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文章信息
- 何维
- HE Wei
- 优化型桥梁金属耗能隔震挡块的抗震性能研究
- Study on Anti-seismic Property of Optimized Metal Energy-dissipation Stopper for Bridge
- 公路交通科技, 2018, 35(12): 72-79
- Journal of Highway and Transportation Research and Denelopment, 2018, 35(12): 72-79
- 10.3969/j.issn.1002-0268.2018.12.011
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文章历史
- 收稿日期: 2017-04-24
隔震支座在桥梁遭遇地震时,可有效减小桥梁主体的结构响应。实际震害表明[1-8],隔震支座刚度不足,导致桥面板位移得不到有效控制,桥梁易发生落梁破坏。为了防止该类破坏发生,在桥梁抗震设计中,在隔震支座中引入桥梁挡块来限制桥面板的位移。ZHU[9]等对桥梁隔震支座进行力学分析,发现横向布置挡块的隔震支座可明显减小桥梁在地震作用下的响应,约束桥面板与桥墩间的变形,防止落梁破坏。WANG[10]等分析了震害中桥梁的破坏模式,建议在桥梁隔震支座中设置多级强度的挡块,使其在遭受小震时,挡块保持弹性;中震时较弱挡块进入屈服状态进行耗能,较强挡块仍保持弹性,提供一定的刚度支撑桥梁的正常主体结构;大震时,所有挡块均处于塑性状态,进行耗能。BILLAH[11]等利用SMA(形状记忆合金)制成桥梁耗能挡块,通过数值仿真研究了桥梁的地震响应,结果表明SMA可有效减小桥梁震后隔震支座的残余变形,并耗散地震能量,但其造价过于昂贵,未能在工程中普遍应用。PADGETT[12]等通过试验研究发现,带有金属挡块的桥梁支座与SMA支座的耗能能力接近,成本大幅降低,可在工程中推广应用。DENG等[13]对5个金属耗能挡块进行试验研究,结果表明构造合理的耗能支座可提供充足的承载力与耗能能力。这些隔震支座中的挡块一般制成矩形[14],在地震的往复荷载作用下,累积塑性变形多发生在隔震挡块的4个角点,而中间截面耗能量不高。ZHU等[15-16]将耗能板进行一系列形式的开孔,分析其变形能力,但未能与桥梁工程结合。
为了解决上述问题,本研究提出一种优化型桥梁金属耗能隔震挡块,使其在小震时,支座中的全部构件保持弹性,提供必要的初始刚度与承载力;中、大震时,截面均匀进入塑性状态,充分耗能,约束桥面板的位移、保护桥墩。
1 优化型桥梁金属耗能隔震挡块的构造优化型桥梁金属耗能隔震挡块的构造如图 1所示,桥梁支座连接在桥面板与桥墩之间,支座与桥墩固定,挡块翼缘与桥面板通过限位锁连接,限位锁可约束挡块翼缘的转角与水平位移并释放竖直自由度,因此不会增加桥面板的纵向刚度,挡块翼缘与限位锁均由高强钢制成,地震中不易进入屈服状态。在小震时,支座保持弹性,提供一定的初始刚度与承载力;中、大震时,支座中的优化金属耗能挡块利用剪切相对位移进行耗能,减小桥梁与桥墩的变形。该支座既考虑了对桥梁的隔震作用,又考虑了桥梁在地震中的能量转移与耗散功能,极大程度地保障了桥梁结构安全与人员安全。
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图 1 优化型桥梁金属耗能隔震挡块构造图 Fig. 1 Configuration of optimized bridge metal energy dissipation stopper |
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传统的隔震挡块多为矩形,在地震的往复荷载作用下,桥梁挡块的塑性变形多发生在4个角点处,该部分正是桥梁挡块与桥面板以及与桥墩的连接处,而中部的截面耗能较少,这使得桥梁挡块在未充分进入耗能的情况下,由于四角边缘处破坏,导致桥梁挡块与桥墩和桥面板分离,进而提前退出工作,这严重影响了桥梁的安全以及地震能量的耗散,在地震中易造成极其严重的人员损伤。本研究提出新型优化型桥梁隔震挡块(Shape Optimized Energy Dissipation Stopper),简称SOEDS,如图 2所示,该挡块在传统矩形挡块的构造基础上,将边缘制成圆弧形,令R=h,高宽比γ=h/b,根据文献[3-8]中建议,分别对γ为1.25,1.11,1,0.9,0.8的5种高宽比优化前后耗能挡块进行对比分析。
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图 2 新型优化型桥梁隔震挡块示意图 Fig. 2 Schematic diagram of new optimized bridge isolation stopper |
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2 优化型桥梁金属耗能隔震挡块材性试验
如图 3所示,根据GB/T228.1—2010《金属材料拉伸试验方法》对新型优化桥梁隔震挡块材性试验标准件进行设计,采用线切割工艺,严格控制热影响。试验采用50 mm标距的引申计夹持在试件中部测量位移,通过材性试验机读取轴向反力,将实际的轴向反力与位移转换成工程应力与工程应变,如图 4所示,为了避免颈缩现象导致截面积急剧减小所引起的本构误差,通过式(1)与式(2)[17]进一步转化为真实应力与真实应变,材性试验真实应力应变关系如图 5所示,关键参数列入表 1。
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图 3 材性试验标准件(单位:mm) Fig. 3 Standard parts for material test(unit:mm) |
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图 4 应力应变修正 Fig. 4 Correction of stress and strain |
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图 5 材性试验数据曲线 Fig. 5 Curve of material test |
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试件编号 | 屈服强度 | 极限强度 | 超强系数 |
C1-1 | 346.4 | 616.5 | 1.78 |
C1-2 | 343.3 | 599.5 | 1.75 |
C1-3 | 337.5 | 607.4 | 1.80 |
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(1) |
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(2) |
式中, σ为应力;ε为应变。
3 优化型桥梁金属耗能型隔震支座数值仿真分析 3.1 数值仿真模型耗能构件的抗震性能与低周疲劳能力一般以等效塑性应变与耗能量来衡量,本研究分别对5种高宽比的优化型与传统型桥梁耗能挡块进行数值仿真分析,参数列于表 2,以等效塑性应变与耗能量为优化目标进行比较。
编号 | h/mm | b/mm | γ | 类型 |
SOEDS-1 | 100 | 80 | 1.25 | 优化型 |
EDS-1 | 100 | 80 | 1.25 | 传统型 |
SOEDS-2 | 100 | 90 | 1.11 | 优化型 |
EDS-2 | 100 | 90 | 1.11 | 传统型 |
SOEDS-3 | 100 | 100 | 1.00 | 优化型 |
EDS-3 | 100 | 100 | 1.00 | 传统型 |
SOEDS-4 | 90 | 100 | 0.90 | 优化型 |
EDS-4 | 90 | 100 | 0.90 | 传统型 |
SOEDS-5 | 80 | 100 | 0.80 | 优化型 |
EDS-5 | 80 | 100 | 0.80 | 传统型 |
本研究利用有限元软件MSC.Marc对桥梁挡块进行数值仿真,利用单元库中4节点缩减积分单元3-D-shell-75号单元模拟隔震支座中的耗能挡块。本构关系采用多线性混合硬化模型,混合指数取默认值0.5,关键参数列于表 3,该模型可有效地模拟金属材料的鲍辛格效应、应变率、损伤发展模式以及断裂发展过程。挡块的每一侧边界节点通过刚性杆连接于同一约束,对该约束点施加边界条件即可实现对挡块的边界约束,其边界条件与仿真模型如图 6所示,挡块的翼缘一般用高强钢制成,可看作刚性体,故对上约束点仅释放竖向平动自由度,下约束点固定,由于桥梁挡块高厚比较小,故不考虑面外屈曲情况,对该数值模型所有节点约束面外平动自由度。对上部节点水平方向按照如图 7所示加载履历进行位移加载,每个位移角加载3圈。
应变 | 应力/MPa |
0.002 | 342.4 |
0.021 | 358.2 |
0.050 | 453.5 |
0.080 | 502.0 |
0.100 | 523.0 |
0.110 | 531.9 |
0.201 | 587.3 |
0.285 | 607.8 |
0.301 | 587.4 |
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图 6 仿真模型 Fig. 6 Simulation model |
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图 7 加载履历 Fig. 7 Loading process |
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3.2 数值仿真分析结果
为了检验优化型隔震挡块的耗能能力,对5种高宽比γ分别为1.25,1.11,1,0.9,0.8优化前后的隔震挡块滞回曲线进行对比,如图 8所示。从图中可以看出,优化型隔震挡块滞回曲线较传统型的更加饱满,滞回环面积明显增加,初始刚度和屈服承载力与优化前的隔震挡块接近,而极限承载力明显提高,因此可以在不改变隔震支座初始受力状态的情况下,将传统型隔震挡块替换为优化型隔震挡块。将优化前后的隔震挡块在每个位移角下的耗能量列入表 4,如表 4所示,位移角为1/1 000时,优化前后的隔震挡块均为弹性状态,未进入耗能,提供必要的初始刚度与承载力,保证桥梁正常结构功能;位移角为1/500工况,γ≥1的传统型耗能挡块耗能量大于优化型耗能挡块,这是由于γ≥1的耗能挡块屈服承载力由弯矩引起的正应力控制[18],故优化后的耗能挡块会后进入屈服,导致在该位移角下优化型耗能挡块整体耗能不如传统型,而γ < 1的耗能挡块屈服承载力由横截面的剪应力控制,故优化型的耗能挡块与传统型的耗能挡块同时进入屈服,由于优化型的耗能挡块屈服后的承载力提升显著,故优化型耗能挡块耗能量大幅增加;位移角1/300~1/10工况,优化型耗能挡块的耗能量较传统型耗能挡块明显提高,最大可增加38%。这说明优化型耗能挡块可以对传统型耗能挡块进行等强替换,并且大幅度提高耗能量。
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图 8 5种隔震挡块优化前后滞回曲线 Fig. 8 Hysteresis curves of 5 kinds of SOEDS and EDS |
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位移角 | η-1/% | η-2/% | η-3/% | η-4/% | η-5/% |
1/1 000 | 0.0 | 0.0 | 0.0 | 0.0 | 0.0 |
1/500 | 58.5 | 72.8 | 88.1 | 115.0 | 119.4 |
1/300 | 138.8 | 130.9 | 125.3 | 121.2 | 117.8 |
1/150 | 131.6 | 127.1 | 123.5 | 120.2 | 117.9 |
1/100 | 131.7 | 126.8 | 123.0 | 119.5 | 117.1 |
1/75 | 131.4 | 126.5 | 123.0 | 119.7 | 117.1 |
1/50 | 132.8 | 127.8 | 124.1 | 120.6 | 118.0 |
1/30 | 132.1 | 127.0 | 123.5 | 119.9 | 117.3 |
1/20 | 131.8 | 127.1 | 123.6 | 120.3 | 117.6 |
1/15 | 130.9 | 126.3 | 123.4 | 119.6 | 117.3 |
1/10 | 129.6 | 125.0 | 122.2 | 118.8 | 116.4 |
注:η= ESOEDS/EEDS,E为挡块的耗能量;SOEDS为优化型;EDS为传统型。 |
通过originpro的公式拟合功能将表 4中的每种耗能挡块耗能超强率η取均值,建立η与挡块高宽比γ函数关系,经过误差比较后选择指数形式,其表达式如式(3)所示。如图 9所示,将拟合函数曲线与数值仿真数据进行对比,从图 9可知,拟合函数曲线与数值仿真结果吻合较好,误差在工程可接受范围以内,该公式可准确计算优化后的耗能挡块耗能超强率。
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图 9 拟合函数精度图 Fig. 9 Deviation curve of fitting function |
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(3) |
为了比较耗能挡块优化前后的低周疲劳性能,本研究对其累积等效塑性应变的分布进一步分析,如图 10所示。从图 10可以看出,传统型耗能挡块累积等效塑性应变集中在四角,应力集中十分明显,而中间截面几乎未进入塑性状态,耗能分布不均匀。而优化型耗能挡块累积等效塑性应变分布均匀,将主要耗能区域由四角转移至中部截面,减小了上下边缘连接处的应力集中,增加了隔震支座的安全性能,充分利用了整个隔震挡块的截面进行耗能。将耗能挡块优化前后最大累积等效塑性应变列入表 5。如表 5所示,优化型耗能挡块的最大累积等效塑性应变为传统型耗能挡块的69.60%~71.95%,提高了低周疲劳性能,增加耗能挡块的延性,使其在地震中的工作周期更长,耗能能力更强。
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图 10 耗能挡块优化前后累积等效塑性应变云图 Fig. 10 Nephograms of accumulated equivalent plastic strain of SOEDS and EDS |
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组号 | 1 | 2 | 3 | 4 | 5 |
SOEDS | 3.57 | 3.55 | 3.54 | 3.50 | 3.54 |
EDS | 5.11 | 5.10 | 4.92 | 4.87 | 4.97 |
SOEDS/EDS/% | 69.86 | 69.60 | 71.95 | 71.87 | 71.23 |
4 结论
本研究提出一种新型的优化型桥梁金属耗能型隔震支座,对5种高宽比的耗能挡块进行了数值仿真分析,比较了耗能挡块优化前后的低周疲劳性能与耗能能力,得到如下结论。
(1) 优化型桥梁金属耗能隔震挡块较传统型隔震支座耗能能力更强,能量超强比可按照式(3)进行计算。
(2) 数值仿真分析结果表明,优化型桥梁金属耗能隔震挡块累积等效塑性应变分布更加均匀,最大值较优化之前减小28.05%~30.4%,显著增加了低周疲劳性能,使耗能挡块在地震中工作周期更长,变形能力更强。
(3) 优化型桥梁金属耗能隔震挡块可按照等强度等刚度替换传统隔震支座,而极限承载力明显提高,在大震时可有效阻止桥梁主体结构坍塌,提高桥梁周围人车与建筑物的安全性。
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