雙曲面摩擦擺支座參數(shù)對橋梁地震響應(yīng)的影響

廖 平 趙人達(dá) 賈 毅 向星赟 王永寶 邱新林 龐立果

(1西南交通大學(xué)土木工程學(xué)院, 成都 610031)(2廣東省南粵交通潮漳高速公路管理中心, 廣州 510101)

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雙曲面摩擦擺支座參數(shù)對橋梁地震響應(yīng)的影響

廖 平1趙人達(dá)1賈 毅1向星赟1王永寶1邱新林2龐立果2

(1西南交通大學(xué)土木工程學(xué)院, 成都 610031)(2廣東省南粵交通潮漳高速公路管理中心, 廣州 510101)

為研究粵東高烈度地區(qū)高速公路典型橋梁工程雙曲面摩擦擺支座栓釘剪斷后的橋梁地震響應(yīng)特性,選取潮安韓江特大橋主橋?yàn)檠芯繉ο?采用有限元軟件ANSYS建立全橋模型,并基于非線性時程分析法研究了固定支座參數(shù)對橋梁結(jié)構(gòu)地震響應(yīng)的影響.研究表明:栓釘對摩擦擺支座滯回曲線有顯著的影響;摩擦擺支座摩擦系數(shù)、屈服位移對9#和15#橋墩地震響應(yīng)影響較小,對固定墩地震響應(yīng)影響較大,摩擦擺支座曲率半徑對主橋所有橋墩地震響應(yīng)均有較大的影響.建議摩擦擺支座設(shè)計(jì)時增大摩擦系數(shù)和屈服位移而適當(dāng)減小曲率半徑,以減小橋梁結(jié)構(gòu)的地震響應(yīng).

橋梁工程;摩擦擺支座;栓釘剪斷;參數(shù)分析;非線性時程分析法;滯回曲線

摩擦擺隔震支座是一種有效的摩擦滑移隔震體系[1],由于圓弧滑動面的存在使其具有較強(qiáng)的自復(fù)位能力,經(jīng)實(shí)驗(yàn)檢測其還具有較高的穩(wěn)定性和良好的力學(xué)性能,對地震動頻率的敏感性較低[2-3],已在中小跨度公路橋梁、大跨度鐵路橋梁及建筑結(jié)構(gòu)中得到廣泛的應(yīng)用.位于粵東高烈度地區(qū)的潮安韓江特大橋主橋((55+4×90+55)m)采用了雙曲面摩擦擺減隔震支座,該主橋在橫橋向每個支座均設(shè)置有橫向限位栓釘,在縱橋向僅固定支座設(shè)置有縱向限位栓釘.

摩擦擺支座中栓釘對其恢復(fù)力模型有顯著的影響,國內(nèi)外學(xué)者[4-10]針對雙曲面摩擦擺支座的地震響應(yīng)進(jìn)行了大量的分析研究,但很少考慮栓釘剪斷對橋梁結(jié)構(gòu)地震響應(yīng)的影響，雖然夏修身等[11]進(jìn)行了摩擦擺支座栓釘剪斷對橋梁結(jié)構(gòu)的地震影響分析,但在分析計(jì)算時未考慮摩擦擺支座的曲率半徑、屈服位移、摩擦系數(shù)等對橋梁結(jié)構(gòu)地震響應(yīng)的影響.本文將針對粵東高烈度地區(qū)高速公路建設(shè)的客觀需求和復(fù)雜、特殊的地質(zhì)條件,考慮栓釘對橋梁結(jié)構(gòu)地震響應(yīng)的影響,研究雙曲面摩擦擺支座參數(shù)對橋梁地震響應(yīng)的影響.

1 摩擦擺支座恢復(fù)力模型

根據(jù)歐洲規(guī)范Eurocode 8[12],在單向地震作用下,摩擦擺減隔震支座可簡化為雙線性模型.文獻(xiàn)[13]也指出對于采用摩擦擺支座的減隔震橋梁,若不考慮豎向地震動的影響,摩擦擺支座的滯回模型可近似采用雙線性模型模擬.

不帶栓釘?shù)哪Σ翑[支座在單向地震動作用下的滯回曲線如圖1所示.其中，d為支座位移，K1為支座的初始剛度,根據(jù)文獻(xiàn)[1]可取支座屈服位移Dy=2.5 mm時的剛度,等效剛度為Keff=W/R+μW/D,屈服剛度為K2=W/R,支座的最大水平力為F=WD/R+μW,其中W為支座承受的豎向荷載,D,R,μ分別為支座的極限水平位移、曲率半徑、摩擦系數(shù).Warn等[14]將摩擦擺隔震裝置的屈服位移假定為0.5 mm.鑒于此,本文將摩擦擺支座的屈服位移取為0.5 mm.

圖1 不帶栓釘?shù)哪Σ翑[支座恢復(fù)力模型

摩擦擺支座中栓釘主要起到限位作用,假定栓釘剪力與栓釘剪切面相對位移的關(guān)系如圖2所示,其中K0=P/D1,K0為栓釘?shù)膭偠?P為栓釘承受的水平剪力,D1為栓釘剪切面的相對位移.將不帶栓釘?shù)哪Σ翑[支座的恢復(fù)力模型與栓釘?shù)牧W(xué)模型進(jìn)行疊加,便可得到帶栓釘?shù)哪Σ翑[支座的恢復(fù)力模型[11],如圖3所示.

圖2 栓釘剪力與剪切面相對位移的關(guān)系

圖3 帶栓釘?shù)哪Σ翑[支座恢復(fù)力模型

2 ANSYS有限元模型的建立

2.1 模型單元

采用有限元軟件ANSYS建立全橋三維梁單元模型,在建模過程中考慮相鄰左右各一聯(lián)引橋和樁土相互作用及二期恒載對橋梁結(jié)構(gòu)地震響應(yīng)的影響.潮安韓江特大橋主橋的漳州側(cè)左一聯(lián)引橋3×30 m小箱梁與潮州側(cè)右一聯(lián)引橋4×40 m T梁的有限元模型所采用的單元與主橋相同.潮安韓江特大橋主橋的主梁及橋墩采用beam188梁單元模擬,樁土相互作用采用combin14單元模擬,二期恒載通過給節(jié)點(diǎn)添加集中質(zhì)量的方式來施加,集中質(zhì)量采用mass21單元來模擬,采用combin40單元模擬摩擦擺支座及栓釘,全橋有限元模型如圖4所示.

圖4 潮安韓江特大橋全橋有限元模型

2.2 摩擦擺支座及栓釘模擬

通過將3個combin40單元和1個combin14單元并聯(lián)組合來模擬摩擦擺支座在水平方向和豎直方向的自由度,建模中摩擦擺支座的縱橫向均采用combin40單元來模擬,豎向采用combin14單元來模擬,栓釘剪斷失效通過combin40單元“分離”特性來模擬.

2.3 邊界及約束

11#～13#號橋墩的支座為固定支座,9#、10#、14#、15#橋墩的支座為縱橋向活動支座.根據(jù)設(shè)計(jì)施工圖紙,活動支座在橫橋向設(shè)置有抗剪栓釘,固定支座在橫橋向與縱橋向均設(shè)置有抗剪栓釘.每個橋墩的樁底施加固定約束,承臺與樁基、橋墩通過剛域連接在一起,樁土作用采用等效土彈簧模擬.

3 支座模擬方法驗(yàn)證

以某一跨預(yù)應(yīng)力混凝土簡支箱梁橋?yàn)閷?shí)例,驗(yàn)證摩擦擺支座和栓釘模擬方法的可行性與準(zhǔn)確性.該簡支梁橋的標(biāo)準(zhǔn)跨徑為30 m,墩高20 m,橋墩截面與主橋的9#橋墩墩頂截面相同,主梁與主橋主梁的跨中截面相同,橋墩和主梁均采用C40混凝土.采用雙曲面摩擦擺支座,活動支座在橫橋向設(shè)置有抗剪栓釘,固定支座在橫橋向與縱橋向均設(shè)置有抗剪栓釘,假定栓釘?shù)目沽?80 kN,支座其他參數(shù)與主橋的摩擦擺支座相同.在墩底施加固定約束,每個橋墩頂部采用2個支座與主梁進(jìn)行連接,建模中不考慮樁土相互作用和二期恒載的影響,也不考慮相鄰跨對橋梁結(jié)構(gòu)的影響,結(jié)構(gòu)的阻尼采用瑞利阻尼.

以EI Centro波作為輸入地震動并將其幅值調(diào)整為0.20g,計(jì)算分析時僅計(jì)算了響應(yīng)較大的前30 s(見圖5).下面分3種情形進(jìn)行地震反應(yīng)分析:

1) 假定所有固定支座栓釘均未剪斷,即將栓釘?shù)目辜裟芰μ岣叩揭欢ǔ潭?進(jìn)行栓釘未剪斷工況下的橋梁結(jié)構(gòu)地震響應(yīng)分析.

2) 假定所有固定支座栓釘均剪斷,進(jìn)行栓釘剪斷工況下的橋梁結(jié)構(gòu)地震響應(yīng)分析.

圖5 EI Centro波加速度時程曲線 (幅值調(diào)整為0.20g)

3) 假定所有固定支座均不含栓釘,進(jìn)行不含栓釘工況下的橋梁結(jié)構(gòu)地震響應(yīng)分析.

從圖6可看出:帶栓釘?shù)哪Σ翑[支座在0.98 s時栓釘被剪斷,此時的栓釘剪力為200.9 kN,大于其抗剪能力180 kN;在0～0.98 s,栓釘剪力時程曲線是可以重合的.從圖7可看出,栓釘對摩擦擺固定支座滯回曲線有顯著的影響.當(dāng)栓釘不被剪斷時,在地震荷載作用下摩擦擺支座未發(fā)揮減震耗能的作用,其滯回曲線近似為一條直線;當(dāng)栓釘被剪斷時摩擦擺支座充分發(fā)揮了減震耗能的作用,滯回曲線較飽滿,在栓釘被剪斷時刻滯回曲線有突變(見圖7(b)),這也驗(yàn)證了采用combin40單元來模擬帶栓釘?shù)哪Σ翑[支座是合理的.

(a) 情形1(0.98 s剪斷)

(b) 情形2

4 摩擦擺支座參數(shù)影響分析

縱橋向激勵時假定固定支座栓釘均被剪斷而橫向栓釘均不被剪斷.限于篇幅,下文僅列出在縱橋向地震動激勵下橋梁結(jié)構(gòu)摩擦擺支座參數(shù)分析計(jì)算結(jié)果.

4.1 支座摩擦系數(shù)

從摩擦擺支座的恢復(fù)力模型和combin40單元可看出,K1及等效阻尼比的取值均與摩擦擺支座摩擦系數(shù)有關(guān).為研究摩擦系數(shù)對摩擦擺支座恢復(fù)力模型及橋梁結(jié)構(gòu)地震響應(yīng)的影響,分別計(jì)算固定支座的摩擦系數(shù)為0.02,0.03,0.04,0.05,0.06時的橋梁結(jié)構(gòu)地震響應(yīng),分析中活動支座的摩擦系數(shù)均為0.04.

(a) 情形1

(b) 情形2

(c) 情形3

從圖8可看出,隨著摩擦擺支座摩擦系數(shù)的增大,活動墩墩底縱橋向最大彎矩基本不受影響,固定墩墩底縱橋向最大彎矩逐漸減小.從圖中還可看出,隨著摩擦擺支座摩擦系數(shù)的增大,9#、15#橋墩支座縱橋向最大剪力、位移基本不受影響,11#～13#橋墩支座縱橋向最大剪力先減小后增大而位移逐漸減小,10#、14#橋墩支座縱橋向最大剪力、位移逐漸增大.

4.2 支座曲率半徑

從摩擦擺支座的恢復(fù)力模型和combin40單元可看出,K1，K2及等效阻尼比的取值均與摩擦擺支座的曲率半徑有關(guān).為研究曲率半徑對摩擦支座恢復(fù)力模型及橋梁結(jié)構(gòu)地震響應(yīng)的影響,分別計(jì)算固定支座曲率半徑為3.0,3.6,4.0,5.0,6.0 m時的橋梁結(jié)構(gòu)地震響應(yīng),分析中活動支座的曲率半徑保持不變,所有支座的摩擦系數(shù)均為0.04.

從圖9(a)、(b)可看出,隨著摩擦擺支座曲率半徑的增大,15#橋墩支座縱橋向最大剪力、位移逐漸增大,9#橋墩支座縱橋向最大剪力、位移逐漸減小,11#～13#橋墩支座縱橋向最大剪力逐漸減小,10#、14#橋墩支座縱橋向最大剪力、位移先減小后增大,11#橋墩支座縱橋向最大位移逐漸增大, 12#和13#橋墩支座縱橋向最大位移先減小后增大.

(a) 各橋墩支座縱橋向最大剪力

(b) 各橋墩支座縱橋向最大位移

(c) 各橋墩墩底縱橋向最大彎矩

從圖9(c)可看出,隨著摩擦擺支座曲率半徑的增大,11#橋墩墩底縱橋向最大彎矩先增大后減小,13#、14#橋墩墩底縱橋向最大彎矩先減小后增大, 9#、10#、12#橋墩墩底縱橋向最大彎矩逐漸增大, 15#橋墩墩底縱橋向最大彎矩逐漸減小.

4.3 支座屈服位移

從摩擦擺支座的滯回曲線和combin40單元可看出,屈服位移直接影響滑移力,進(jìn)而影響摩擦擺支座的恢復(fù)力模型.為分析屈服位移對摩擦支座滯回曲線及橋梁結(jié)構(gòu)地震響應(yīng)的影響,分別計(jì)算屈服位移為0.3，0.4,0.5,0.6,0.7 mm時的橋梁結(jié)構(gòu)墩底地震響應(yīng),分析中活動支座的屈服位移均為0.5 mm.

(a) 各橋墩支座縱橋向最大剪力

(b) 各橋墩支座縱橋向最大位移

(c) 各橋墩墩底縱橋向最大彎矩

從圖10可看出,隨著摩擦擺支座屈服位移的增大,活動墩墩底縱橋向最大彎矩基本不受影響,固定墩墩底縱橋向最大彎矩逐漸減小.從圖10中還可看出:隨著摩擦擺支座屈服位移的增大,9#、15#橋墩支座縱橋向最大剪力、位移基本不受影響,11#橋墩支座縱橋向最大剪力先減小后增大,10#、14#橋墩支座縱橋向最大剪力、位移逐漸增大,12#和13#橋墩支座縱橋向最大剪力逐漸增大,11#～13#橋墩支座縱橋向最大位移逐漸減小.

(a) 各橋墩支座縱橋向最大剪力

(b) 各橋墩支座縱橋向最大位移

(c) 各橋墩墩底縱橋向最大彎矩

5 結(jié)論

1) 栓釘對摩擦擺固定支座滯回曲線有顯著的影響.當(dāng)栓釘不被剪斷時,在地震荷載作用下摩擦擺支座未發(fā)揮減震耗能的作用,其滯回曲線為一條直線;當(dāng)栓釘被剪斷時摩擦擺支座充分發(fā)揮了減震耗能的作用,滯回曲線較飽滿,在栓釘被剪斷的時刻滯回曲線有突變.

2) 摩擦擺支座的摩擦系數(shù)、屈服位移對9#、15#橋墩地震響應(yīng)影響較小,對11#～13#固定墩地震響應(yīng)影響較大,摩擦擺支座曲率半徑對9#～15#橋墩地震響應(yīng)均有較大的影響.

3) 建議摩擦擺支座設(shè)計(jì)時增大摩擦系數(shù)、屈服位移而適當(dāng)減小曲率半徑,以減小橋梁結(jié)構(gòu)在地震作用下的地震響應(yīng).

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Effects of hyperbolic surface friction pendulum bearings’ parameters on seismic response of the bridge

Liao Ping1Zhao Renda1Jia Yi1Xiang Xingyun1Wang Yongbao1Qiu Xinlin2Pang Liguo2

(1School of Civil Engineering, Southwest Jiaotong University, Chengdu 610031, China)(2Chaozhang Expressway Management Center of Nanyue Communication in Guangdong Province, Guangzhou 510101, China)

In order to study the seismic response characteristics of typical highway bridge engineering after hyperbolic surface friction pendulum bearings’ stud fracture in the high earthquake intensity area of eastern Guangdong, Chao’an Hanjiang River Bridge was selected as the research object. The full bridge model was established by using the finite element software ANSYS, and then the effects of the fixed supports’ parameters on the seismic response of the bridge structure were studied based on the nonlinear time history analysis method. This research shows that the stud has a significant impact on the hysteresis loops of the friction pendulum bearing. The friction coefficient and the yield displacement of the friction pendulum bearing have a small effect on the seismic response of 9#and 15#piers but a great influence on the seismic response of the fixed piers, while the curvature radius of the friction pendulum bearing has a great influence on the seismic response of all piers of the main bridge. The friction coefficient and the yield displacement should be increased but curvature radius should be decreased in the friction pendulum bearing design in order to reduce the seismic response of the bridge structure.

bridge engineering; friction pendulum bearing; stud rupture; parameter analysis; nonlinear time history analysis method; hysteresis loop

10.3969/j.issn.1001-0505.2016.06.024

2016-04-22. 作者簡介: 廖平(1989—)，男，博士生；趙人達(dá)(聯(lián)系人)，男，博士，教授，博士生導(dǎo)師，rendazhao@163.com.

廣東省交通廳科技計(jì)劃資助項(xiàng)目(科技-2014-02-015).

廖平，趙人達(dá)，賈毅，等.雙曲面摩擦擺支座參數(shù)對橋梁地震響應(yīng)的影響[J].東南大學(xué)學(xué)報(自然科學(xué)版),2016,46(6):1251-1256.

10.3969/j.issn.1001-0505.2016.06.024.

U442.55

A

1001-0505(2016)06-1251-06