摩擦擺支座隔震連續(xù)梁橋地震能量反應(yīng)研究

張常勇，鐘鐵毅，楊海洋

(1. 山東省交通規(guī)劃設(shè)計(jì)院，濟(jì)南 250031；2. 北京交通大學(xué) 土木建筑工程學(xué)院，北京 100044)

摩擦擺支座隔震連續(xù)梁橋地震能量反應(yīng)研究

張常勇1,2，鐘鐵毅2，楊海洋2

(1. 山東省交通規(guī)劃設(shè)計(jì)院，濟(jì)南 250031；2. 北京交通大學(xué) 土木建筑工程學(xué)院，北京 100044)

以某三跨混凝土連續(xù)梁橋?yàn)槔?，建立了該橋的空間有限元分析模型，在3條人工地震波作用下，采用非線(xiàn)性時(shí)程分析方法計(jì)算了應(yīng)用摩擦擺支座(FPS)隔震前、后結(jié)構(gòu)的縱向地震能量反應(yīng)，對(duì)比了3種隔震體系的耗能效果，并研究了FPS等效滑動(dòng)半徑和摩擦因數(shù)對(duì)能量反應(yīng)及分配的影響。分析研究結(jié)果表明，采用FPS隔震后結(jié)構(gòu)體系絕大部分地震能量由支座耗散，可有效降低結(jié)構(gòu)的能量耗散需求，保護(hù)結(jié)構(gòu)安全，其中全橋隔震方案效果最好。增大等效滑動(dòng)半徑和摩擦因數(shù)均有利于提高FPS支座耗能減震效果，結(jié)構(gòu)能量耗散需求隨之減小，但當(dāng)?shù)刃Щ瑒?dòng)半徑和摩擦因數(shù)較大時(shí)，繼續(xù)增大設(shè)計(jì)參數(shù)對(duì)耗能減震效果的改善作用趨于不變。

橋梁工程；連續(xù)梁橋；減隔震設(shè)計(jì)；摩擦擺支座；能量反應(yīng)

傳統(tǒng)的結(jié)構(gòu)抗震以研究結(jié)構(gòu)抗力為主，著重于確定結(jié)構(gòu)體系某些地震響應(yīng)的最大需求值，包括結(jié)構(gòu)內(nèi)力、結(jié)構(gòu)變形、延性比等。隨著近些年抗震設(shè)計(jì)概念的發(fā)展，結(jié)構(gòu)體系能量反應(yīng)在評(píng)價(jià)地震動(dòng)強(qiáng)度、結(jié)構(gòu)損傷程度和抗震設(shè)計(jì)等工作中起到的作用得到了越來(lái)越多的重視。地震能量反應(yīng)能夠更好地反映地震動(dòng)三要素對(duì)結(jié)構(gòu)地震響應(yīng)的影響，也有助于掌握結(jié)構(gòu)在強(qiáng)震作用下的非線(xiàn)性特性。因此，研究地震輸入能量和耗能情況，對(duì)于正確估計(jì)結(jié)構(gòu)的抗震能力、控制結(jié)構(gòu)的地震響應(yīng)具有重要的意義。

摩擦擺支座(Friction Pendulum System，F(xiàn)PS)是由Zayas等[1-4]于1985年研制開(kāi)發(fā)的，具有隔震效果良好、工作性能穩(wěn)定等優(yōu)點(diǎn)，近年來(lái)在國(guó)內(nèi)得到了越來(lái)越多的研究和應(yīng)用。楊林等[5]通過(guò)一個(gè)6層鋼框架FPS隔震結(jié)構(gòu)的振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)和有限元分析對(duì)FPS的隔震性能進(jìn)行了研究，驗(yàn)證了有限元分析結(jié)果的準(zhǔn)確性；焦馳宇等[6]對(duì)FPS支座的兩種分析模型進(jìn)行了對(duì)比分析，并提出了支座設(shè)計(jì)參數(shù)的選取原則；薛素鐸等[7]對(duì)一種新型的豎向抗拔摩擦擺支座的力學(xué)性能進(jìn)行了試驗(yàn)研究，檢驗(yàn)了該支座的耗能能力；彭天波等[8]基于FPS的工作機(jī)理開(kāi)發(fā)了雙曲面球型減隔震支座，并在國(guó)內(nèi)一些實(shí)際工程中得到了應(yīng)用；顧正偉等[9]對(duì)一座采用雙曲面球型減隔震支座隔震的曲線(xiàn)連續(xù)梁橋地震響應(yīng)進(jìn)行了研究；張常勇等[10-11]對(duì)FPS支座在一座長(zhǎng)聯(lián)大跨連續(xù)鋼桁梁橋的應(yīng)用進(jìn)行了分析研究。也有少數(shù)學(xué)者對(duì)FPS隔震結(jié)構(gòu)的能量反應(yīng)進(jìn)行了研究。于旭等[12]通過(guò)一個(gè)6層鋼框架的模型振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)對(duì)兩種不同強(qiáng)度地基上的隔震結(jié)構(gòu)的耗能特性進(jìn)行了分析研究；王建強(qiáng)等[13]以一個(gè)7層鋼筋混凝土框架結(jié)構(gòu)為對(duì)象研究了多維地震動(dòng)、烈度和摩擦因數(shù)等參數(shù)對(duì)FPS隔震結(jié)構(gòu)能量反應(yīng)的影響。但目前針對(duì)FPS隔震橋梁的研究基本是以結(jié)構(gòu)內(nèi)力和變形為主，缺乏能量反應(yīng)的探討。因此，有必要對(duì)FPS隔震橋梁地震能量反應(yīng)進(jìn)行研究，可以幫助設(shè)計(jì)人員更好地掌握FPS的耗能機(jī)理和體系的耗能特性，有利于FPS在橋梁工程減隔震設(shè)計(jì)中的進(jìn)一步推廣應(yīng)用。

本文以某三跨混凝土連續(xù)梁橋?yàn)槔?，以FPS作為減隔震支座，對(duì)隔震前、后結(jié)構(gòu)體系縱向地震能量反應(yīng)特點(diǎn)和不同隔震方案的耗能效果進(jìn)行了分析，而后探討了FPS主要設(shè)計(jì)參數(shù)對(duì)地震能量反應(yīng)和分配的影響，可為FPS或同類(lèi)支座隔震橋梁的設(shè)計(jì)提供參考。

1 多自由度橋梁體系地震能量反應(yīng)方程[14]

能量分析方法包括相對(duì)能量法和絕對(duì)能量法兩種，它們分別以結(jié)構(gòu)體系的相對(duì)位移和絕對(duì)位移為基礎(chǔ)，兩種能量定義的差別在于結(jié)構(gòu)動(dòng)能。為了考察連續(xù)梁橋結(jié)構(gòu)的累積損傷和地震持時(shí)的影響，地震能量反應(yīng)的研究最終要落實(shí)到滯回耗能上來(lái)，因此，采用兩種能量定義都是可以的。為了簡(jiǎn)便起見(jiàn)，采用相對(duì)能量法建立多自由度體系的地震能量反應(yīng)方程。

多自由度橋梁結(jié)構(gòu)運(yùn)動(dòng)方程為

(1)

將式(1)兩端同時(shí)對(duì)x(t)積分，可以得到

(2)

其中，左端三項(xiàng)依次為以相對(duì)位移為基礎(chǔ)的隔震橋梁系統(tǒng)的動(dòng)能EK、阻尼耗能ED、滯回耗能和彈性變形能EH+Ee；右端項(xiàng)為地面運(yùn)動(dòng)對(duì)結(jié)構(gòu)的總輸入能量EI。即

EK(t)+ED(t)+EH(t)+Ee(t)=EI(t)

(3)

式(2)、式(3)即為多自由度橋梁體系地震能量反應(yīng)方程。

對(duì)于未隔震橋梁體系，滯回耗能EH(t)由橋墩塑性變形承擔(dān)。對(duì)于隔震橋梁體系，有兩種不同情況：當(dāng)橋墩處于彈性狀態(tài)時(shí)，滯回耗能EH(t)等于隔震支座的滯回耗能EHb(t)；橋墩底部進(jìn)入塑性后，系統(tǒng)滯回耗能EH(t)由隔震支座耗能EHb(t)和橋墩底部塑性鉸滯回耗能EHp(t)兩部分組成。

2 工程概況

本文以某三跨混凝土連續(xù)梁橋?yàn)樗憷?，其跨徑組合為38 m+60 m+38 m，橋墩編號(hào)為56#～59#，上部結(jié)構(gòu)為單箱雙室變截面混凝土箱梁，連續(xù)墩處梁高3.6 m，共用墩及跨中處梁高為1.8 m。各墩均為矩形實(shí)心單柱墩，共用墩高10.5 m，連續(xù)墩墩高8.3 m，橋墩頂均設(shè)2 m高的蓋梁，58#墩為制動(dòng)墩。

圖1 連續(xù)梁橋橋型布置圖Fig.1 Layout of the continuous beam bridge

3 結(jié)構(gòu)計(jì)算分析模型

3.1 橋梁結(jié)構(gòu)分析模型

根據(jù)結(jié)構(gòu)特性，采用有限元分析程序MIDAS/CIVIL建立了全橋有限元模型，如圖2所示。其中主梁、橋墩及蓋梁均采用三維梁?jiǎn)卧M，每個(gè)橋墩蓋梁上設(shè)置兩個(gè)支座。

與摩擦擺支座耗能相比，滑動(dòng)支座的摩擦耗能很小，不考慮滑動(dòng)支座摩擦耗能時(shí)對(duì)研究結(jié)果影響較小，且偏于保守，故為便于陳述，本文不考慮滑動(dòng)支座的摩擦耗能，滑動(dòng)支座采用彈性連接單元模擬；同時(shí)不考慮樁土相互作用對(duì)能量的耗散，墩底固結(jié)于地面。隔震橋梁體系中摩擦擺支座則采用滑動(dòng)摩擦單元模擬。大橋有限元分析模型如圖2所示。

圖2 連續(xù)梁橋有限元分析模型Fig.2 FEA model of the continuous beam bridge

3.2 摩擦擺支座

摩擦擺系統(tǒng)/支座(FrictionPendulumSystem/Bearing，F(xiàn)PS/FPB)是Zayas等于1985年研發(fā)的，其構(gòu)造如圖3所示。

圖3 FPS隔震支座構(gòu)造示意圖Fig.3 Schematic diagram of friction pendulum system

摩擦擺支座的作用機(jī)理并不復(fù)雜，通過(guò)滑塊的受力平衡條件和支座幾何關(guān)系可以得到FPS支座的簡(jiǎn)化水平剪力-位移關(guān)系為

(4)

式中： F為支座水平力； W為支座承受的荷載； Reff為等效滑動(dòng)半徑； u為支座水平位移； Ff為滑塊與支座滑面間的摩擦力。 由式(4)可推知FPS隔震結(jié)構(gòu)的周期為

(5)

可見(jiàn)，結(jié)構(gòu)隔震周期主要由FPS支座的等效曲率半徑?jīng)Q定。式(4)也描述了FPS支座的滯回性能，由式(5)可得FPS支座的力-位移滯回關(guān)系，如圖4所示，可以看出FPS支座力-位移滯回關(guān)系明確，支座耗能效果良好。

圖4 傳統(tǒng)摩擦擺支座滯回行為Fig.4 Hysteretic behavior of traditional friction pendulum bearing

4 地震動(dòng)輸入

該連續(xù)梁橋所處橋址場(chǎng)地類(lèi)別為Ⅱ類(lèi)場(chǎng)地，按地震基本烈度8度設(shè)防。計(jì)算采用的地震激勵(lì)為《地震安全評(píng)估報(bào)告》中提供的3條人工地震波，均為根據(jù)場(chǎng)地條件并考慮相位隨機(jī)性影響生成的地震波。圖5給出了計(jì)算所用3條人工地震波的加速度時(shí)程曲線(xiàn)。計(jì)算中地震波沿橋梁縱向輸入，不考慮橫橋向和豎向地震的影響。

圖5 人工地震波加速度時(shí)程Fig.5 Acceleration time history of 3 artificial earthquakes

5 不同減隔震方案結(jié)構(gòu)地震能量反應(yīng)

連續(xù)梁橋減隔震支座通常有3種不同的布置方式，即僅布置于固定墩處、布置于各連續(xù)墩處和布置于所有橋墩處，分別對(duì)應(yīng)固定墩隔震、連續(xù)墩隔震和全橋隔震3種方案。3種減隔震方案耗能減震基本原理相同，但結(jié)構(gòu)體系不同會(huì)導(dǎo)致地震能量分配有所差異，減隔震效果也會(huì)受到影響。故采用相同設(shè)計(jì)參數(shù)的FPS支座，分別按3種隔震方案進(jìn)行布置，對(duì)結(jié)構(gòu)地震能量反應(yīng)進(jìn)行計(jì)算分析，考察各方案減隔震效果的異同。

3種減隔震方案所采用的支座參數(shù)、數(shù)量及結(jié)構(gòu)體系特點(diǎn)如表1所示。

采用人工地震波1作為激勵(lì)，對(duì)未隔震的連續(xù)梁橋和上述3種減隔震方案的連續(xù)梁橋進(jìn)行了地震能量反應(yīng)計(jì)算分析，下圖給出了4種結(jié)構(gòu)體系各項(xiàng)地震能量反應(yīng)的時(shí)程曲線(xiàn)。

表1 3種減隔震設(shè)計(jì)方案

圖6 未隔震結(jié)構(gòu)地震能量反應(yīng)時(shí)程曲線(xiàn)Fig.6 Time history of energy responses of non-isolated bridge

由圖 7可以看出，由于計(jì)算分析模型中墩、梁均采用彈性梁?jiǎn)卧M，故未隔震連續(xù)梁橋地震能量幾乎全部由結(jié)構(gòu)阻尼消耗，而實(shí)際情況中，若結(jié)構(gòu)某些部位發(fā)生彈塑性變形，如橋墩，地震能量則由結(jié)構(gòu)彈塑性變形和阻尼共同耗散；3種隔震方案中大部分地震能量均由FPS支座滯回耗能承擔(dān)，但不同方案中滯回耗能所承擔(dān)的能量比例有所不同，各方案地震能量分配情況如表2所示。

圖7 隔震連續(xù)梁橋地震能量反應(yīng)時(shí)程曲線(xiàn)Fig.7 Time history of energy responses of isolated bridge

表2 隔震前、后結(jié)構(gòu)體系能量反應(yīng)及分配

由表可知，未隔震時(shí)由于沒(méi)有減震耗能裝置，地震輸入能量4 776.5 kN·m幾乎全部由固定墩的非彈性變形和阻尼耗能承擔(dān)，相比而言，3種隔震方案中地震輸入能量均有所減小，且僅有小部分能量由橋墩承擔(dān)，絕大部分能量由FPS支座滯回耗能承擔(dān)。3種隔震方案中結(jié)構(gòu)體系各項(xiàng)能量反應(yīng)亦不相同：其中，固定墩隔震方案需要橋墩耗散的能量最大且僅有固定墩參與耗能；全橋隔震方案需要橋墩耗散的能量最小且全部4個(gè)橋墩均參與耗能；連續(xù)墩隔震方案則介于前兩者之間。

很明顯，固定墩隔震方案對(duì)結(jié)構(gòu)的保護(hù)有限，全橋隔震方案對(duì)結(jié)構(gòu)的保護(hù)效果最好，連續(xù)墩隔震方案介于兩者之間。

6 FPS支座設(shè)計(jì)參數(shù)對(duì)地震能量反應(yīng)的影響

FPS支座兩個(gè)主要設(shè)計(jì)參數(shù)，即等效滑動(dòng)半徑和摩擦因數(shù)，分別對(duì)隔震橋梁結(jié)構(gòu)的振動(dòng)特性和耗能性能有較為顯著的影響，很大程度上也會(huì)對(duì)隔震橋梁結(jié)構(gòu)地震能量反應(yīng)及分配起決定性的作用，因此，對(duì)兩個(gè)參數(shù)的影響進(jìn)行研究很有必要。本節(jié)基于全橋隔震連續(xù)梁橋，分別通過(guò)改變等效滑動(dòng)半徑和摩擦因數(shù)來(lái)研究?jī)蓚€(gè)參數(shù)對(duì)結(jié)構(gòu)地震能量反應(yīng)的影響。

6.1 等效滑動(dòng)半徑的影響

目前國(guó)內(nèi)采用的滑動(dòng)摩擦類(lèi)減隔震支座的摩擦因數(shù)μ通常為0.03，故研究等效滑動(dòng)半徑Reff的影響時(shí)，μ均取為0.03，Reff也在工程中較為常見(jiàn)的1～6 m內(nèi)變化。FPS支座采用不同Reff時(shí)結(jié)構(gòu)地震能量反應(yīng)如表3所示。

表3 不同Reff時(shí)地震能量反應(yīng)

由表可以看出，等效滑動(dòng)半徑Reff對(duì)結(jié)構(gòu)地震能量反應(yīng)的影響較為明顯。地震輸入能量、滯回耗能和阻尼耗能均隨Reff增大而減小，阻尼耗能比亦隨之減小，滯回耗能比則隨Reff增大而增大。很明顯，Reff越大，從地震輸入能量和FPS支座耗能效率兩個(gè)方面都更加有利于降低結(jié)構(gòu)自身的耗能需求。同時(shí)注意到，當(dāng)Reff≥5 m時(shí)，結(jié)構(gòu)地震能量反應(yīng)趨于不變。

由上述分析可知，增大Reff有利于提高FPS支座的耗能減震效率，改善FPS支座對(duì)連續(xù)梁橋結(jié)構(gòu)的保護(hù)效果，但Reff≥5 m時(shí)，結(jié)構(gòu)地震能量反應(yīng)趨于不變，繼續(xù)增大Reff對(duì)隔震效果的改善作用不大。

6.2 摩擦因數(shù)的影響

雖然目前國(guó)內(nèi)生產(chǎn)加工的FPS支座摩擦因數(shù)μ通常為0.03，但國(guó)外FPS支座的摩擦因數(shù)最大已經(jīng)達(dá)到0.1以上，未來(lái)國(guó)產(chǎn)FPS支座摩擦因數(shù)必然也會(huì)向此方向發(fā)展，因此，很有必要對(duì)摩擦因數(shù)的影響進(jìn)行研究。研究摩擦因數(shù)μ的影響時(shí)，等效滑動(dòng)半徑Reff均取為4 m，μ的研究范圍為0.03～0.12。FPS支座采用不同μ時(shí)結(jié)構(gòu)地震能量反應(yīng)如表4所示。

表4 不同μ時(shí)地震能量反應(yīng)

由表可以看出，摩擦因數(shù)μ對(duì)結(jié)構(gòu)地震能量反應(yīng)的影響也較顯著。隨摩擦因數(shù)μ增大地震輸入能量、滯回耗能和滯回耗能比均隨之增大，阻尼耗能和阻尼耗能比則隨之減小?？芍?，雖然μ越大結(jié)構(gòu)輸入能量也越多，但同時(shí)FPS支座耗散能量增加更多，所以仍然有效降低了結(jié)構(gòu)自身的耗能需求。同時(shí)也注意到，當(dāng)μ≥0.09時(shí)，結(jié)構(gòu)耗能需求趨于不變，而地震輸入能量和支座耗能需求仍有明顯增大，繼續(xù)增大摩擦因數(shù)經(jīng)濟(jì)性可能有所降低。

由此可見(jiàn)，增大μ對(duì)提高FPS支座的耗能能力效果明顯，雖然也會(huì)增大總輸入能量，但最終仍然可以起到提高支座隔震效果的作用，有利于FPS支座對(duì)結(jié)構(gòu)的保護(hù)。但μ≥0.09時(shí)，結(jié)構(gòu)耗能需求基本趨于不變，若無(wú)特別需要，繼續(xù)增大μ的做法并不合理。

7 結(jié) 論

本文以某三跨混凝土連續(xù)梁橋?yàn)槔?，建立了該橋隔震前、后的三維有限元分析模型，并采用非線(xiàn)性時(shí)程分析方法對(duì)其地震能量反應(yīng)進(jìn)行了計(jì)算分析，探討了不同隔震設(shè)計(jì)方案的耗能效果，以及FPS支座設(shè)計(jì)參數(shù)對(duì)能量反應(yīng)的影響，得到以下主要結(jié)論：

(1) FPS支座隔震連續(xù)梁橋絕大部分地震能量通過(guò)支座滯回耗能耗散，可以大幅降低橋墩的地震能量耗散需求。其中，全橋隔震方案耗能減震效果最佳，連續(xù)墩隔震方案次之，固定墩隔震方案的耗能效果則較為有限，故實(shí)際工程中推薦采用全橋隔震方案。

(2) 增大等效滑動(dòng)半徑可以減小地震總輸入能量，同時(shí)提高支座滯回耗能比，從而減小結(jié)構(gòu)耗能需求，但當(dāng)?shù)刃Щ瑒?dòng)半徑超過(guò)5 m時(shí)，結(jié)構(gòu)能量反應(yīng)趨于不變，繼續(xù)增大等效滑動(dòng)半徑無(wú)法得到更好的隔震效果。

(3) 增大摩擦因數(shù)雖然會(huì)導(dǎo)致地震總輸入能量有所增加，但同時(shí)支座耗能能力的提高更多，仍然可以有效減小結(jié)構(gòu)耗能需求。類(lèi)似的，當(dāng)摩擦因數(shù)大于0.09時(shí)，結(jié)構(gòu)耗能需求基本趨于不變，繼續(xù)增大摩擦因數(shù)只會(huì)增大支座的耗能需求，經(jīng)濟(jì)性不佳。

上述結(jié)論適用于非特殊地震區(qū)的常規(guī)連續(xù)梁橋結(jié)構(gòu)，對(duì)于近斷層地震區(qū)等特殊區(qū)域和超大跨徑連續(xù)梁橋結(jié)構(gòu)可作為參考。

[ 1 ]ZAYASV,LOWS,MAHINS.TheFPSearthquakeresistingsystem:UCB/EERC-87/01 [R].Berkeley:UniversityofCalifornia, 1987.

[ 2 ] ZAYAS V, LOW S, BOZZO L, et al. Feasibility and performance studies on improving the earthquake resistance of new and existing buildings using the friction pendulum system: UBC/EERC-89/09 [R]. Berkeley: University of California, 1989.

[ 3 ] ZAYAS V, LOW S, MAHIN S. A simple pendulum technique for achieving seismic isolation [J]. Earthquake Spectra, 1990, 6(2): 317-333.

[ 4 ] 范立礎(chǔ).橋梁減隔震設(shè)計(jì)[M]. 北京:人民交通出版社,2001.

[ 5 ] 楊林,常永平,周錫元,等．FPS隔震體系振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)與有限元模型對(duì)比分析[J]．建筑結(jié)構(gòu)學(xué)報(bào),2008,29(4):66-72. YANG Lin, CHANG Yongping, ZHOU Xiyuan, et al. Contrastive analysis of shaking table test and finite element model on friction pendulum isolated system [J]. Journal of Building Structures, 2008,29(4):66-72.

[ 6 ] 焦馳宇,胡世德,管仲?lài)?guó)．FPS抗震支座分析模型的比較研究[J]．振動(dòng)與沖擊,2007,26(10):113-117. JIAO Chiyu, HU Shide, GUAN Zhongguo. Comparison study on analysis models of FPS seismic isolation support [J]. Journal of Vibration and Shock,2007,26(10):113-117.

[ 7 ] 薛素鐸, 潘克君, 李雄彥.豎向抗拔摩擦擺支座力學(xué)性能的試驗(yàn)研究[J].土木工程學(xué)報(bào),2012,45(2):6-10. XUE Suduo, PAN Kejun, LI Xiongyan. The experimental research on mechanical property of vertical uplift-resistant friction pendulum bearing support [J]. China Civil Engineering Journal,2012,45(2):6-10.

[ 8 ] 彭天波,李建中,范立礎(chǔ). 雙曲面球型減隔震支座的開(kāi)發(fā)及應(yīng)用[J]. 同濟(jì)大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版),2007, 35(2):176-180. PENG Tianbo, LI Jianzhong, FAN Lichu. Development and application of double spherical aseismic bearing [J]. Journal of Tongji University (Natural Science), 2007, 35(2):176-180.

[ 9 ] 顧正偉,鐘鐵毅,張貞閣.雙曲面球型減隔震支座曲線(xiàn)連續(xù)梁橋的減隔震[J]. 中國(guó)鐵道科學(xué),2011,32(3):47-51. GU Zhengwei, ZHONG Tieyi, ZHANG Zhenge. Seismic isolation of curved continuous bridge with double Spherical aseismic bearing [J].China Railway Science, 2011,32(3):47-51.

[10] 張常勇, 王志英, 王宏博.長(zhǎng)聯(lián)大跨連續(xù)鋼桁梁橋減隔震設(shè)計(jì)研究[J].公路交通科技,2015,32(8):80-88. ZHANG Changyong, WANG Zhiying, WANG Hongbo. Study on seismic mitigation and isolation design for a long span continuous steel truss beam bridge[J]. Journal of Highway and Transportation Research and Development, 2015,32(8):80-88.

[11] 王志英, 張常勇.大跨度連續(xù)鋼桁梁橋摩擦擺支座減隔震設(shè)計(jì)分析[J].橋梁建設(shè),2015,45(2):58-64. WANG Zhiying, ZHANG Changyong. Design and analysis of friction pendulum bearings for seismic mitigation and isolation of long span continuous steel truss girder bridge[J]. Bridge Construction, 2015,45(2):58-64.

[12] 于旭,莊海洋,朱超. 基于模型試驗(yàn)的軟夾層地基與剛性地基上隔震結(jié)構(gòu)體系耗能特性分析[J].振動(dòng)與沖擊,2016,35(10):73-82. YU Xu, ZHUANG Haiyang, ZHU Chao. Analysis on the energy dissipation of isolated structures on rigid foundation and soft interlayer soil foundation based on model test [J]. Journal of Vibration and Shock, 2016,35(10):73-82.

[13] 王建強(qiáng),趙卓,丁永剛,等.多維地震動(dòng)作用下摩擦擺基礎(chǔ)隔震結(jié)構(gòu)能量反應(yīng)分析[J]. 振動(dòng)與沖擊,2011,30(5):241-244. WANG Jianqiang, ZHAO Zhuo, DING Yonggang, et al. Energy response analysis for base-isolated structures with a friction pendulum system under multi-axial ground motions [J]. Journal of Vibration and Shock, 2011,30(5):241-244.

[14] 張常勇.鐵路簡(jiǎn)支梁橋摩擦雙擺系統(tǒng)減隔震設(shè)計(jì)理論及試驗(yàn)研究[D].北京：北京交通大學(xué),2012.

A study on seismic energy responses of a continuous girder bridge isolated by a friction pendulum system

ZHANG Changyong1,2, ZHONG Tieyi2, YANG Haiyang2

(1. Shandong Provincial Communications Planning and Design Institute, Jinan 250031, China;2. School of Civil Engineering, Beijing Jiaotong University, Beijing 100044, China)

A 3D finite element analysis model of a continuous concrete girder bridge was established as an example. Under the excitations of three artificial earthquake waves, the energy responses of the non-isolated bridge and the FPS isolated bridge were calculated using the non-linear time history analysis method in the longitudinal direction and the energy dissipation effects of three isolation schemes were compared. Furthermore, the effects of equivalent sliding radius and the friction coefficient on the energy responses and the energy distributions were also investigated. The research results indicate that, for an isolated bridge, most seismic energy was dissipated by FPS and the energy dissipation demand of the bridge structure was decreased efficiently, and the effect of full isolation scheme was the best one among the three different isolation schemes. The energy dissipation efficiencies of FPS were enhanced and the structure energy dissipation demands were effectively decreased with the increments of both equivalent sliding radius and the friction coefficient. However, when the equivalent sliding radius and the friction coefficient were relatively large, the enhancement of energy dissipation efficiency tends to be little.

bridge engineering; continuous girder bridge; isolation design; friction pendulum system; energy response

2016-08-05 修改稿收到日期： 2016-10-25

張常勇 男，博士，高級(jí)工程師，1983年生

U441+.3；U448.27

A

10.13465/j.cnki.jvs.2017.16.010