工程
橡胶

连续梁桥上安装橡胶支座可应对不同烈度水平地震

安装橡胶支座

安装橡胶支座图5给出连续梁桥在Ⅱ类场地不同烈度水平地震作用下,随跨数变化的计算结果.从图中可知,上部结构传给板式橡胶支座的地震力随跨数增加仅略有增加.图中同时给出了按《规范》公式 4.2.6Ο1,4.2.6Ο4计算的结果,其中,在按《规范》公式4.2.6Ο4计算时,摩擦系数取0.02.对于常用的滑板橡胶支座,其摩擦系数值通常在0.02~0.06之间, 由计算结果可知,按4.2.6Ο1计算结果与时程分析结果比较接近,变化规律也与时程分析结果类似,但有时所得结果偏低.按《规范》公式4.2.6Ο4 计算,因《规范》规定β1≥0.3,μid=0.02,可知随跨数增加板式橡胶支座剪力迅速增加,并随烈度增加而增大,但由图5知,时程分析结果并不呈现这样的规律,而随跨数增加,仅略有增加.如果在4.2.6Ο 4式中使用滑板橡胶支座所具有的实际摩擦系数值计算,则有时会得到板式橡胶支座剪力为负值的错误结果.—∀—μ=0.02;—▲—μ=0.05;—●—μ=0.10;—◆—μ=0.15;—■ —μ=0.20;—+—《规范》式(4.2.6Ο1);・×・《规范》式(4.2.6Ο4μ=0.02)图5 橡胶支座剪力与跨数的关系 Fig.5 Relationbetweenbearingshearforceandspannumber 

 综上所述分析结果表明:(1)GYZ 250*49板式橡胶支座地震力受滑板橡胶支座滑动摩擦系数大小的影响比较复杂,在Ⅰ类场地条件下,影响较小;但在Ⅳ类场地条件下,板式橡胶支座地震力受摩擦系数大小影响比较大,同时也与烈度水平有关.(2)《规范》公式4.2.6Ο 4是以静力方法考虑滑板橡胶支座对板式橡胶支座地震力的影响,并假设全部滑板橡胶支座同时发生滑动.但从分析中可知,当摩擦系数大于0.03时,在低烈度水平地震作用下,存在滑板橡胶支座部分发生滑动的情况;对于相邻桥墩水平刚度变化较大且滑板橡胶支座放置于刚度较小的墩顶时更是如此,显然公式不再适合.此外,《规范》公式没有能够恰当考虑滑板橡胶支座的摩擦耗能作用,随着地震烈度水平的增加滑板橡胶支座发生较大的滑移 ,同时消耗大量的地震能量,从而显著降低结构的响应.(3)《规范》规定,对于作用于板式橡胶支座的地震力应根据《规范》公式4.2.6Ο1、4.2.6 Ο4分别计算,取两者中的最大值.这表明《规范》对滑板橡胶支座在设计地震作用下是否允许滑动, 没有给出明确规定,这导致设计人员对其设计的结构在实际地震作用下的动力响应特性也很不清楚. (4)《规范》没有对滑板橡胶支座下桥墩地震力的计算给出明确规定,如果根据摩擦力与桥墩自身地震力叠加并乘以相应的系数作为设计地震力,则存在可能得到的桥墩屈服强度低于滑板橡胶支座发生滑动的摩擦3 第1期范立础,等:橡胶橡胶支座连续梁桥地震力计算方法的探讨   力,从而导致墩的屈服先于滑板橡胶支座发生滑动,这与预期的性能不一致;此外,由于存在滑板橡胶支座不发生滑动的可能 ,因此,设计中应根据滑板橡胶支座的实际情况进行桥墩相应的抗震设计,这是目前规范所没有考虑的 .2 建议方法通过前面的分析可知,《规范》公式不能够有效考虑滑板橡胶支座部分发生滑动、部分不发生滑动的情况,以及摩擦耗能等因素的影响.鉴于上述原因,建议用如下方法来确定上部结构对板   式橡胶支座产生的纵向地震力.下面通过一个算例来具体论述这个方法.假定某跨连续梁桥设计烈度为7 度, 位于Ⅱ类场地,跨径分别为20m+40m+30m,墩高分别为3m、4m、7m、5m,板式橡胶支座位于2号墩顶, 其余为聚四氟乙烯滑板橡胶支座,各参数与前面的模型相同.在通常情况下,桥墩的质量同桥面板的质量相比很小,因此在该方法中忽略桥墩质量的影响,仅考虑上部结构的质量,并将桥面板看作刚性,计算模型见图6a.计算过程如下:图6 建议分析方法Fig.6 Methodofanalysis(1)首先求得各墩的组合刚度及其力-位移曲线,如图6b所示.按式(1)求各墩组合刚度分别为ki=(kpikb)/(kpi+kb)(1)k1=5.23MN ・m-1,k2=5.4MN・m-1,k3=4.5MN・m-1,k4=4.99MN・m-1,

各墩GYZ F4 250*51滑板橡胶支座的摩擦力

为:f1=6.0kN,f3=51.07kN,f4=13.52kN.(2)假定所有滑板橡胶支座均未滑动,求得结构基本周期T0,进而由反应谱求得桥面板发生的侧向水平位移为T0=2πMkz, Sd0=1ω20Sa=T04π2khβ1cdg (取   cI=1,cz=1)(2)cd为考虑不同阻尼比对采用5%阻尼比的标准反应谱的修正,其值按公式(3)计算.kz为结   构总的纵向水平抗推刚度.其值分别为cd=1316.6ξ+0.16(0.8/T)a, a=0.05-ξ0.156+3.38ξ, kz=∑ ki(3)kz=19MN・m-1,M=585t,T0=1.078s,Sd0=18.55mm.(3)对于图6a所示连续梁桥,在桥面板处加一单位水平侧向力F,进行Push2Over[5]分析,使其位移达到Sd0,进而得到结构的力-位移曲线 ,如图6c所示 .从而由式(4)得到结构在对应于Sd0位移下的等效刚度ke和等效阻尼比ξe,分别为ke=1+ α(μ-1) μkz, α=kαkz, μ=Sdxy, ξe=2(1-α)(1-1/μ)π[1+α(μ-1)]+0.05(4)ke=8.94MN・ m- 1,Te=1.607s,ξe=0.25,cd=0.535.进而由反应谱求得相应位移为:Sd1=14.91mm.(4)比较Sd0与Sd1 的差值,如果相差较大,就继续回到第三步,以Sd1代替Sd0进行迭代计算,直到两者满足容许误差为止. 本算例迭代两次后满足容许误差5%,得到桥面板位移为:Sd=13.92mm.(5)由得到的位移Sd即可从公式 (5) 求出上部结构对板式橡胶支座顶部产生的纵向水平地震力为VE=k2Sd(5)VE=71.51kN.该算例的过程分   析结果见图7,板式橡胶支座纵向地震力时程分析值为VE=81.83kN,方法计算值为94.05kN,本文方法与时程分析之间的相对差值为12.6%,可见两者比较接近.此外,图7 2号墩橡胶支座剪力时程曲线Fig.7 Bearingshearforcehistoryofpier2

本文方法的另一个优点是可以通过Push2Over分析得到对应于最大位移时各墩顶橡胶支座是否开始滑动的情况,从而可以根据其是否滑动来确定各墩顶橡胶支座的剪力,而这是现行规范方法所不具备的.对于该算例,本文建议的方法所得结果略小于时程分析值,这主要是由于方法中所取阻尼比值较大造成的.在实际地震作用下,达到最大位移的历程通常只有有限的几次,如果按文献[5]中所建议的那样,取所得阻尼比值的70% 作为对反应谱校正的值,本文方法得到的橡胶支座剪力为VE=85.27kN,得到的结果比时程分析值大4%. 关于阻尼值究竟如何选取才合理,值得进一步研究.3 结论(1)对于跨数较少的规则桥梁,滑板橡胶支座摩擦系数在0.02~0.05 之间,受到卓越周期较短的低烈度水平地震作用,《规范》公式计算结果与时程分析比较接近,且略偏于保守.对于其它情况,因《规范》公式没有能够有效考虑部分滑板橡胶支座发生滑动以及摩擦耗能等因素的影响,导致在一些情况下规范计算结果与时程分析结果存在较大差异.(2)《规范》偏重于检算,没有明确给出在设计地震作用下,板式橡胶支座、滑板橡胶支座等构件的预期性能目标,也没有通过相应的设计来保证,使得板式橡胶支座、滑板橡胶支座等构件在实际地震中所表现的性能具有很大的不确定性.建议《规范》在这方面进行改进,对各类构件在设计地震作用下的性能目标给出明确的规定,并利用能力设计原理来保证设计的构件达到这些预期的目标.(3)本文建议的方法可给出在设计地震作用下,各滑板橡胶支座是否开始发生滑动的信息、并考虑摩擦耗能等因素的影响.经与时程分析结果比较可知,计算结果比较合理,但对其中一些参数的合理选定,还有待进一步研究