基于振动台试验的岸桥地震动态特性研究

李 哲，伍世英，王贡献，胡吉全

(1.长江大学 机械工程学院，湖北 荆州 434023；2.武汉理工大学 物流工程学院，武汉 430063)

世界经济的全球化加速了货物流通，国际贸易中物质运输总量的95%是通过海运来承担的，在强大的运输需求推动下，海上运输的主要载体—集装箱运输发展十分迅速[1]。为集装箱运输而建立的配套设施和各种装卸搬运机械也得到了相应的发展，集装箱码头装卸机械化系统的能力和生产效率在很大程度上取决于码头前沿岸桥的工作效率。随着大型集装箱船的出现，各港口对岸桥的主要技术参数提出了新的要求：额定的起升重量成倍增长达80 t以上，外伸距达到70 m甚至更长，起升高度在27 m以上，轨距大幅增加，工作速度大幅提高。要满足以上的要求，新一代的岸桥结构无论是在外形尺寸上还是在自身重量上都成倍的增加。工程结构的大型化使得其自身的潜在危险系数增加，针对大型岸桥，在稳定性、抗风等方面的研究比较成熟，在起重机设计规范中都给出了计算公式。但早期岸桥尺寸、重量较小且分布较少，地震灾害引发的岸桥破坏的案例较少，致使岸桥地震方面的研究没有引起重视。

近年来地震给大型岸桥带来的巨大破坏，引起了各港口业主对岸桥抗震性能的重视。通过对这类大型结构进行地震实验研究，科研工作者才能掌握岸桥在不同工况下的地震动态响应，预测其在不同地震情况下危险发生的部位，并以此为依据对结构进行抗震加固改进，提高自身的抗震性能，避免地震来临时发生重大事故[2]。对这类大型结构进行地震实验研究，通常无法进行现场试验，目前采用较多的方法是进行有限元地震时程计算，结合地震灾害案例分析，可以初步了解岸桥结构地震动态特性，对抗震设计提供一定的参考。文献[3]建立了某一大型岸桥结构的多自由度地震仿真模型，基于该模型提出了一种控制岸桥结构振动的方案，该方案设想在岸桥门框横梁与立柱之间、门腿与大车行走机构之间各安装一台减振装置，并通过地震仿真实验对不同隔振方案下的岸桥结构振动控制效果进行对比分析。文献[4]采用数值仿真方法对岸桥结构的跳脱轨、门框摇摆等地震响应进行研究，仿真结果用来指导后期试验模型的制作和动力学试验方案，可以对试验提前进行预判，避免试验的盲目性、缩短试验周期、减少试验经费、提高效率。文献[5]通过有限元地震时程分析对不同型号岸桥仿真模型中边界约束方式进行对比，发现铰接轮轨模型最符合实际情况。文献[6]通过对比有限元时程计算结果，对岸桥仿真模型中阻尼设置方法进行对比，提出适用于岸桥结构的阻尼计算公式。文献[7-8]通过仿真实验对岸桥结构的地震行为进行了研究，建立了岸桥原型结构的有限元模型，采用有限元软件ANSYS对其结构的静、动态特性进行分析，得到其模态振型和对应的固有频率，选取强震记录和人工地震记录，采用动力时程分析的方法对岸桥结构进行地震响应分析，得到了不同地震激励下岸桥结构的地震响应和整体稳定性。岸桥地震仿真分析比较多见，但是振动台地震模拟试验目前还处于起步阶段。

为了研究大型岸桥结构的地震动力学特性并对其抗震性能做一个初步的判断，文章以上海某一港口大型集装箱起重机为研究对象，建立有限元模型并进行了一系列的地震时程分析，设计制作了1:20的缩尺模型并进行了相关振动台地震模拟试验，综合分析了岸桥结构的地震动态特性，对其抗震设计及有限元参数设置提供了参考依据。

1 岸桥结构有限元模型与仿真分析

1.1 岸桥仿真模型

上海某港口J248型岸桥可以视为目前大型岸桥的代表，其结构主要由门架结构、大梁、拉杆等组成，示意图如下。

图1 岸桥结构示意图

在大型非线性仿真软件ABAQUS中按原先尺寸建立岸桥结构的有限元模型，设置材料参数如下：Q345钢，屈服极限345 MPa，弹性模量E=2.06×1 011 N/m2，泊松比0.3，密度7 850 kg/m3；其主要构件如：门腿、立柱、门框上下横梁、前后大梁均采用梁单元进行建模，梯形架撑杆、门架撑杆、前后拉杆采用杆单元进行建模；机器房、运行小车及吊具、集装箱均简化为集中质量，岸桥前后大梁的连接、梯形架上横梁耳板与拉杆的连接、前后大梁耳板与拉杆的连接均通过释放对应节点处的转动自由度进行模拟；箱型梁中所布置的加强筋、隔板等部件在模型中以附加质量的形式均布到整结构中；岸桥台车系统的模型用相同长度及刚度的等效梁单元代替。模型与轨道之间的接触约束采用摩擦单元进行简化处理[5]。建成后的岸桥有限元模型如图2所示。

图2 岸桥结构有限元模型

岸桥结构巨大、构件数量多，仿真模型中可测点数量较大，进行地震时程分析或试验测试不可能给出每一个点的结果。结合以往文献研究成果[9]，选取岸桥结构关键点编号及对应位置选取岸桥测点编号及对应位置见图3所示。

1.2 地震时程计算

岸桥在地震下的动态响应主要为加速度和位移。加速度响应反映了结构对地震激励的缩放作用，位移（相对位移）响应反映了结构变形情况，在时程分析结果中提取岸桥结构关键点加速度响应、位移响应能直观了解岸桥结构及各构件在地震激励下的振动特性。

图3 测点布置示意图

在ABAQUS中对岸桥模型进行地震时程计算，取工程中常用的地震加速度记录EL-Centro、Taft、Northridge、Kobe、San Fernando作为输入，持续时间20 s，采样间隔Δt=0.02 s。加速度峰值统一调整为0.2 g，输入方向为垂直于大车轨道方向（X向）。在不同地震作用下，岸桥结构中关键点在20 s有效持时内的最大加速度响应见表1。

由表中数据可见：A5、A9、A13、A17、A26、A25六个测点由下至上依次分布在岸桥结构模型上，在地震作用下加速度最大峰值均出现在结构最高点即门架顶点，其中A13及上部侧点加速度峰值呈现递增现象；所有测点中最大值为0.494 g，Kobe地震波下的A25；最小值为0.173 g，Taft地震波下的A9；这种结果反映了岸桥结构对输入地震加速度峰值的动力放大或缩小效应，这与以往研究分析的结果相似。

为了表征结构在地震下各点加速度响应特点，引入最大动力放大系数K(i)，其表达式为

式1中：a(i)为结构i点加速度时程响应中最大值（绝对值），a(g)为输入有限元模型的地震加速度记录最大值。最大动力放大系数K(i)反映了岸桥结构不同位置对地震加速度的缩放效应。

图4为不同地震波下岸桥模型上各测量点的加速度放大系数包络线对比图，由图所示，除了Kobe地震波，其余地震波输入模型后不同位置对加速度有缩小或放大效果（小于1为缩小，大于1为放大）。在A9点缩小效果最为显著，顶端位置A25放大效果最明显，Kobe地震波下岸桥结构最危险。

表1 岸桥在不同地震激励作用下的最大加速度响应

图4 不同地震波下测量点加速度放大系数包络

在地震作用下，结构中关键点在有效持时内的最大位移响应（与岸桥结构底部支撑点之间的相对位移）见表2。位移最大值均出现在门架顶点（结构最高点），位移值由下至上依次增大。其中Kobe波下A25为所测最大值151.2 mm。

岸桥结构门腿测点之间位移变化最大，越往上位移变化越小，说明在门腿处变形量是最大的，验证了地震灾害调查中关于岸桥主要破坏集中于门腿处的说法。

表2 岸桥在不同地震激励作用下的最大位移响应

图5为不同地震波下岸桥模型上各测量点最大位移响应包络图，由图所示，随着测量点的位置上升其位移变化趋缓，变化最大区间在A5和A9之间，包络图清楚反映了岸桥结构在地震载荷下发生变形最大的位置，即门腿中下部。

图5 不同地震波下各测量点最大位移包络线

2 振动台地震模拟试验

根据振动台性能设定基本相似常数—尺寸相似常数为1/20，采用量纲法推导其余相似常数，见表3。

表3 岸桥振动台模型试验相似常数

按表中的几何相似常数设计试验模型各构件外形尺寸以及截面尺寸，加工制作出来的试验模型及振动台系统见图6所示。模型中加装的车轮和平衡梁较好地模拟了岸桥的边界特性-轮轨接触。

图6 岸桥振动台试验现场

选取前文岸桥仿真分析中所用的地震波EL Centro、Taft、Kobe作为振动台台面输入激励。地震波持续时间按相似关系压缩为原地震波的1/20。绘制各测点加速度时程曲线，见图7。

提取不同地震作用下试验模型各测点加速度峰值，通过式1计算各加速度放大系数K，绘制试验岸桥模型上各测量点的加速度放大系数包络线对比图，见图8。

图8中0代表有限元计算值，1代表试验测试值。如图中显示在不同地震激励下，有限元模型时程计算值与试验测试值存在一定差别，但加速度放大系数包络线走势（右下至上趋势）基本一致，说明仿真实验和模型试验下岸桥结构的地震动态特性相似，结构中各测点的响应实为对输入激励的缩放，同时也验证了本研究中有限元地震时程参数设置是可行的。

4 结语

通过对某一大型岸桥结构进行有限元建模并进行了一系列不同地震载荷工况下的时程分析，结合缩尺模型振动台地震模拟试验，综合分析了岸桥结构的地震动态特性。论文的研究结论可以为岸桥地震动力学研究及结构抗震分析提供参考依据，并能指导有限元仿真实验和振动台模型试验，具体如下：

（1）岸桥地震动力学响应特征之一为：结构上各测点对底部输入的激励呈现不同倍率的放大或缩小；

（2）简化处理后的岸桥仿真模型在一定程度上能正确模拟岸桥地震动态响应；

（3）岸桥振动台地震模拟试验结果与仿真结果相似，也存在一定误差。

图7 Taft波下各测点加速度测试值

图8 不同地震下各测量点加速度放大系数包络线对比图