大跨度连续梁桥摩擦摆支座布置及参数研究

刘学强

(福州市规划设计研究院，福州 350108)



大跨度连续梁桥摩擦摆支座布置及参数研究

刘学强

(福州市规划设计研究院，福州 350108)

以1座(71+83+123.5+240+123.5+83+71) m大跨度连续梁桥作为研究对象，研究摩擦摆支座的布置方式以及支座的力学参数取值对结构的地震响应的影响。分析结果表明：采用摩擦摆隔震支座体系的大跨度连续梁，在E2地震作用下，能大幅降低原固定墩的受力，使得各墩内力分布更加均匀，同时降低墩顶的位移；综合考虑可以仅在主跨的主墩上布置摩擦摆支座；摩擦摆支座摩擦系数的变化对结构地震反应影响很大，摩擦系数的增大虽然使支座耗能能力增加，但是过大的摩擦力不能有效地阻断墩梁间惯性力的传递，不能充分发挥隔震支座的耗能作用，建议摩擦系数采用0.02～0.03；摩擦摆支座半径的变化对结构地震反应影响很小，建议根据支座竖向承载力采用相应的曲率半径。

连续梁桥；摩擦摆支座；支座布置；参数研究；时程分析；地震响应

我国地处环太平洋地震带和欧亚地震带之间，有40%以上的土地处在地震烈度超过Ⅶ度的地区，是遭受地震破坏最严重的国家之一，抗震问题不容忽视[1]。

多跨连续梁桥由于自身结构周期短，在纵桥向通常只设置1个固定支座，固定墩及基础承担了绝大部分的纵向地震力，是地震中的易损部位，需采取一定的隔震措施来改善受力情况[2]。通过对桥梁的结构抗震设计与抗震构造措施的研究，以便达到减少地震灾害目的，桥梁隔震主要是通过在上下部结构间布设隔震支座，延长结构基本周期，并引入阻尼装置，改善桥梁的受力情况[3，4]。连续梁桥由于自振周期较短，通过设置隔震支座，延长自振周期，减小地震响应[5，6]，国内外已经比较广泛地应用于实际工程结构，减隔震装置主要有：分层橡胶支座、铅芯橡胶支座、减震球形支座、摩擦摆支座、高阻尼橡胶支座、钢阻尼器、流体粘滞阻尼器等[7]。一个好的隔震系统应能支承结构，同时提供额外的水平柔度和耗能能力[8]。隔震装置从正常使用条件出发，除考虑延长周期和增加阻尼外，还应考虑其他的一些参数，如：静力荷载下的变形能力、屈服力、超出设计变形后的性能、变形后的自复位能力、竖向刚度等[9]。以摩擦摆支座为例，进行大跨度连续梁桥摩擦摆支座布置及参数研究。

1 摩擦摆支座力学性能

摩擦摆支座是基于滑动摩擦原理，其特有的圆弧滑道面，使其能够依靠承载的上部结构自重回复到支承中心，同时通过滑动摩擦消耗地震能量，支座主要由上支座板、下支座板及铰接滑块组成，如图1所示。

图1 摩擦摆支座基本构造

其中，上支座板与上部结构相连，下支座板与墩柱或基础相连，滑动面多为采用不锈钢材料制成的下凹形圆弧形曲面。滑块中有一活动关节，使滑块在沿滑槽滑动时，能保持上部结构始终处于水平状态。滑块底部与滑动面具有相同的曲率半径并涂有低摩擦材料(如聚四氟乙烯等)，以耗散地震能量[10]。

摩擦摆支座的力学性能可采用如图2所示的双直线简化模型[11，12]。在运动过程中存在啮合和滑动两种状态。

图2 摩擦摆支座的双直线简化模型

当支座的水平剪力小于摩擦力时，支座处于啮合状态，此时相当于固定支座。

F=Ff=μW

当支座的水平剪力大于摩擦力时，支座处于滑动状态，此时为滑移隔震支座。其中

式中，F为支座水平剪力；Ff为摩擦力；μ为摩擦系数；可取0.03；W为支座承担的上部结构重量；Dy为屈服位移，一般取0.002～0.005 m；D为支座位移；K为支座水平刚度；R为滑动面曲率半径。

摩擦摆支座是一种有效的干摩擦滑移隔震装置，影响摩擦摆隔震支座性能的关键因素是球面半径和滑动材料的动摩擦系数[13]。球面半径可以通过所需支座的隔震周期来确定，而动摩擦系数则取决于滑动摩擦材料的特性。以福州市一座跨闽江北港大桥为工程背景，主桥最大跨径为240 m，主墩必须采用大吨位支座，采用摩擦摆球形减隔震支座不仅能有效延长结构周期，降低地震响应，还可以通过自身的摩擦耗散地震能量，进一步降低结构地震响应，通过摩擦摆支座的布置方式以及支座的力学参数取值对结构的地震响应的影响分析，得出大桥摩擦摆支座的最优布置方式及最优的隔震参数。

2 工程概况

福州市跨闽江大桥的主桥为空腹式钢混组合连续梁桥，桥跨布置为(71+83+123.5+240+123.5+83+71) m，全长795 m。其中主跨为240 m空腹式V形钢-混混合变截面连续箱梁，主跨跨中96 m采用钢箱梁，其余部分全部采用预应力混凝土结构，左右幅桥均宽20.25 m，桥梁截面为单箱双室直腹板截面。主墩采用顺桥向变厚度实心墩，顶部纵向厚度5 m，按15∶1放坡，横向宽14 m；主墩承台为矩形承台，横桥宽40 m，顺桥向宽21.4 m，高6 m。基础采用群桩基础，为钻孔灌注桩基础，桩径2.2 m。11号～18号桥墩横向均设置2个支座，支座间距为7 m。桥型布置见图3。

3 结构计算的模型建立

采用大型通用有限元程序SAP2000建立大桥空间动力计算模型。计算模型以弹性框架单元来模拟主梁，不考虑预应力筋的作用，主梁的截面通过自定义得到，截面的面积、惯性矩、剪切惯性矩等参数直接通过计算得到。桥墩、桩亦采用弹性框架单元模拟，以“m”法模拟桩土作用效应，单元划分能够准确反映结构的实际动力特性。二期恒载采用等效均布荷载来模拟，采用非线性连接单元模拟摩擦摆支座的非线性受力性能，采用直接积分法进行非线性时程分析。通过对跨闽江大桥抗震结构的动力特性分析，大桥抗震结构的基频为0.307 Hz，属于中等周期结构类型；结构前10阶振型特征主要表现为主梁竖向弯曲振动和侧向弯曲振动，表现出连续梁桥结构体系的特点，单元模型见图4。

图3 主桥跨径布置(单位：cm)

图4 大桥有限元计算模型

4 摩擦摆支座布置方案研究

4.1 摩擦摆支座布置方案

对于7跨连续梁桥来说，隔震支座的布置方案可

以有很多不一样的组合方式，但从非隔震桥梁在地震作用下的受力特点出发：由于纵向一般只设置一个固定支座，在纵向地震作用下，其振动特性主要与上部结构质量及固定墩的刚度有关，因此固定墩承担了绝大多数的地震力，非固定墩受力很小；而横向一般各个墩均会设置横向限位支座，各墩刚度并联，对体系总体刚度均有贡献，因此各个墩承担的横向地震力与各墩刚度成正比[14]。为了探讨不同支座布置形式对桥梁地震反应的影响，得到一个合理的布置方案，根据隔震支座基本布置原则，制定了以下几种支座布置方案，如表1所示。

表1 支座布置方案

注：1.除摩擦摆支座桥墩外，其他墩梁间横向均为固结；2.表中空白处均表示布置单向活动支座。

多跨连续梁桥的边墩和中墩在支承重量上差别较大，选择支座参数时应区别对待，其中摩擦摆支座的初始参数见表2。

表2 摩擦摆支座参数

根据各支座布置方案，采用工程《地震安全性评价报告》提供的E2水准下3条地震波进行非线性时程分析，分别采用纵向和横向输入，计算结果取其最大值，各方案计算结果如图5、图6所示。

4.2 纵桥向地震作用下响应分析(图5)

从图5可以得出，在纵向地震作用下，未采用隔震措施时，各墩底剪力总和为1.01E+05 kN，弯矩总和为1.82E+06 kN·m，14号墩作为固定墩，承担了总剪力的53.87%和总弯矩的59.2%，受力很大，而其他墩均为非固定墩，受力很小。方案2～方案6为采取隔震措施后，14号墩墩底承受的剪力及弯矩大幅减小，其中方案2的墩底反力最小，14号墩墩底剪力和弯矩分别减少了50.6%和50.2%，但是方案2的主梁纵向位移基本没改善，15号墩顶主梁位移为35.6 cm。方案3～方案6各墩所承担的内力分布更均衡，主梁位移及梁端位移相比方案1和方案2均较大幅度降低，而墩顶位移变化不大。从综合经济效益来看，选择方案3，所需的隔震支座数量较少，同时墩底最大剪力和弯矩控制在合理的范围内，各墩处主梁最大位移仅为13.2 cm。

4.3 横桥向地震作用下响应分析(图6)

图5 不同支座布置方案纵桥向地震响应

图6 不同支座布置方案横桥向地震响应

从图6可以得出，在横向地震作用下，未采用隔震支座时，各墩横向均为固定约束，14号墩和15号墩分别承受了总剪力的24.9%和24.7%及总弯矩的26.8%和29.6%，受力最大，符合横向地震下大跨径连续梁桥地震响应特点。横向地震作用下隔震的目标就是降低主墩的地震反力，可以看到，14号墩和15号墩均布置摩擦摆支座后，其墩底剪力和弯矩均大幅下降了45%左右，与此同时，其余桥墩的反力均有一定的下降。并且随着隔震支座数量的增加，墩底反力、墩顶位移相应降低。横向地震作用下，方案6的隔震效果最好，能够将各响应控制在合理的范围内。

因此建议采用以下摩擦摆支座布置方案：在14号、15号主墩上布置双向活动型摩擦摆支座，地震时双向减隔震，11号～13号墩及16号～18号墩布置柱面单向活动型摩擦摆支座，其在纵向活动为柱面，地震时横向减隔震。

5 摩擦摆支座摩擦系数优化分析

摩擦摆隔震结构是以摩擦力做功来消耗地震能量的，隔震层摩擦系数的大小与地震中结构受到的摩擦力大小有直接关系，也与摩擦摆体系的减震效果密切相关[15]。为分析摩擦系数对摩擦摆隔震支座的减震效果，对所有支座摩擦系数分别取0.02、0.03、0.04、0.05、0.06几种情况讨论，支座布置纵桥向采用方案3，横桥向采用方案6，支座曲率半径见表2。采用安平报告提供的E2水准下3条地震波进行非线性时程分析，计算结果取其最大值，各方案计算结果如图7、图8所示。

5.1 纵桥向地震作用下响应分析(图7)5.2 横桥向地震作用下响应分析(图8)

图7 不同支座摩擦系数纵桥向地震响应

图8 不同支座摩擦系数横桥向地震响应

从图7、图8可以得出如下结论：跨闽江大桥的地震响应对摩擦系数的变化是非常敏感的。就纵向地震响应而言，随着摩擦系数的增大，主梁位移由15.1 cm逐渐减小至11.2 cm，同时，墩顶最大位移、墩底最大剪力和弯矩则分别由2.5 cm增至5.1 cm、2.07E+04 kN增至4.52E+04 kN、3.91E+05 kN·m增至8.75E+05 kN·m。同样地，对于横向地震响应，随着摩擦系数的增大，主梁位移由11.3 cm逐渐减小至8.2 cm，同时，墩顶最大位移、墩底最大剪力和弯矩则分别由3.5 cm增至6.8 cm、1.95E+04 kN增至3.51E+04 kN、7.13E+05 kN·m增至1.36E+06 kN·m。摩擦系数的增大虽然使支座耗能能力增加，但是过大的摩擦力不能有效地阻断墩梁间惯性力的传递，不能充分发挥隔震支座的耗能作用。综上所述，推荐摩擦摆支座中的摩擦系数设为0.02～0.03。

6 摩擦摆支座摩擦半径优化分析

摩擦摆曲率半径会影响支座的恢复刚度，使结构的动力特性发生一定的改变。为了分析曲率半径对隔震效果的影响，这里取摩擦系数为0.03，改变主墩摩擦摆支座的半径，取值在6.0、7.5、9、10.5、12 m之间变化。采用安评报告提供的E2水准下3条地震波进行非线性时程分析，计算结果取其最大值，各方案计算结果如图9、图10所示。

6.1 纵桥向地震作用下响应分析(图9)

图9 不同支座半径下纵桥向地震响应

6.2 横桥向地震作用下响应分析(图10)

图10 不同支座半径下横桥向地震响应

从图9、图10可以得出如下结论：跨闽江大桥的地震响应对摩擦摆支座半径的变化并不敏感。各支座半径方案地震响应结果差别不大。因此，选择主墩摩擦摆支座曲率半径9 m。

7 结语

本文大桥结构的基频为0.307 Hz，属于中等周期结构类型；结构前10阶振型特征主要表现为主梁竖向弯曲振动和侧向弯曲振动，表现出连续梁桥结构体系的特点，通过对摩擦摆支座布置位置及其主要隔震影响参数进行方案比选分析，得出以下结论。

(1)大跨度连续梁桥在纵桥向通常只设置1个固定支座，在纵向地震作用下，固定墩承受很大的内力，抗震不利；在横向地震作用下，主跨墩承受较大内力，抗震不利。

(2)采用摩擦摆隔震支座体系的大跨度连续梁桥，在纵向地震作用下，主墩采用摩擦摆支座后，能大幅降低原固定墩的受力，使得各墩内力分布更加均匀，同时能够有效降低墩顶位移；横向地震作用下，随着隔震支座数量的增加，墩底反力、墩顶位移相应降低。

(3)建议大跨度连续梁桥主跨桥墩布置双向活动型摩擦摆支座，地震时双向减隔震，其余桥墩布置柱面单向活动型摩擦摆支座，其在纵向活动为柱面，地震时横向减隔震。

(4)大跨度连续梁桥的地震响应对摩擦系数的变化非常敏感，摩擦系数的增大虽然使支座耗能能力增加，但是过大的摩擦力不能有效地阻断墩梁间惯性力的传递，不能充分发挥隔震支座的耗能作用，建议摩擦系数采用0.02～0.03。

(5)大跨度连续梁桥的地震响应对摩擦摆支座半径的变化并不敏感，建议根据支座竖向承载力采用相应的曲率半径。

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Study on Friction Pendulum Bearing Arrangement and Parameters for Long-span Continuous Girder Bridge

LIU Xue-qiang

(Fuzhou Planning Design and Research Institute， Fuzhou 350003， China)

Taking a long-span continuous girder bridge with spans of (71+83+123.5+240+123.5+83+71) m as the research objective， this paper studies the influence of arrangement friction pendulum bearings arrangement and bearing mechanical parameters on the seismic response of the structure. The results show that the long-span continuous girder bridge with friction pendulum bearing can significantly reduce the stress of the original fixed piers with pier stress distribution more uniform， while reducing the displacement of pier top under the E2 earthquake; the friction pendulum bearing may be arranged only on the main pier of the main span; the changes of the friction coefficient of friction pendulum bearings pose great influence on seismic response of structure， so that the increase of friction coefficient results in bigger bearing energy consumption， but excessive friction fails to effectively block the transmission of inertia force between pier and girder， and give full play to the role of energy isolation bearings. Thus， we recommend 0.02 to 0.03 of friction coefficient. As the changes in radius of friction pendulum bearings have little effect on seismic response of structure， corresponding radius of curvature is employed according to the vertical bearing capacity．

Continuous girder bridge; Friction pendulum bearing; Bearing arrangement; Parameter study; Time history analysis; Seismic response

2016-03-23；

2016-05-03

刘学强(1979—)，男，高级工程师，2002年毕业于西南交通大学，工学学士，E-mail:qiang41@qq.com。

1004-2954(2016)11-0070-07

U443.35； U443.36

A

10.13238/j.issn.1004-2954.2016.11.017