双曲面摩擦摆支座参数对桥梁地震响应的影响

廖 平 赵人达 贾 毅 向星赟 王永宝 邱新林 庞立果

(1西南交通大学土木工程学院, 成都 610031)(2广东省南粤交通潮漳高速公路管理中心, 广州 510101)



双曲面摩擦摆支座参数对桥梁地震响应的影响

廖 平1赵人达1贾 毅1向星赟1王永宝1邱新林2庞立果2

(1西南交通大学土木工程学院, 成都 610031)(2广东省南粤交通潮漳高速公路管理中心, 广州 510101)

为研究粤东高烈度地区高速公路典型桥梁工程双曲面摩擦摆支座栓钉剪断后的桥梁地震响应特性,选取潮安韩江特大桥主桥为研究对象,采用有限元软件ANSYS建立全桥模型,并基于非线性时程分析法研究了固定支座参数对桥梁结构地震响应的影响.研究表明:栓钉对摩擦摆支座滞回曲线有显著的影响;摩擦摆支座摩擦系数、屈服位移对9#和15#桥墩地震响应影响较小,对固定墩地震响应影响较大,摩擦摆支座曲率半径对主桥所有桥墩地震响应均有较大的影响.建议摩擦摆支座设计时增大摩擦系数和屈服位移而适当减小曲率半径,以减小桥梁结构的地震响应.

桥梁工程;摩擦摆支座;栓钉剪断;参数分析;非线性时程分析法;滞回曲线

摩擦摆隔震支座是一种有效的摩擦滑移隔震体系[1],由于圆弧滑动面的存在使其具有较强的自复位能力,经实验检测其还具有较高的稳定性和良好的力学性能,对地震动频率的敏感性较低[2-3],已在中小跨度公路桥梁、大跨度铁路桥梁及建筑结构中得到广泛的应用.位于粤东高烈度地区的潮安韩江特大桥主桥((55+4×90+55)m)采用了双曲面摩擦摆减隔震支座,该主桥在横桥向每个支座均设置有横向限位栓钉,在纵桥向仅固定支座设置有纵向限位栓钉.

摩擦摆支座中栓钉对其恢复力模型有显著的影响,国内外学者[4-10]针对双曲面摩擦摆支座的地震响应进行了大量的分析研究,但很少考虑栓钉剪断对桥梁结构地震响应的影响，虽然夏修身等[11]进行了摩擦摆支座栓钉剪断对桥梁结构的地震影响分析,但在分析计算时未考虑摩擦摆支座的曲率半径、屈服位移、摩擦系数等对桥梁结构地震响应的影响.本文将针对粤东高烈度地区高速公路建设的客观需求和复杂、特殊的地质条件,考虑栓钉对桥梁结构地震响应的影响,研究双曲面摩擦摆支座参数对桥梁地震响应的影响.

1 摩擦摆支座恢复力模型

根据欧洲规范Eurocode 8[12],在单向地震作用下,摩擦摆减隔震支座可简化为双线性模型.文献[13]也指出对于采用摩擦摆支座的减隔震桥梁,若不考虑竖向地震动的影响,摩擦摆支座的滞回模型可近似采用双线性模型模拟.

不带栓钉的摩擦摆支座在单向地震动作用下的滞回曲线如图1所示.其中，d为支座位移，K1为支座的初始刚度,根据文献[1]可取支座屈服位移Dy=2.5 mm时的刚度,等效刚度为Keff=W/R+μW/D,屈服刚度为K2=W/R,支座的最大水平力为F=WD/R+μW,其中W为支座承受的竖向荷载,D,R,μ分别为支座的极限水平位移、曲率半径、摩擦系数.Warn等[14]将摩擦摆隔震装置的屈服位移假定为0.5 mm.鉴于此,本文将摩擦摆支座的屈服位移取为0.5 mm.

图1 不带栓钉的摩擦摆支座恢复力模型

摩擦摆支座中栓钉主要起到限位作用,假定栓钉剪力与栓钉剪切面相对位移的关系如图2所示,其中K0=P/D1,K0为栓钉的刚度,P为栓钉承受的水平剪力,D1为栓钉剪切面的相对位移.将不带栓钉的摩擦摆支座的恢复力模型与栓钉的力学模型进行叠加,便可得到带栓钉的摩擦摆支座的恢复力模型[11],如图3所示.

图2 栓钉剪力与剪切面相对位移的关系

图3 带栓钉的摩擦摆支座恢复力模型

2 ANSYS有限元模型的建立

2.1 模型单元

采用有限元软件ANSYS建立全桥三维梁单元模型,在建模过程中考虑相邻左右各一联引桥和桩土相互作用及二期恒载对桥梁结构地震响应的影响.潮安韩江特大桥主桥的漳州侧左一联引桥3×30 m小箱梁与潮州侧右一联引桥4×40 m T梁的有限元模型所采用的单元与主桥相同.潮安韩江特大桥主桥的主梁及桥墩采用beam188梁单元模拟,桩土相互作用采用combin14单元模拟,二期恒载通过给节点添加集中质量的方式来施加,集中质量采用mass21单元来模拟,采用combin40单元模拟摩擦摆支座及栓钉,全桥有限元模型如图4所示.

图4 潮安韩江特大桥全桥有限元模型

2.2 摩擦摆支座及栓钉模拟

通过将3个combin40单元和1个combin14单元并联组合来模拟摩擦摆支座在水平方向和竖直方向的自由度,建模中摩擦摆支座的纵横向均采用combin40单元来模拟,竖向采用combin14单元来模拟,栓钉剪断失效通过combin40单元“分离”特性来模拟.

2.3 边界及约束

11#～13#号桥墩的支座为固定支座,9#、10#、14#、15#桥墩的支座为纵桥向活动支座.根据设计施工图纸,活动支座在横桥向设置有抗剪栓钉,固定支座在横桥向与纵桥向均设置有抗剪栓钉.每个桥墩的桩底施加固定约束,承台与桩基、桥墩通过刚域连接在一起,桩土作用采用等效土弹簧模拟.

3 支座模拟方法验证

以某一跨预应力混凝土简支箱梁桥为实例,验证摩擦摆支座和栓钉模拟方法的可行性与准确性.该简支梁桥的标准跨径为30 m,墩高20 m,桥墩截面与主桥的9#桥墩墩顶截面相同,主梁与主桥主梁的跨中截面相同,桥墩和主梁均采用C40混凝土.采用双曲面摩擦摆支座,活动支座在横桥向设置有抗剪栓钉,固定支座在横桥向与纵桥向均设置有抗剪栓钉,假定栓钉的抗力为180 kN,支座其他参数与主桥的摩擦摆支座相同.在墩底施加固定约束,每个桥墩顶部采用2个支座与主梁进行连接,建模中不考虑桩土相互作用和二期恒载的影响,也不考虑相邻跨对桥梁结构的影响,结构的阻尼采用瑞利阻尼.

以EI Centro波作为输入地震动并将其幅值调整为0.20g,计算分析时仅计算了响应较大的前30 s(见图5).下面分3种情形进行地震反应分析:

1) 假定所有固定支座栓钉均未剪断,即将栓钉的抗剪能力提高到一定程度,进行栓钉未剪断工况下的桥梁结构地震响应分析.

2) 假定所有固定支座栓钉均剪断,进行栓钉剪断工况下的桥梁结构地震响应分析.

图5 EI Centro波加速度时程曲线 (幅值调整为0.20g)

3) 假定所有固定支座均不含栓钉,进行不含栓钉工况下的桥梁结构地震响应分析.

从图6可看出:带栓钉的摩擦摆支座在0.98 s时栓钉被剪断,此时的栓钉剪力为200.9 kN,大于其抗剪能力180 kN;在0～0.98 s,栓钉剪力时程曲线是可以重合的.从图7可看出,栓钉对摩擦摆固定支座滞回曲线有显著的影响.当栓钉不被剪断时,在地震荷载作用下摩擦摆支座未发挥减震耗能的作用,其滞回曲线近似为一条直线;当栓钉被剪断时摩擦摆支座充分发挥了减震耗能的作用,滞回曲线较饱满,在栓钉被剪断时刻滞回曲线有突变(见图7(b)),这也验证了采用combin40单元来模拟带栓钉的摩擦摆支座是合理的.

(a) 情形1(0.98 s剪断)

(b) 情形2

4 摩擦摆支座参数影响分析

纵桥向激励时假定固定支座栓钉均被剪断而横向栓钉均不被剪断.限于篇幅,下文仅列出在纵桥向地震动激励下桥梁结构摩擦摆支座参数分析计算结果.

4.1 支座摩擦系数

从摩擦摆支座的恢复力模型和combin40单元可看出,K1及等效阻尼比的取值均与摩擦摆支座摩擦系数有关.为研究摩擦系数对摩擦摆支座恢复力模型及桥梁结构地震响应的影响,分别计算固定支座的摩擦系数为0.02,0.03,0.04,0.05,0.06时的桥梁结构地震响应,分析中活动支座的摩擦系数均为0.04.

(a) 情形1

(b) 情形2

(c) 情形3

从图8可看出,随着摩擦摆支座摩擦系数的增大,活动墩墩底纵桥向最大弯矩基本不受影响,固定墩墩底纵桥向最大弯矩逐渐减小.从图中还可看出,随着摩擦摆支座摩擦系数的增大,9#、15#桥墩支座纵桥向最大剪力、位移基本不受影响,11#～13#桥墩支座纵桥向最大剪力先减小后增大而位移逐渐减小,10#、14#桥墩支座纵桥向最大剪力、位移逐渐增大.

4.2 支座曲率半径

从摩擦摆支座的恢复力模型和combin40单元可看出,K1，K2及等效阻尼比的取值均与摩擦摆支座的曲率半径有关.为研究曲率半径对摩擦支座恢复力模型及桥梁结构地震响应的影响,分别计算固定支座曲率半径为3.0,3.6,4.0,5.0,6.0 m时的桥梁结构地震响应,分析中活动支座的曲率半径保持不变,所有支座的摩擦系数均为0.04.

从图9(a)、(b)可看出,随着摩擦摆支座曲率半径的增大,15#桥墩支座纵桥向最大剪力、位移逐渐增大,9#桥墩支座纵桥向最大剪力、位移逐渐减小,11#～13#桥墩支座纵桥向最大剪力逐渐减小,10#、14#桥墩支座纵桥向最大剪力、位移先减小后增大,11#桥墩支座纵桥向最大位移逐渐增大, 12#和13#桥墩支座纵桥向最大位移先减小后增大.

(a) 各桥墩支座纵桥向最大剪力

(b) 各桥墩支座纵桥向最大位移

(c) 各桥墩墩底纵桥向最大弯矩

从图9(c)可看出,随着摩擦摆支座曲率半径的增大,11#桥墩墩底纵桥向最大弯矩先增大后减小,13#、14#桥墩墩底纵桥向最大弯矩先减小后增大, 9#、10#、12#桥墩墩底纵桥向最大弯矩逐渐增大, 15#桥墩墩底纵桥向最大弯矩逐渐减小.

4.3 支座屈服位移

从摩擦摆支座的滞回曲线和combin40单元可看出,屈服位移直接影响滑移力,进而影响摩擦摆支座的恢复力模型.为分析屈服位移对摩擦支座滞回曲线及桥梁结构地震响应的影响,分别计算屈服位移为0.3，0.4,0.5,0.6,0.7 mm时的桥梁结构墩底地震响应,分析中活动支座的屈服位移均为0.5 mm.

(a) 各桥墩支座纵桥向最大剪力

(b) 各桥墩支座纵桥向最大位移

(c) 各桥墩墩底纵桥向最大弯矩

从图10可看出,随着摩擦摆支座屈服位移的增大,活动墩墩底纵桥向最大弯矩基本不受影响,固定墩墩底纵桥向最大弯矩逐渐减小.从图10中还可看出:随着摩擦摆支座屈服位移的增大,9#、15#桥墩支座纵桥向最大剪力、位移基本不受影响,11#桥墩支座纵桥向最大剪力先减小后增大,10#、14#桥墩支座纵桥向最大剪力、位移逐渐增大,12#和13#桥墩支座纵桥向最大剪力逐渐增大,11#～13#桥墩支座纵桥向最大位移逐渐减小.

(a) 各桥墩支座纵桥向最大剪力

(b) 各桥墩支座纵桥向最大位移

(c) 各桥墩墩底纵桥向最大弯矩

5 结论

1) 栓钉对摩擦摆固定支座滞回曲线有显著的影响.当栓钉不被剪断时,在地震荷载作用下摩擦摆支座未发挥减震耗能的作用,其滞回曲线为一条直线;当栓钉被剪断时摩擦摆支座充分发挥了减震耗能的作用,滞回曲线较饱满,在栓钉被剪断的时刻滞回曲线有突变.

2) 摩擦摆支座的摩擦系数、屈服位移对9#、15#桥墩地震响应影响较小,对11#～13#固定墩地震响应影响较大,摩擦摆支座曲率半径对9#～15#桥墩地震响应均有较大的影响.

3) 建议摩擦摆支座设计时增大摩擦系数、屈服位移而适当减小曲率半径,以减小桥梁结构在地震作用下的地震响应.

References)

[1]Zayas V A, Low S S, Mahin S A. A simple pendulum technique for achieving seismic isolation[J].EarthquakeSpectra, 1990, 6(2): 317-333. DOI:10.1193/1.1585573.

[2]Su L, Ahmadi G, Tadjbakhsh I G. A comparative study of performance of various base isolation systems, part I: Shear beam structures [J].EarthquakeEngineeringandStructuralDynamics, 1989, 18(1): 11-32. DOI:10.1002/eqe.4290180104.

[3]Constantinou M C, Mokha A, Reinhorn A M. Teflon bearings in base isolation II: Modeling [J].JournalofStructuralEngineering,ASCE, 1990, 116(2): 455-474. DOI: 10.1061/(ASCE)0733-9445(1990)116:2(455).

[4]庄军生. 桥梁减震、隔震支座和装置 [M]. 北京:中国铁道科学出版社,2012:1-10.

[5]Providakis C P. Effect of supplemental damping on LRB and FPS seismic isolators under near-fault ground motions [J].SoilDynamicsandEarthquakeEngineering, 2009, 29(1): 80-90. DOI:10.1016/j.soildyn.2008.01.012.

[6]夏修身,赵会东,欧阳辉来. 高速铁路桥梁基于摩擦摆支座的减隔震研究 [J]. 工程抗震与加固改造,2014,36(3):21-26. DOI:10.3969/j.issn.1002-8412.2014.03.004. Xia Xiushen, Zhao Huidong, Ouyang Huilai.Study on seismic isolation of high speed railway bridge with friction pendulum bearings [J].EarthquakeResistantEngineeringandRetrofitting, 2014, 36(3): 21-26. DOI:10.3969/j.issn.1002-8412.2014.03.004. (in Chinese)

[7]刘卫刚,韩强,杜修力,等. 多球面滑动摩擦隔震支座的设计原理和理论模型 [J]. 防灾减灾工程学报,2012,32(4):417-421. Liu Weigang, Han Qiang, Du Xiuli, et al. Design principle and theoretical model of multi-spherical sliding isolation bearing [J].JournalofDisasterPreventionandMitigationEngineering, 2012, 32(4): 417-421. (in Chinese)

[8]吴宜峰,李爱群,王浩. 连续梁桥摩擦摆支座参数分析与优化 [J]. 桥梁建设,2015,45(1):20-24. Wu Yifeng, Li Aiquan, Wang Hao. Parameter analysis and optimization of frictional pendulum bearings for continuous girder bridge [J].BridgeConstruction, 2015, 45(1): 20-24. (in Chinese)

[9]Kousaka R, Hamazaki H, Murota N, et al. Experimental study on durability of sliding bearings under long duration dynamic loading [C/OL]//Proceedingsofthe14thWECC. Beijing, China, 2008: 12-17. ftp://128.46.154.21/spujol/Andres/files/S10-022.PDF.

[10]王志英,张常勇.大跨度连续钢桁梁桥摩擦摆支座减隔震设计分析 [J].桥梁建设,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].BridgeConstruction, 2015, 45(2): 58-64. (in Chinese)

[11]夏修身,陈兴冲,王希慧,等. 剪力键对隔震桥梁地震反应的影响 [J]. 地震工程与工程振动,2012,32(6):104-109. Xia Xiushen, Chen Xingchong, Wang Xihui, et al. Effect of shear key on seismic responses of bridge using isolation bearing [J].JournalofEarthquakeEngineeringandEngineeringVibration, 2012, 32(6): 104-109. (in Chinese)

[12]Comité Européen de Normalisation. Eurocode 8—Design of structures for earthquake resistance—Part 2: Bridges [S]. Brussels, Belgium:Comité Européen de Normalisation, 2005.

[13]张永亮, 张跃进, 王常峰. 竖向地震动对摩擦摆支座隔震桥梁地震反应的影响[J]. 兰州交通大学学报, 2012, 31(1): 18-22. DOI:10.3969/j.issn.1001-4373.2012.01.005. Zhang Yongliang, Zhang Yuejin, Wang Changfeng. Effect of vertical ground motion on seismic response of an isolated bridge with FPS[J].JournalofLanzhouJiaotongUniversity, 2012, 31(1): 18-22. DOI:10.3969/j.issn.1001-4373.2012.01.005.(in Chinese)

[14]Warn G P, Whittaker A S. Property modification factors for seismically isolated bridges[J].JournalofBridgeEngineering, 2006, 11(3): 371-377. DOI:10.1061/(asce)1084-0702(2006)11:3(371).

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. 作者简介: 廖平(1989—)，男，博士生；赵人达(联系人)，男，博士，教授，博士生导师，rendazhao@163.com.

广东省交通厅科技计划资助项目(科技-2014-02-015).

廖平，赵人达，贾毅，等.双曲面摩擦摆支座参数对桥梁地震响应的影响[J].东南大学学报(自然科学版),2016,46(6):1251-1256.

10.3969/j.issn.1001-0505.2016.06.024.

U442.55

A

1001-0505(2016)06-1251-06