摩擦摆支座抗拉拔设计及有限元分析
2015-03-13王伟强陈彦北卜继玲郝红肖孔令俊
王伟强,陈彦北,卜继玲,郝红肖,孔令俊
(株洲时代新材料科技股份有限公司,湖南 株洲 412007)
摩擦摆支座抗拉拔设计及有限元分析
王伟强,陈彦北,卜继玲,郝红肖,孔令俊
(株洲时代新材料科技股份有限公司,湖南 株洲 412007)
为了使摩擦摆支座应用到地震强震区和飓风较多区域的桥梁结构上,研究了一种新型抗拉拔摩擦摆支座。通过建立抗拉拔摩擦摆支座有限元计算模型,分析了该支座在地震工况下的抗拉拔特性及隔震效果。结果表明:该抗拉拔摩擦摆支座具有抗拉拔功能和阻尼耗能特性,且隔震效果十分显著。这种支座构造简单、易于更换,可提高桥梁上部结构的抗拉拔能力,避免发生倾覆破坏。
摩擦摆支座 抗拉拔设计 有限元分析 桥梁 倾覆破坏
摩擦摆支座(FPB)发展至今已近30年,国内外研究人员对其进行了大量研究[1-4]。FPB以其水平位移能力大、自动复位能力强、可消除因偏心引起的扭转效应、基本参数可单独设计等优势,广泛应用于中小跨度桥梁,逐渐成为一种发展潜力巨大的隔震支座[5-6]。当强烈地震发生时,隔震支座产生较大的水平位移,在滑移量过大时会造成滑动性能失控,并伴随较大的竖向荷载,隔震支座处于受拉状态,桥梁上部结构发生倾覆破坏[7]。桥梁隔震设计通过增加结构的柔性,延长结构自振周期,从而减小加速度响应,或通过调整减隔震装置阻尼性能,将桥梁上部结构的位移控制在容许范围内[8]。因此为了解决隔震支座的受拉问题,可以通过抗拉拔装置的阻尼耗能来抵抗上部结构的拉拔力。在解决摩擦摆支座抗拉拔能力不足的问题上,前人所做的工作较少,国外学者的研究主要集中于FPB新型滑动摩擦材料[9],而国内对抗拉拔摩擦摆支座的研究较少。因此开发一种具有抗拉拔功能的摩擦摆支座显得尤为重要,同时有利于FPB隔震技术在地震强震区和飓风较多地区的推广应用。本文在研究国内外摩擦摆支座抗拉拔装置的基础上,设计了一种新型抗拉拔摩擦摆支座,通过抗拉拔装置的塑性变形实现阻尼耗能,从而提高隔震支座抗拉拔能力,避免桥梁上部结构发生倾覆破坏。
1 摩擦摆支座的抗拉拔设计
由于常规摩擦摆支座对地震水平荷载和竖向荷载的抵抗能力有限,即抗拉拔能力不足,因此设计了一种新型抗拉拔摩擦摆支座,见图1。该支座将一种新型抗拉拔装置与FPB进行组合,抗拉拔装置作为附加阻尼器,通过塑性变形实现阻尼耗能,以增强隔震支座的抗拉拔能力,达到减隔震目的。
图1 抗拉拔摩擦摆支座
抗拉拔装置为弹塑性材料制成的阻尼器,由若干个对称且等间距布置的抗拉拔块与T形导槽组成,见图2。为了不影响摩擦摆支座的隔震功能,抗拉拔块的上端与FPB上座板的T形导槽间隙配合,上端的顶面、底面与导槽预留一定的间隙,而下端与FPB的预埋板则通过抗剪螺栓固定,这样有利于抗拉拔块的安装、维修及更换。在上座板的横向和纵向开设导槽,导槽的结构形式与抗拉拔块的上端结构形式相对应。抗拉拔块与导槽之间的滑移面采用不锈钢抛光处理,上面涂有耐磨擦材料,尽可能降低抗拉拔块与导槽间的滑动摩擦力。除了要求抗拉拔块能在导槽中有接触滑动外,还必须设计合理的允许滑动位移,保证抗拉拔块不滑出上座板、抗拉拔块弧形部分不与上座板碰撞,确保支座的安全性和稳定性。
图2 抗拉拔装置
2 有限元分析
2.1 计算模型与参数
以应用于某湘江桥的摩擦摆支座为计算模型,其设计参数为:支座竖向反力为6 000 kN,水平反力为600 kN,水平位移 ±100 mm,偏转 ±0.02 rad,抗拉拔力600 kN,屈后刚度4.39 kN/mm。
支座的设计工况为:
工况1。非拉拔地震工况(无转角),6 000 kN竖向荷载,水平位移±100 mm。
工况2。非拉拔地震工况(有转角),6 000 kN竖向荷载,水平位移±100 mm,偏转±0.02 rad。
工况3。拉拔地震工况(有转角),水平位移为±100 mm,偏转±0.02 rad,拉拔力600 kN。为了便于分析,工况3中支座受到拉拔力作用时为一种极限状态。
通过有限元仿真软件ABAQUS 6.10建立模型,分析FPB在拉拔力作用下的抗拉拔特性和隔震效果。模型由上座板、T形导槽、中座板、下座板、预埋板、上球面耐磨板、下球面耐磨板、抗拉拔块组成。其中,有限元网格均为六面体单元,金属部件为C3D8R单元,耐磨部件为C3D8RH单元,有限元网格模型见图3(考虑到对称性,取模型的1/2)。上座板等金属构件均采用Q345B;上下耐磨板分别采用HTSE板、UHMWPE板。各种材料的力学参数见表1。
图3 有限元网格模型
表1 各材料力学参数
2.2 计算结果分析
2.2.1 FPB隔震功能分析
FPB的计算分析采用双线性计算模型,可得摩擦摆支座的水平反力和屈后刚度的理论公式[9]
式中:F为水平反力;D为水平位移;W为竖向荷载;R为等效半径;μ为摩擦系数;θ为转角,逆时针转动时sgnθ·为1,顺时针转动时则为-1;Kfpb为屈后刚度。
根据式(1)、式(2)计算可得,F为744 kN,Kfpb为4.41 kN/mm。
由不同工况及FPB计算模型得到的支座滞回曲线见图4。在±100 mm水平大位移的作用下,工况1下支座的最大水平反力达到735 kN,与理论分析吻合较好;工况2下支座的最大水平反力达到814 kN;工况3下支座的最大水平反力达到540 kN。由图4可知,支座屈后刚度为4.46 kN/mm,与理论值基本吻合,也与试验值4.49 kN/mm相符。在工况2中,由于支座偏转,导致最大水平反力差别较大,但满足设计要求。在工况3中,支座出现了拉应力,导致支座的水平反力减小,耗能效果有所降低,但满足抗拉拔要求。在工况1,2中支座无拉应力,滞回曲线饱满,耗能效果显著,而工况3中支座产生拉应力,但支座阻尼耗能效果显著。
图4 抗拉拔摩擦摆支座滞回曲线
不同工况下的竖向位移—分析步曲线见图5。在水平位移作用下,支座在工况1,2,3下产生的竖向位移分别为3.68,2.26,4.52 mm。在工况2中,由于支座偏转,导致支座的竖向位移变化较小;在工况3中,由于支座产生拉应力,曲线有一定的抬升,支座的竖向位移变化较大。在支座水平运动过程中,由于竖向位移的变化,将动能转化为势能,耗散地震能量,因此竖向位移变化值可为FPB的竖向地震耗能提供参考。
2.2.2 抗拉拔功能分析
在工况1,2中,抗拉拔装置不产生抗拉拔作用。在工况3中,抗拉拔装置的应力分布情况分别见图6、图7。T形导槽最大应力262.80 MPa,材料未屈服,没有产生塑性变形;抗拉拔块的最大应力为417.60 MPa,已进入屈服状态,等效塑性应变最大值为7.82%,不影响使用寿命要求。
图5 竖向位移—分析步曲线
图6 T形导槽的应力分布
图7 抗拉拔块的应力分布
在工况3中,抗拉拔块的拉拔力与竖向位移的关系见图8。由图8可知,在一个周期内,抗拉拔装置在前、后1/2周期中抗拉拔力与竖向位移的变化曲线基本一致;抗拉拔块受到的抗拉拔力最大值为678.72 kN,大于设计值600 kN;抗拉拔摩擦摆支座的拉应力最大值为26.5 MPa,远大于叠层橡胶支座的拉应力最大值1.2 MPa。由于抗拉拔块产生了塑性变形,除了提供拉拔力,还可实现竖向阻尼耗能,即曲线包络面积。因此在工况3中,抗拉拔摩擦摆支座满足摩擦摆支座的抗拉拔设计要求。
图8 拉拔力—竖向位移曲线
3 结论
新型抗拉拔摩擦摆支座构造简单、易于维修和更换,克服了常规摩擦摆支座无抗拉拔功能的不足。结果表明,新型抗拉拔摩擦摆支座在拉拔地震工况(有转角)下能够抵抗地震作用产生的拉拔力,且具有阻尼耗能特性,隔震效果十分显著。采用该抗拉拔摩擦摆支座,可提高桥梁上部结构的抗拉拔能力,避免发生倾覆破坏。
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(责任审编 郑 冰)
U443.36+2
:ADOI:10.3969/j.issn.1003-1995.2015.11.11
2015-07-03;
:2015-09-09
王伟强(1986— ),男,工程师,硕士。
1003-1995(2015)11-0037-03