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  哈尔滨工程大学学报  2018, Vol. 39 Issue (9): 1511-1516  DOI: 10.11990/jheu.201703003
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引用本文  

袁万城, 谷屹童, 党新志, 等. 缓冲型拉索减震支座脉冲地震下减震性能[J]. 哈尔滨工程大学学报, 2018, 39(9), 1511-1516. DOI: 10.11990/jheu.201703003.
YUAN Wancheng, GU Yitong, DANG Xinzhi, et al. Seismic performance of a buffer cable sliding friction aseismic bearing in pulse-type earthquakes[J]. Journal of Harbin Engineering University, 2018, 39(9), 1511-1516. DOI: 10.11990/jheu.201703003.

基金项目

国家自然科学基金项目(51478339,51778471);土木工程防灾国家重点实验室基金项目(SLDRCE14-B-14)

通信作者

袁万城, E-mail:yuan@tongji.edu.cn

作者简介

袁万城(1962-), 男, 教授, 博士生导师

文章历史

收稿日期:2017-03-02
网络出版日期:2018-05-07
缓冲型拉索减震支座脉冲地震下减震性能
袁万城, 谷屹童, 党新志, 杨浩林    
同济大学 土木工程防灾国家重点实验室, 上海 200092
摘要:为了解决脉冲型地震作用下桥梁结构地震响应较大的问题,通过拉索差异化布置、增设弹簧缓冲装置等方法对现有拉索减震支座进行改进,提出缓冲型拉索减震支座装置。本文阐述了缓冲型拉索减震支座的设计思想和工作原理,以实际工程为背景,应用SAP2000有限元分析软件建立连续梁桥模型,对比缓冲型拉索减震支座和拉索减震支座在脉冲型地震作用下抗震性能的异同,研究了缓冲型拉索减震支座设计参数对脉冲型地震作用下桥梁减隔震性能的影响规律。分析结果表明:缓冲型拉索减震支座在脉冲型地震作用下能够实现力和位移的合理调节,可以起到较好的减隔震效果。
关键词桥梁    抗震设计    脉冲地震    减隔震    缓冲型拉索减震支座    
Seismic performance of a buffer cable sliding friction aseismic bearing in pulse-type earthquakes
YUAN Wancheng, GU Yitong, DANG Xinzhi, YANG Haolin    
State Key Laboratory of Disaster Reduction in Civil Engineering, Tongji University, Shanghai 200092, China
Abstract: To reduce the response of bridges under the action of pulse-type earthquakes, the present cable sliding friction aseismic bearing is improved using methods such as differentiated arrangement of the inhaul cable and increasing the spring buffering unit to obtain a new type of aseismic bearing called the buffer cable sliding friction aseismic bearing (BCSFAB). This paper describes the design philosophy and working mechanism of the BCSFAB, referencing actual works as a background, and applies SAP2000 FE analysis software to establish a continuous girder bridge model. By comparing the seismic responses of the BCSFAB and a cable sliding friction aseismic bearing under the action of a pulse-type earthquake, the effects of the design parameters of the proposed bearing on the seismic reduction and isolation were determined. The analytical results showed that that the BCSFAB can achieve reasonable regulation of force and displacement in pulse-type earthquakes; it also demonstrated excellent seismic reduction and isolation effects.
Keywords: bridge    seismic design    pulse-type earthquakes    seismic isolation and reduction    buffer cable sliding friction aseismic bearings    

近断层脉冲型地震的破坏力巨大[1-2],其所引起的建筑、桥梁震害远大于普通地震,因此有必要进行近断层脉冲型地震作用下的桥梁结构抗震性能分析[3]。目前常用的桥梁减隔震支座有铅芯橡胶支座、摩擦摆支座[4-5]和拉索减震支座[6]等。其中铅芯橡胶支座随着铅芯的增加支座的自复位能力逐步降低,且会对环境造成污染、造价高、稳定性较差[7];摩擦摆支座会引起桥梁结构正常使用状态下的次内力[8]。鉴于目前具有广阔应用前景的拉索减震支座能够实现力和位移的合理调节[9-10],在常规地震作用下有良好的减隔震性能,本文通过改进拉索减震支座,提出了一种新型减隔震装置——缓冲型拉索减震支座(buffer cable sliding friction aseismic bearing, BCSFAB)。

本文对缓冲型拉索减震支座的构造特点、工作原理进行了简要介绍,并对比在近断层脉冲型地震作用下,拉索减震支座与缓冲型拉索减震支座的减隔震效果,同时研究近断层脉冲型地震作用下缓冲型拉索减震支座的设计参数对桥梁减隔震性能的影响规律。

1 缓冲型拉索减震支座 1.1 缓冲型拉索减震支座的恢复力模型

现阶段使用的拉索减震支座恢复力模型由普通球钢/盆式支座和拉索组合而成[11],如图 1所示,其中,K1为球钢支座的弹性刚度,K2为拉索的拉伸刚度,u0为拉索自由行程。

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图 1 拉索减震支座恢复力模型 Fig. 1 Restoring force model of cable sliding friction aseismic bearing

从拉索减震支座恢复力模型可以看出,由于拉索的刚度非常大,支座在近断层脉冲地震作用下,瞬间会传递给桥墩很大的冲击力,导致桥墩因承受过大的弯矩而发生破坏。因此,本文对现有的拉索减震支座进行改进和完善,使其在脉冲型地震动作用下的减震性能更加高效。

为了改善拉索减震支座的本构关系,本文在现有拉索减震支座结构的基础上,进行如下改进:1)拉索不等长布置,且长短拉索交错布置;2)将弹簧通长布置在上座板孔道中,一端与孔道固接,一端与孔道中拉索相锚接。缓冲型拉索减震支座装置结构图、预期达到的恢复力模型如图 23所示,图 3中,u1为摩擦段长度,u2为缓冲型拉索减震支座的拉索自由行程,Δu为缓冲段长度,K1为球钢支座弹性刚度,K2为缓冲刚度,K3为拉索限位刚度。

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图 2 缓冲型拉索减震支座 Fig. 2 Model of BCSFAB
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图 3 缓冲型拉索减震支座恢复力模型 Fig. 3 Restoring force model of BCSFAB
1.2 缓冲型拉索减震支座的工作原理

缓冲型拉索减震支座的工作原理为:初始状态下,短端拉索长为lA,长端拉索长为lB,此时弹簧处于自然状态(图 4(a));支座开始在地震作用下发生变形后,在短端拉索未绷紧前,弹簧和拉索均不受力,此时处于摩擦段,支座本构与球钢支座本构一致;当支座变形达到u1时,短端拉索绷紧,支座本构开始进入缓冲段(图 4(b));当支座变形超过u1,不等长布置的拉索开始调整,拉索通过上座板孔道由长端向短端移动,在拉索移动过程中,定位装置压缩孔道中的弹簧,弹簧开始受力,增加支座水平刚度;当拉索自动调整至支座两端拉索长度相等时,拉索停止移动,不再压缩弹簧,此时拉索长度为(lA+lB)/2,支座的变形为u2,缓冲段结束,开始进入拉索限位段(图 4(c));支座继续变形超过u2后,其变形不再造成拉索相对于孔道的移动,弹簧不会被进一步压缩,此时水平刚度完全由拉索提供;地震停止后,被压缩的弹簧依靠自身特性逐渐恢复到自然状态,同时带动拉索使之也调整到初始的不等长布置状态。

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图 4 缓冲型拉索减震支座工作原理图 Fig. 4 Working mechanism of BCSFAB
2 有限元模型及地震动输入

本文以某三跨连续梁桥为工程背景,跨径布置为56 m+93 m+56 m(图 5),其中,1#、4#墩为过渡墩,2#、3#墩为主墩。桥梁细部尺寸见图 6。主梁采用C50混凝土,下部结构采用C40混凝土。

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图 5 连续梁桥立面布置图 Fig. 5 View of the continuous girder bridge
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图 6 下部结构细部尺寸图 Fig. 6 Detailed dimensions of the substructure

桥梁结构过渡墩墩高4.912 m,墩底纵向抗弯惯矩0.562 5 m4,截面面积3 m2,主墩墩高3.6 m,墩底纵向抗弯惯矩1 123.031 3 m4,截面面积49.5 m2

本文采用输入实际强震中记录下的地震波进行桥梁结构顺桥向的地震反应时程分析。选取的三条具有代表性的近断层脉冲地震波如图 7

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图 7 输入地震波时程图 Fig. 7 Acceleration time-history of the seismic wave

为了进行比较分析,设置如下两种工况:1)在主桥过渡墩1#、4#位置处设置拉索减震支座,竖向承载力7 000 kN,拉索自由程0.25 m,拉索刚度70 018 kN/m,其余桥墩设置球钢支座;2)在主桥过渡墩1#、4#位置处设置缓冲型拉索减震支座,竖向承载力7 000 kN,拉索自由程0.25 m,缓冲段长度0.15 m,缓冲段刚度5 000 kN/m,拉索刚度70 018 kN/m,其余桥墩设置球钢支座。

拉索减震支座和缓冲型拉索减震支座的力学模型均由支座和拉索构件两个独立构件组成,在用有限元软件SAP2000进行模拟时,支座单元采用Plastic(Wen)模拟,拉索单元采用Multiliner Elastic模拟[12]。缓冲型拉索减震支座的力学模型与拉索减震支座力学模型的区别在于:用Multiliner Elastic模拟拉索单元时,在拉索限位段前加入缓冲段,其余部分与拉索减震支座相同。

3 与拉索减震支座减震效果对比

强震作用下,拉索减震支座和缓冲型拉索减震支座的剪力销被剪断,桥梁进入减隔震体系。选取设置减震支座的1#、4#墩位置处的支座最大位移和墩底弯矩作为比较参量,对比拉索减震支座与缓冲型拉索减震支座在脉冲型地震作用下的减隔震效果。考虑篇幅有限,本文仅列出4#墩的相关数据。

三条近断层脉冲型地震波作用下,脉冲来临时支座变形和墩底弯矩达到最大。使用拉索减震支座与缓冲型拉索减震支座的地震响应比较如表 1所示。

表 1 地震响应比较 Tab.1 Comparison of seismic response

表 1可以看出,使用缓冲型拉索减震支座后,在Northridge波作用下,支座最大位移减小10%左右,墩底弯矩减小30%左右;在Kocaeli波作用下,支座最大位移减小10%左右,墩底弯矩减小20%左右;在Chi-Chi波作用下,支座最大位移减小5%左右,墩底弯矩减小15%左右。图 8~10为三条近断层脉冲型地震波作用下,使用拉索减震支座与缓冲型拉索减震支座所引起的桥梁地震响应对比图。

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图 8 Northridge波作用下地震响应时程图 Fig. 8 Seismic response time-history of Northridge earthquake
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图 9 Kocaeli波作用下地震响应时程图 Fig. 9 Seismic response time-history of Kocaeli earthquake
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图 10 Chi-Chi波作用下地震响应时程图 Fig. 10 Seismic response time-history of Chi-Chi earthquake

通过支座位移时程图的对比可以看出,在脉冲到来前,支座的位移量和位移变化趋势基本相同;脉冲来临时,支座位移发生突变,缓冲型拉索减震支座的支座最大位移更小;脉冲结束后,支座位移变化趋势相同,缓冲型拉索减震支座的残余位移更小,几乎为零。

通过墩底弯矩时程图的对比可以看出,在脉冲来临时,使用缓冲型拉索减震支座的桥墩墩底弯矩更小,除脉冲段以外的时间里,墩底弯矩响应基本相同。

4 缓冲段设计参数

在缓冲型拉索减震支座的前述分析中,其两个主要设计参数,即缓冲段刚度和缓冲段长度还有待进一步分析。定义响应比λ

$ \lambda = \frac{{{R_{\rm{B}}}}}{{{R_{\rm{C}}}}} $ (1)

式中:RB表示应用缓冲型拉索减震支座的结构地震响应,RC表示应用拉索减震支座的结构地震响应。从式(1)可以看出,响应比小于1时缓冲型拉索减震支座的减隔震效果更好,且响应比越小,减隔震效果越好。

4.1 缓冲段刚度

选取缓冲段长度0.09 m,缓冲段刚度范围在2 500~25 000 kN/m时每隔2 500 kN/m的变化,以探究Northridge波作用下缓冲段刚度对缓冲型拉索减震支座减隔震性能的影响规律。

图 11反映了响应比随缓冲段刚度改变的变化趋势。可以看出,支座位移响应比始终小于1,且支座位移响应比随着缓冲段刚度的增加而减小,但减小的速度有所降低;缓冲段刚度在2 500~15 000 kN/m时,墩底弯矩响应比小于1,超出15 000 kN/m后,弯矩比大于1,且缓冲段刚度在2 500~7 500 kN/m时,墩底弯矩响应比随着缓冲段刚度的增加而减小,在7 500~25 000 kN/m时,墩底弯矩响应比随着缓冲段刚度的增加而增加。

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图 11 缓冲段刚度影响图 Fig. 11 Influence of the buffer stiffness
4.2 缓冲段长度

选取缓冲段刚度10 000 kN/m,缓冲段长度在0.015~0.15 m时每隔0.015 m的变化,以探究Northridge波作用下缓冲段长度对缓冲型拉索减震支座减隔震性能的影响规律。

图 12反映了响应比随缓冲段长度改变的变化趋势。可以看出,支座位移响应比始终小于1,墩底弯矩响应比在缓冲段长度为0.03~0.12 m时小于1。缓冲段长度在0.015~0.075 m时,支座位移响应比减小速度较慢,墩底弯矩响应比随缓冲段长度的增加而减小; 缓冲段长度在0.075~0.15 m时,支座位移响应比减小速度较快,墩底弯矩响应比随缓冲段长度的增加而增大。

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图 12 缓冲段长度影响图 Fig. 12 Influence of the buffer length
4.3 缓冲段参数合理取值

图 13为在Northridge波作用下,缓冲段参数对支座最大位移和墩底弯矩的影响规律图。其中缓冲段刚度在2 500~25 000 kN/m时每隔2 500 kN/m变化,缓冲段长度在0.015~0.15 m每隔0.015 m变化。可以看出,缓冲段刚度越大,缓冲段长度越长,则支座最大位移越小;缓冲段刚度越小,缓冲段长度越长,则墩底弯矩越小。

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图 13 Northridge波作用下的地震响应 Fig. 13 Seismic responses subjected to Northridge earthquake

由以上分析可知,在近断层脉冲型地震作用下,对于由位移控制的结构,应取较大的缓冲段刚度和较大的缓冲段长度;对于由力控制的结构,应取较小的缓冲段刚度和较大的缓冲段长度。实际应用中,要根据具体的减隔震需求找到二者之间合适的平衡点,缓冲段参数的合理取值是缓冲型拉索减震支座设计最重要的环节。

5 结论

1) 在控制墩底弯矩方面,在一定的缓冲段长度和缓冲段刚度下,可以减小脉冲来临时桥墩的墩底最大弯矩。

2) 在控制支座位移方面,增设缓冲段后,可以减小近断层脉冲型地震下支座的最大位移,更利于避免由于位移过大而引起的落梁、碰撞等灾害;同时缓冲型拉索减震支座的残余变形更小,易于地震过后的修复。

3) 缓冲段参数的合理取值是缓冲型拉索减震支座设计的最重要环节,可以根据实际的减隔震需求对缓冲段参数进行计算设计,使其达到一个合适的平衡点。

本文对缓冲型拉索减震支座只进行了数值模拟方面的研究,具有一定的局限性,未来将通过试验方法对缓冲型拉索减震支座的减隔震性能进行进一步研究。

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