墩內(nèi)力分布更加均勻，同時(shí)降低墩頂?shù)奈灰?；綜合考慮可以僅在主跨的主墩上布置摩擦擺支座；摩擦擺支座摩擦系數(shù)的變化對(duì)結(jié)構(gòu)地震反應(yīng)影響很大，摩擦系數(shù)的增大雖然使支座耗能能力增加，但是過(guò)大的摩擦力不能有效地阻斷墩梁間慣性力的傳遞，不能充分發(fā)揮隔震支座的耗能作用，建議摩擦系數(shù)采用0.02～0.03；摩擦擺支座半徑的變化對(duì)結(jié)構(gòu)地震反應(yīng)影響很小，建議根據(jù)支座豎向承載力采用相應(yīng)的曲率半徑。

連續(xù)梁橋；摩擦擺支座；支座布置；參數(shù)研究；時(shí)程分析；地震響應(yīng)

我國(guó)地處環(huán)太平洋地震帶和歐亞地震帶之間，有40%以上的土地處在地震烈度超過(guò)Ⅶ度的地區(qū)，是遭受地震破壞最嚴(yán)重的國(guó)家之一，抗震問題不容忽視[1]。

多跨連續(xù)梁橋由于自身結(jié)構(gòu)周期短，在縱橋向通常只設(shè)置1個(gè)固定支座，固定墩及基礎(chǔ)承擔(dān)了絕大部分的縱向地震力，是地震中的易損部位，需采取一定的隔震措施來(lái)改善受力情況[2]。通過(guò)對(duì)橋梁的結(jié)構(gòu)抗震設(shè)計(jì)與抗震構(gòu)造措施的研究，以便達(dá)到減少地震災(zāi)害目的，橋梁隔震主要是通過(guò)在上下部結(jié)構(gòu)間布設(shè)隔震支座，延長(zhǎng)結(jié)構(gòu)基本周期，并引入阻尼裝置，改善橋梁的受力情況[3，4]。連續(xù)梁橋由于自振周期較短，通過(guò)設(shè)置隔震支座，延長(zhǎng)自振周期，減小地震響應(yīng)[5，6]，國(guó)內(nèi)外已經(jīng)比較廣泛地應(yīng)用于實(shí)際工程結(jié)構(gòu)，減隔震裝置主要有：分層橡膠支座、鉛芯橡膠支座、減震球形支座、摩擦擺支座、高阻尼橡膠支座、鋼阻尼器、流體粘滯阻尼器等[7]。一個(gè)好的隔震系統(tǒng)應(yīng)能支承結(jié)構(gòu)，同時(shí)提供額外的水平柔度和耗能能力[8]。隔震裝置從正常使用條件出發(fā)，除考慮延長(zhǎng)周期和增加阻尼外，還應(yīng)考慮其他的一些參數(shù)，如：靜力荷載下的變形能力、屈服力、超出設(shè)計(jì)變形后的性能、變形后的自復(fù)位能力、豎向剛度等[9]。以摩擦擺支座為例，進(jìn)行大跨度連續(xù)梁橋摩擦擺支座布置及參數(shù)研究。

1 摩擦擺支座力學(xué)性能

摩擦擺支座是基于滑動(dòng)摩擦原理，其特有的圓弧滑道面，使其能夠依靠承載的上部結(jié)構(gòu)自重回復(fù)到支承中心，同時(shí)通過(guò)滑動(dòng)摩擦消耗地震能量，支座主要由上支座板、下支座板及鉸接滑塊組成，如圖1所示。

圖1 摩擦擺支座基本構(gòu)造

其中，上支座板與上部結(jié)構(gòu)相連，下支座板與墩柱或基礎(chǔ)相連，滑動(dòng)面多為采用不銹鋼材料制成的下凹形圓弧形曲面?；瑝K中有一活動(dòng)關(guān)節(jié)，使滑塊在沿滑槽滑動(dòng)時(shí)，能保持上部結(jié)構(gòu)始終處于水平狀態(tài)。滑塊底部與滑動(dòng)面具有相同的曲率半徑并涂有低摩擦材料(如聚四氟乙烯等)，以耗散地震能量[10]。

摩擦擺支座的力學(xué)性能可采用如圖2所示的雙直線簡(jiǎn)化模型[11，12]。在運(yùn)動(dòng)過(guò)程中存在嚙合和滑動(dòng)兩種狀態(tài)。

圖2 摩擦擺支座的雙直線簡(jiǎn)化模型

當(dāng)支座的水平剪力小于摩擦力時(shí)，支座處于嚙合狀態(tài)，此時(shí)相當(dāng)于固定支座。

F=Ff=μW

當(dāng)支座的水平剪力大于摩擦力時(shí)，支座處于滑動(dòng)狀態(tài)，此時(shí)為滑移隔震支座。其中

式中，F(xiàn)為支座水平剪力；Ff為摩擦力；μ為摩擦系數(shù)；可取0.03；W為支座承擔(dān)的上部結(jié)構(gòu)重量；Dy為屈服位移，一般取0.002～0.005 m；D為支座位移；K為支座水平剛度；R為滑動(dòng)面曲率半徑。

摩擦擺支座是一種有效的干摩擦滑移隔震裝置，影響摩擦擺隔震支座性能的關(guān)鍵因素是球面半徑和滑動(dòng)材料的動(dòng)摩擦系數(shù)[13]。球面半徑可以通過(guò)所需支座的隔震周期來(lái)確定，而動(dòng)摩擦系數(shù)則取決于滑動(dòng)摩擦材料的特性。以福州市一座跨閩江北港大橋?yàn)楣こ瘫尘埃鳂蜃畲罂鐝綖?40 m，主墩必須采用大噸位支座，采用摩擦擺球形減隔震支座不僅能有效延長(zhǎng)結(jié)構(gòu)周期，降低地震響應(yīng)，還可以通過(guò)自身的摩擦耗散地震能量，進(jìn)一步降低結(jié)構(gòu)地震響應(yīng)，通過(guò)摩擦擺支座的布置方式以及支座的力學(xué)參數(shù)取值對(duì)結(jié)構(gòu)的地震響應(yīng)的影響分析，得出大橋摩擦擺支座的最優(yōu)布置方式及最優(yōu)的隔震參數(shù)。

2 工程概況

福州市跨閩江大橋的主橋?yàn)榭崭故戒摶旖M合連續(xù)梁橋，橋跨布置為(71+83+123.5+240+123.5+83+71) m，全長(zhǎng)795 m。其中主跨為240 m空腹式V形鋼-混混合變截面連續(xù)箱梁，主跨跨中96 m采用鋼箱梁，其余部分全部采用預(yù)應(yīng)力混凝土結(jié)構(gòu)，左右幅橋均寬20.25 m，橋梁截面為單箱雙室直腹板截面。主墩采用順橋向變厚度實(shí)心墩，頂部縱向厚度5 m，按15∶1放坡，橫向?qū)?4 m；主墩承臺(tái)為矩形承臺(tái)，橫橋?qū)?0 m，順橋向?qū)?1.4 m，高6 m?；A(chǔ)采用群樁基礎(chǔ)，為鉆孔灌注樁基礎(chǔ)，樁徑2.2 m。11號(hào)～18號(hào)橋墩橫向均設(shè)置2個(gè)支座，支座間距為7 m。橋型布置見圖3。

3 結(jié)構(gòu)計(jì)算的模型建立

采用大型通用有限元程序SAP2000建立大橋空間動(dòng)力計(jì)算模型。計(jì)算模型以彈性框架單元來(lái)模擬主梁，不考慮預(yù)應(yīng)力筋的作用，主梁的截面通過(guò)自定義得到，截面的面積、慣性矩、剪切慣性矩等參數(shù)直接通過(guò)計(jì)算得到。橋墩、樁亦采用彈性框架單元模擬，以“m”法模擬樁土作用效應(yīng)，單元?jiǎng)澐帜軌驕?zhǔn)確反映結(jié)構(gòu)的實(shí)際動(dòng)力特性。二期恒載采用等效均布荷載來(lái)模擬，采用非線性連接單元模擬摩擦擺支座的非線性受力性能，采用直接積分法進(jìn)行非線性時(shí)程分析。通過(guò)對(duì)跨閩江大橋抗震結(jié)構(gòu)的動(dòng)力特性分析，大橋抗震結(jié)構(gòu)的基頻為0.307 Hz，屬于中等周期結(jié)構(gòu)類型；結(jié)構(gòu)前10階振型特征主要表現(xiàn)為主梁豎向彎曲振動(dòng)和側(cè)向彎曲振動(dòng)，表現(xiàn)出連續(xù)梁橋結(jié)構(gòu)體系的特點(diǎn)，單元模型見圖4。

圖3 主橋跨徑布置(單位：cm)

圖4 大橋有限元計(jì)算模型

4 摩擦擺支座布置方案研究

4.1 摩擦擺支座布置方案

對(duì)于7跨連續(xù)梁橋來(lái)說(shuō)，隔震支座的布置方案可

以有很多不一樣的組合方式，但從非隔震橋梁在地震作用下的受力特點(diǎn)出發(fā)：由于縱向一般只設(shè)置一個(gè)固定支座，在縱向地震作用下，其振動(dòng)特性主要與上部結(jié)構(gòu)質(zhì)量及固定墩的剛度有關(guān)，因此固定墩承擔(dān)了絕大多數(shù)的地震力，非固定墩受力很??；而橫向一般各個(gè)墩均會(huì)設(shè)置橫向限位支座，各墩剛度并聯(lián)，對(duì)體系總體剛度均有貢獻(xiàn)，因此各個(gè)墩承擔(dān)的橫向地震力與各墩剛度成正比[14]。為了探討不同支座布置形式對(duì)橋梁地震反應(yīng)的影響，得到一個(gè)合理的布置方案，根據(jù)隔震支座基本布置原則，制定了以下幾種支座布置方案，如表1所示。

表1 支座布置方案

注：1.除摩擦擺支座橋墩外，其他墩梁間橫向均為固結(jié)；2.表中空白處均表示布置單向活動(dòng)支座。

多跨連續(xù)梁橋的邊墩和中墩在支承重量上差別較大，選擇支座參數(shù)時(shí)應(yīng)區(qū)別對(duì)待，其中摩擦擺支座的初始參數(shù)見表2。

表2 摩擦擺支座參數(shù)

根據(jù)各支座布置方案，采用工程《地震安全性評(píng)價(jià)報(bào)告》提供的E2水準(zhǔn)下3條地震波進(jìn)行非線性時(shí)程分析，分別采用縱向和橫向輸入，計(jì)算結(jié)果取其最大值，各方案計(jì)算結(jié)果如圖5、圖6所示。

4.2 縱橋向地震作用下響應(yīng)分析(圖5)

從圖5可以得出，在縱向地震作用下，未采用隔震措施時(shí)，各墩底剪力總和為1.01E+05 kN，彎矩總和為1.82E+06 kN·m，14號(hào)墩作為固定墩，承擔(dān)了總剪力的53.87%和總彎矩的59.2%，受力很大，而其他墩均為非固定墩，受力很小。方案2～方案6為采取隔震措施后，14號(hào)墩墩底承受的剪力及彎矩大幅減小，其中方案2的墩底反力最小，14號(hào)墩墩底剪力和彎矩分別減少了50.6%和50.2%，但是方案2的主梁縱向位移基本沒改善，15號(hào)墩頂主梁位移為35.6 cm。方案3～方案6各墩所承擔(dān)的內(nèi)力分布更均衡，主梁位移及梁端位移相比方案1和方案2均較大幅度降低，而墩頂位移變化不大。從綜合經(jīng)濟(jì)效益來(lái)看，選擇方案3，所需的隔震支座數(shù)量較少，同時(shí)墩底最大剪力和彎矩控制在合理的范圍內(nèi)，各墩處主梁最大位移僅為13.2 cm。

4.3 橫橋向地震作用下響應(yīng)分析(圖6)

圖5 不同支座布置方案縱橋向地震響應(yīng)

圖6 不同支座布置方案橫橋向地震響應(yīng)

從圖6可以得出，在橫向地震作用下，未采用隔震支座時(shí)，各墩橫向均為固定約束，14號(hào)墩和15號(hào)墩分別承受了總剪力的24.9%和24.7%及總彎矩的26.8%和29.6%，受力最大，符合橫向地震下大跨徑連續(xù)梁橋地震響應(yīng)特點(diǎn)。橫向地震作用下隔震的目標(biāo)就是降低主墩的地震反力，可以看到，14號(hào)墩和15號(hào)墩均布置摩擦擺支座后，其墩底剪力和彎矩均大幅下降了45%左右，與此同時(shí)，其余橋墩的反力均有一定的下降。并且隨著隔震支座數(shù)量的增加，墩底反力、墩頂位移相應(yīng)降低。橫向地震作用下，方案6的隔震效果最好，能夠?qū)⒏黜憫?yīng)控制在合理的范圍內(nèi)。

因此建議采用以下摩擦擺支座布置方案：在14號(hào)、15號(hào)主墩上布置雙向活動(dòng)型摩擦擺支座，地震時(shí)雙向減隔震，11號(hào)～13號(hào)墩及16號(hào)～18號(hào)墩布置柱面單向活動(dòng)型摩擦擺支座，其在縱向活動(dòng)為柱面，地震時(shí)橫向減隔震。

5 摩擦擺支座摩擦系數(shù)優(yōu)化分析

摩擦擺隔震結(jié)構(gòu)是以摩擦力做功來(lái)消耗地震能量的，隔震層摩擦系數(shù)的大小與地震中結(jié)構(gòu)受到的摩擦力大小有直接關(guān)系，也與摩擦擺體系的減震效果密切相關(guān)[15]。為分析摩擦系數(shù)對(duì)摩擦擺隔震支座的減震效果，對(duì)所有支座摩擦系數(shù)分別取0.02、0.03、0.04、0.05、0.06幾種情況討論，支座布置縱橋向采用方案3，橫橋向采用方案6，支座曲率半徑見表2。采用安平報(bào)告提供的E2水準(zhǔn)下3條地震波進(jìn)行非線性時(shí)程分析，計(jì)算結(jié)果取其最大值，各方案計(jì)算結(jié)果如圖7、圖8所示。

5.1 縱橋向地震作用下響應(yīng)分析(圖7)5.2 橫橋向地震作用下響應(yīng)分析(圖8)

圖7 不同支座摩擦系數(shù)縱橋向地震響應(yīng)

圖8 不同支座摩擦系數(shù)橫橋向地震響應(yīng)

從圖7、圖8可以得出如下結(jié)論：跨閩江大橋的地震響應(yīng)對(duì)摩擦系數(shù)的變化是非常敏感的。就縱向地震響應(yīng)而言，隨著摩擦系數(shù)的增大，主梁位移由15.1 cm逐漸減小至11.2 cm，同時(shí)，墩頂最大位移、墩底最大剪力和彎矩則分別由2.5 cm增至5.1 cm、2.07E+04 kN增至4.52E+04 kN、3.91E+05 kN·m增至8.75E+05 kN·m。同樣地，對(duì)于橫向地震響應(yīng)，隨著摩擦系數(shù)的增大，主梁位移由11.3 cm逐漸減小至8.2 cm，同時(shí)，墩頂最大位移、墩底最大剪力和彎矩則分別由3.5 cm增至6.8 cm、1.95E+04 kN增至3.51E+04 kN、7.13E+05 kN·m增至1.36E+06 kN·m。摩擦系數(shù)的增大雖然使支座耗能能力增加，但是過(guò)大的摩擦力不能有效地阻斷墩梁間慣性力的傳遞，不能充分發(fā)揮隔震支座的耗能作用。綜上所述，推薦摩擦擺支座中的摩擦系數(shù)設(shè)為0.02～0.03。

6 摩擦擺支座摩擦半徑優(yōu)化分析

摩擦擺曲率半徑會(huì)影響支座的恢復(fù)剛度，使結(jié)構(gòu)的動(dòng)力特性發(fā)生一定的改變。為了分析曲率半徑對(duì)隔震效果的影響，這里取摩擦系數(shù)為0.03，改變主墩摩擦擺支座的半徑，取值在6.0、7.5、9、10.5、12 m之間變化。采用安評(píng)報(bào)告提供的E2水準(zhǔn)下3條地震波進(jìn)行非線性時(shí)程分析，計(jì)算結(jié)果取其最大值，各方案計(jì)算結(jié)果如圖9、圖10所示。

6.1 縱橋向地震作用下響應(yīng)分析(圖9)

圖9 不同支座半徑下縱橋向地震響應(yīng)

6.2 橫橋向地震作用下響應(yīng)分析(圖10)

圖10 不同支座半徑下橫橋向地震響應(yīng)

從圖9、圖10可以得出如下結(jié)論：跨閩江大橋的地震響應(yīng)對(duì)摩擦擺支座半徑的變化并不敏感。各支座半徑方案地震響應(yīng)結(jié)果差別不大。因此，選擇主墩摩擦擺支座曲率半徑9 m。

7 結(jié)語(yǔ)

本文大橋結(jié)構(gòu)的基頻為0.307 Hz，屬于中等周期結(jié)構(gòu)類型；結(jié)構(gòu)前10階振型特征主要表現(xiàn)為主梁豎向彎曲振動(dòng)和側(cè)向彎曲振動(dòng)，表現(xiàn)出連續(xù)梁橋結(jié)構(gòu)體系的特點(diǎn)，通過(guò)對(duì)摩擦擺支座布置位置及其主要隔震影響參數(shù)進(jìn)行方案比選分析，得出以下結(jié)論。

(1)大跨度連續(xù)梁橋在縱橋向通常只設(shè)置1個(gè)固定支座，在縱向地震作用下，固定墩承受很大的內(nèi)力，抗震不利；在橫向地震作用下，主跨墩承受較大內(nèi)力，抗震不利。

(2)采用摩擦擺隔震支座體系的大跨度連續(xù)梁橋，在縱向地震作用下，主墩采用摩擦擺支座后，能大幅降低原固定墩的受力，使得各墩內(nèi)力分布更加均勻，同時(shí)能夠有效降低墩頂位移；橫向地震作用下，隨著隔震支座數(shù)量的增加，墩底反力、墩頂位移相應(yīng)降低。

(3)建議大跨度連續(xù)梁橋主跨橋墩布置雙向活動(dòng)型摩擦擺支座，地震時(shí)雙向減隔震，其余橋墩布置柱面單向活動(dòng)型摩擦擺支座，其在縱向活動(dòng)為柱面，地震時(shí)橫向減隔震。

(4)大跨度連續(xù)梁橋的地震響應(yīng)對(duì)摩擦系數(shù)的變化非常敏感，摩擦系數(shù)的增大雖然使支座耗能能力增加，但是過(guò)大的摩擦力不能有效地阻斷墩梁間慣性力的傳遞，不能充分發(fā)揮隔震支座的耗能作用，建議摩擦系數(shù)采用0.02～0.03。

(5)大跨度連續(xù)梁橋的地震響應(yīng)對(duì)摩擦擺支座半徑的變化并不敏感，建議根據(jù)支座豎向承載力采用相應(yīng)的曲率半徑。

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Study on Friction Pendulum Bearing Arrangement and Parameters for Long-span Continuous Girder Bridge

LIU Xue-qiang

(Fuzhou Planning Design and Research Institute， Fuzhou 350003， China)

Taking a long-span continuous girder bridge with spans of (71+83+123.5+240+123.5+83+71) m as the research objective， this paper studies the influence of arrangement friction pendulum bearings arrangement and bearing mechanical parameters on the seismic response of the structure. The results show that the long-span continuous girder bridge with friction pendulum bearing can significantly reduce the stress of the original fixed piers with pier stress distribution more uniform， while reducing the displacement of pier top under the E2 earthquake; the friction pendulum bearing may be arranged only on the main pier of the main span; the changes of the friction coefficient of friction pendulum bearings pose great influence on seismic response of structure， so that the increase of friction coefficient results in bigger bearing energy consumption， but excessive friction fails to effectively block the transmission of inertia force between pier and girder， and give full play to the role of energy isolation bearings. Thus， we recommend 0.02 to 0.03 of friction coefficient. As the changes in radius of friction pendulum bearings have little effect on seismic response of structure， corresponding radius of curvature is employed according to the vertical bearing capacity．

Continuous girder bridge; Friction pendulum bearing; Bearing arrangement; Parameter study; Time history analysis; Seismic response

2016-03-23；

2016-05-03

劉學(xué)強(qiáng)(1979—)，男，高級(jí)工程師，2002年畢業(yè)于西南交通大學(xué)，工學(xué)學(xué)士，E-mail:qiang41@qq.com。

1004-2954(2016)11-0070-07

U443.35； U443.36

A

10.13238/j.issn.1004-2954.2016.11.017