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橡胶

GYZ250*70聚四氟乙烯滑板式支座的摩擦力产生的剪切变形

GYZ250*70聚四氟乙烯滑板式支座

GYZ250*70聚四氟乙烯滑板式支座汽车荷载引起的制动力标准值; gA——支座平面毛面积。 对于聚四氟乙烯滑板式支座的摩擦力 产生的剪切变形不应大于支座内橡胶层容许的剪切变形,即: 不计制动力时 αµtan⋅⋅ ≤geGkfAGR (7.3.17) 计入制动力时 αµtan⋅⋅≤geCkfAGR (7.3.18) 式中: fµ——GYZ250*70聚四氟乙烯滑板式支座聚四氟乙烯与不锈钢板的摩擦系数; αtan——橡胶支座剪切角正切值的限值; ckR——由结构自重和汽车荷载标准值(计入冲击系数)引起的支座反力。 例7.1:取用例4.6及例4.7中的装配式钢筋混凝土简支五T梁桥的设计资料和计算资料。已知桥梁计算跨径 19.5m。梁长L=19.96m,桥梁横断面及主梁尺寸见图4.28。汽车荷载为公路Ⅱ级:车道均布荷载 =7.875KN/m,GYZ250*70聚四氟乙烯滑板式支座按计算跨径推 得集中荷载P=lkqk=178.5kN。人群荷载为 3.0kN/m2,计算温差为36℃,安全 设计等级取二级。由例题4.7知,边主梁在人群荷载作用下,最大支点反力=krR,017.7KN,车道集中荷载 作用下最大支点反力 110.70KN,车道均布荷载作用下最大支点反力=kpR,0=kqR,044.5KN,恒载支点反力 标准 值=157.00KN。边主梁跨中横向分布系数:车道荷载=0.504,人群荷载 0.620。假设梁的抗弯刚度 B=0.19877×10kgR,0cqcm,=rcm,7KN/m2,,试确定支座的型号和规格。 (1)确定支座的平面尺寸 由 于主梁肋宽为18cm,故初步选定板式橡胶支座的平面尺寸为=18cm,=20cm(顺桥),则按构造最小尺寸确 定=17cm,=19cm。

alblal0bl0首先根据橡胶支座的压应力限值验算支座是否满足要求,支座压力标准值 : 90.3297.175.4470.110157,0,0,0,0=+++=+++=kkkrqpgckRRRRRKN 支座应力为: σ21.1019.017.01090.3293 =××==−e ckARMPa 10≈MPa 满足规范要求。 通过验算可知,混凝土局部 承压强度也满足要求(过程略),因此所选定的支座的平面尺寸满足设计要求。 (2)确定GYZ250*70聚四氟乙烯滑板式支座高度 支座的高度由橡胶层厚度和加劲钢板厚度 GYZ250*70聚四氟乙烯滑板式支座两部分组成,应分别考虑计算。 假设本算例中支 座水平放置,且不考 虑混凝土收缩与徐变的影响。温差t∆=36 ℃引起的温度变形,由主梁两端均摊,则 图7.10 计算长度示意图 每一支座的水平位移为: g∆0035.0)2.05.19(36102 1 215=+×××=′⋅∆⋅′=∆−ltgα m=0.35 cm la C l19.5 mla C l llaˊ式中: l′——构件计算长度,la ll′+=′,见图7.10。因此,不计制动力 时,∆,gl∆=35.022×=∆≥getcm=0.70cm。

为了计算制动力引起的水平位移Fbk∆,首先要确定一个支座 上的制动力标准值。由于计算跨径为19.5m,故纵向折减系数bkFζ′取1.0,由于该桥桥面净宽为7.0m, 按二车道设计,故车道折减系数ζ取1.0。车道荷载制动力按同向行驶时的车道荷载(不计冲击力)计算 ,故计算制动力时按一个车道计算,一个车道上由车道荷载产生的制动力为在加载长度上 的车道荷载标 准值的总重力的10%,故本算例的制动力为: 21.33%10)5.1785.19875.7(%10)(=×+×=×+=′kkbk plqFKN 由于小于公路Ⅱ级汽车荷载制动力最低限值90KN,故bk F′bkF′取90KN计算。由于本例中有五根 T梁,每根T梁设2个支座,共有10个支座,且假设桥墩为刚性墩,各支座抗推刚 度相同,因此制动力可平 均分配,因此一个支座的制动力为: 910 9010==′= bkbkFF.0KN 因此,计入制动力时,橡胶厚度t的最 小值为: e61.018 .02.0100.1210 97.035 .027.063 =×××××− = − ∆≥ b aebkg ellGFtcm 式中: eG——1.0Mpa。 此外,从保证公路板式橡胶支座受压稳定考虑,矩形板式橡胶支座的橡胶厚度应满足: et cmltlcmaea6.35 1851010188.1==≤≤== 由上述分析可知,按计入制动力和不计入制动力计算的橡胶厚 度最大值为0.70cm,小于1.8cm,因此橡胶层总厚度的最小值取1.8cm。

由于定型产品中,对于平面尺寸为 18cm×25cm的板式橡胶支座中,只有2cm,2.5cm,3.0cm,3.5cm四种型号,暂取2cm。 etetet选择加劲 钢板,《桥规》(JTG D62)规定单层加劲钢板厚度应按下式计算: s elesuesckPsAttRKtσ) (,,+= 且单层加劲钢板厚度不小于2mm。在本例题中:为应力校正系数,取 1.3; cmPK3231917=×=eA2;、为一块加劲钢板上、下橡胶层厚度,参照《桥梁附属构 造与支座》中定 型产品规格中间橡胶层厚度均取5mm;uest,lest,sσ为加劲钢板轴向拉应力限值,取钢材屈服强度的0.65 倍,取钢材的屈服强度为340MPa,因此,22134065.0=×=sσMPa; 为支座压力标准值,将上述各项代入 的计算公式得: ckRs t60.01022110323)55(109.3293.16 43=×××+×××=−stmm

由于计算的60.0=stmm<2mm,故取2mm。按 板式橡胶支座的构造规定,加劲板上、下保护层不应小于2.5mm,取2.5mm,中间橡胶层厚度有5mm,8mm, 11mm三种,取5mm。故可布置4层钢板;此时,橡胶厚度st205325.02=×+×=etmm,与取用值一致。加劲板 总厚度824=×=Σstmm,故支座高度28820=+=hmm。 (3)支座偏转情况验算公路板式橡胶支座的平均压缩变形mc,δ为 : b ee ckeeeckmcEAtREAtR+= ,δ 式中

含义同前;为橡胶体积模量,取2000MPa,为支座抗压弹性 模量,可按下式计算: ckReteAbEe E97 .8) 1917(5.0219 17)(20000=+×××=+= baesballtllS49.43497.80.14.54.522=××==SGEeeMPa 将上述各值代入mc,δ计算式,得: 573.010200019.017.0201090.3291049.43419.017.0201090.3296 363,=×××××+×××××=m cδmm 在恒载、车道荷载和人群荷载作用下,主梁挠曲在支座顶面引起的倾角应按结构力学方法计算,则 有: 恒载产生的转角 00250.01019877.0245.1907.16247 3 31=×××==Bglθ(Rad) 车道均布荷载产生的转角 B lqmkc2432= θ(略去m的变化) 0006169.010 19877.0245.19875.7504.07 3=××××=(Rad) 车道集中荷载产生的转角 B lpmkc1623= θ =001075.010 19877.0165.195.178504.07 2=××××(Rad) 人群荷载产生转角 B lPmrc24304= θ(略去m的变化) 00022.010 19877.0245.1975.000.362.07 3=×××××=(Rad)

因此,转角(Rad)0044.04321=+++=θθ θθθ ,44.00044.02 2002=×=′θa lmm,小 于mc,δ,板式橡胶支座不会落空。 此外,为了限制竖向压缩变形,《 桥规》(JTG D62)规定mc,δ不得大于0.07,由于 etmmmmtm ce573.04.12007.007.0,=>=×=δ,因此mc, δ 满足:≤′2 θa lmc,δet07.0≤条件, 验算通过。 (4)板式橡胶支座抗滑稳定性验算 为保证板式 橡胶支座和墩台顶面或主梁底面不产生滑移,需对其抗滑稳定性进行验算,验算时应对无汽车荷载和有汽 车荷载(支反力最小)两种情况分别进行验算。 仅有结构自重作用时: 1.471573.0=×=GKRµkN