桥梁限位器抗震设计方法研究_图文

1、收稿日期 :2001206212; 修回日期 :2002201218 基金项目 :地震科学联合基金资助项目 (100015 作者简介 :戴福洪 (1971- , 男 , 硕士 , 研究生 , 主要从事桥梁抗震研究 .文章编号 :100021301(2002 0220073207桥梁限位器抗震设计方法研究戴福洪 , 翟 桐(中国地震局工程力学研究所 , 摘要 :、刚度 、强度 、 安装位置 , 。 研究表明限位器与柱 (框架 的刚度 比在 0. 5, 对现有限位器设计方法进行了 比较研究 关键词 :限位器 ; 伸缩缝 ; 相对位移 ; 抗震设计 中图分类号 :P315. 952. 2 文献标识码

2、 :AStudy on aseismic design method of restrainers for highw ay bridgeDAI Fu 2hong , ZH AI T ong(Institute of Engineering M echanics , China Seism ological Bureau , Harbin 150080, China Abstract :In this paper , a sim ply 2supported bridge and a multi 2frame bridge m odel are established. According t

3、o the variations of the type ,stiffness ,location of restrainers and earthquake 2input etc , the digital simulated studies are done andthe results show that the ratio of stiffness between restrainers and pier (frame , ranging from 0. 5to 2, is better. The re 2search on applications of the current de

4、sign method for the tw o exam ples of structures is presented. K ey w ords :restrainer ;expansion ;relative displacement ;earthquake 2resistant design1 前言我国是世界上多地震国家之一 , 桥梁结构的抗震问题是城市防震减灾的重要内容 。 近年来 , 随着现代化 城市人口的大量聚集和经济的高度发展 , 城市防震减灾问题更为突出 。 桥梁抗震是一个相当复杂的问题 , 由 于桥梁自身结构和功能的特点 , 与建筑结构相比 , 有它独特的一些抗震问题 。

5、伸缩缝是为了适应环境温度变 化 、 徐变 、 收缩等影响而设置的非结构构件 。 伸缩缝的非线性问题是桥梁结构特有的 , 由于伸缩缝的存在 , 桥 梁结构成为不连续的结构体系 , 桥梁结构的地震反应也趋于复杂 。 桥梁震害经验表明 , 伸缩缝的过大地震位 移和相邻结构的碰撞是桥梁破坏的重要原因之一 。 为了提高桥梁的抗震能力有必要采取合理的抗震措施 , 设在伸缩缝处的限位器是防止落梁的抗震措施之一 。 本文建立了两跨简支梁桥和五跨刚架桥梁模型 , 针对限位器的类型 、 刚度 、 强度 , 输入地震动等参数进行 了大量的工况研究 。 文中研究限位器参数变化对桥梁结构地震反应的影响并比较其优劣 ,

6、得到一些有益的 结论 。第 22卷 第 2期 2002年 4月地 震 工 程 与 工 程 振 动E ARTH QUAKE E NGI NEERI NG AND E NGI NEERI NG VI BRATI ONV ol. 22,N o. 2Apr. ,2002 2 限位器设计方法我国 J T J004-89规范 1对限位器的设计没有量化的规定 , 而国外 , 如美国 、 日本 、 新西兰等国都有支座宽 度和限位器的设计方法 。 这些方法大都采用静力分析手段 , 进行弹性设计 , 比较简单但不能准确反映伸缩缝 的非线性效应 。 美国学者 Saiidi (1999 2和 Reginald Des

7、R oches (1998 3等提出两种新的限位器设计方法 , 比 以往的设计方法有很大改进 。 2. 1 简支梁桥限位器设计方法 图 1 修正 Saiidi 方法滑动支座在桥台的力学模型 简支梁桥限位器设计方法主要有美国的 Caltrans 法和文献 2提出的 W/2、 Saiidi 方法 Caltrans (,型 , 进行弹性设计 。 O 方法是美国各州公路和运输工作者协会规范的方法 , 主要针对新桥的设计 。 AASHT O 方法设计地震力取为场地加速度系数乘以两相邻桥跨中较轻者的重量 。 W/2方法的设计目标与其它方法不同的是它允许主梁脱座但不落梁 。在地震中主梁脱座后 , 由约束 (

8、Cable 悬吊 起来 , 直到工作人员修复 。 它十分简单 , 可作为初步设计的方法粗略估计约束刚度 。 该方法设计的约束在桥 跨的一端要承受桥跨一半的重量 , 即使主梁脱座后约束受力也以静载处理 。 Saiidi 方法由 Saiidi (1999 2给 出 , 需要许多桥梁特性参数 , 稍显复杂些 , 但预测的反应与实际反应间相关性更好 。 Saiidi 方法对桥梁不同位 置 (桥台 、 边跨 、 中跨 有不同的考虑 , 而且每个支座单独考虑 , 一跨的两端可采用不同的约束量 , 在每一支座 处要区分固定还是滑动支座 。 在滑动支座处 , 加约束前后 Saiidi 方法的计算模型有变化 。

9、对滑动支座在桥台的情况 , 无约束时模型较 复杂 , 加约束后模型很简单 。 本文将取约束后的力学模型 (如图 1 进行设计的方法称作修正的 Saiidi 方法 。 2. 2 多跨刚架桥限位器设计方法 多跨刚架桥限位器设计方法主要有美国的 Caltrans 方法 、 AASHT O 方法 、 M odcaltrans 方法和文献 4给出 的 T rochalakis 方法以及文献 3给出的 DesR oches 方法 。 Caltrans 方法和 AASHT O 方法 、 M odcaltrans 方法 、 T rochalakis 方法都把耦联的两自由度体系以两个不耦联 的单自由体系来代替

10、。 Caltrans 方法用两相邻框架位移较小者控制设计 , 修正的 Caltrans 方法 (M odcaltrans 方 法 以两框架中有较大位移者控制设计 。 AASHT O 方法以加速度系数乘以两框架中较轻者的重量作为设计 地震力 。 T rochalakis 方法是 T rochalakis 基于参数研究结果得到的 , 它考虑了两框架周期比的影响 。 DesR oches 方法由 Reginald DesR oches (1998 提出 , 以下简称 Des 方法 。 Des 方法将两耦联的相邻框架简化成两自由度模 型 , 并强行等效线性化 , 然后进行两自由度体系的振型分析 , 从

11、而得到框架间的相对位移 , 而需要的约束量可 通过迭代来计算 。3 桥梁限位器参数研究图 2 限位器力与位移关系 本文关心的重点是限位器参数变化对桥梁相邻 结构的相对位移的影响 , 另外 , 对现有设计方法也 作了比较 。 本文选取了三种类型的限位器 :完全弹 性拉压杆 、弹塑性的拉压杆 、只承受拉力的缆索 。 三种限位器力位移关系见图 2。用了三条地震记录 作为地震动输入时程 (见表 1 。在分析具体问题 时 , 地震动持时和加速度峰值作了调整 。缆索物理 参数见表 2。47 地 震 工 程 与 工 程 振 动 22卷表 1 地震记录编号发震日期 (年 . 月 . 日 记录地震点分量加速度峰

12、值 (g 持时 (s 卓越周期 (s 11940. 05. 18E l CentroNS 0. 3453. 730. 5521976. 11. 15天津宾馆 EW 0. 10419. 201. 1531976. 08. 09河北迁安、 滦河桥EW0. 1523. 110. 10表 2 缆索物理参数弹性模量 E r (kN/m 2单根约束截面面积 A r (m 2约束屈服力 F y (kN/m 2约束长度 r (m 松弛量 d g6. 895×1071. 43×10-4×1003. 1 简支梁桥限位器参数研究图 3 简支梁桥结构模型 算例 :桥梁取为二跨 , 每跨长

13、 19. 177m 。主 21. 98m 2。主梁和桥墩线密度分别为 70. 26和 46. 56kN/m I =0. 093m 4。 模型如图 3。 拉杆 (或缆索 刚度 K 0取为墩毛截面刚度 3EI/H 3=2. 47×105kN/m , 三 条地震动加速度峰值皆调整为 0. 7g 。限位器的刚度 k 与 k 0的比值称刚度比 , 刚度比分别为 0,0. 01,0. 1,0. 5,1,2,5,10。为了便于进行分析 , 定义约束效率等于无约束梁端最大相对位移 D 0减去有约束梁端最大相对位移 D r 除以约束根数 n r , 即约束效率 =(D 0-D r /n r 。 图 4

14、图 9给出 E l Centro 波相对位移与限位器刚度变化关系 ; 表 3表 5给出各设计方法与 简支梁桥的最大相对位移 。 其中 , 约束效率为负值 , 表示有约束体系位移大于无约束体系位移 。表 3 简支梁最大相对位移 (E l Centro 波 设计方法 约束量 0. 4g 0. 7g两梁端 (mm 0. 4g 0. 7g右梁端、 墩顶 (mm 0. 4g 0. 7g左梁端、 墩顶 (mm 0. 4g 0. 7g约束效率0. 4g0. 7g无约束0017. 3038. 574. 9938. 6115. 415. 47Caltrans 123213. 2018. 635. 0119. 2

15、210. 725. 820. 340. 62W/2162412. 8020. 355. 0321. 439. 965. 890. 280. 63AASHT O 121613. 2023. 355. 0124. 6310. 726. 180. 340. 78Saiidi (宽支座 121213. 2025. 425. 0126. 2710. 726. 100. 341. 09Saiidi (窄支座 122713. 2016. 745. 0116. 9010. 726. 830. 340. 81修正 Saiidi (宽 121213. 2025. 425. 0126. 2710. 726. 100

16、. 341. 09修正 Saiidi (窄 122313. 2018. 045. 0119. 4510. 726. 570. 340. 89表 4 简支梁最大相对位移 (迁安波 设计方法 约束量 0. 4g 0. 7g两梁端 (mm 0. 4g 0. 7g右梁端、 墩顶 (mm 0. 4g 0. 7g左梁端、 墩顶 (mm 0. 4g 0. 7g约束效率0. 4g0. 7g无约束006. 1713. 054. 3111. 964. 295. 83Caltrans 12167. 0411. 004. 999. 164. 295. 07-0. 070. 13W/216167. 3711. 004.

17、 799. 164. 075. 07-0. 080. 13AASHT O 12247. 049. 504. 997. 644. 294. 77-0. 070. 14Saiidi (宽支座 12127. 0411. 714. 999. 944. 295. 26-0. 070. 11Saiidi (窄支座 12127. 0411. 714. 999. 944. 295. 26-0. 070. 11修正 Saiidi (宽 12127. 0411. 714. 999. 944. 295. 26-0. 070. 11修正 Saiidi (窄 12127. 0411. 714. 999. 944. 29

18、5. 26-0. 070. 11572期 戴福洪 , 等 :桥梁限位器抗震设计方法研究 表 5 简支梁最大相对位移 (天津波 设计方法 约束量 0. 4g 0. 7g两梁端 (mm 0. 4g 0. 7g右梁端、 墩顶 (mm 0. 4g 0. 7g左梁端、 墩顶 (mm 0. 4g 0. 7g约束效率0. 4g0. 7g无约束0010. 8775. 599. 0779. 243. 725. 18Caltrans 28489. 3624. 026. 0519. 563. 825. 090. 051. 07W/216169. 9740. 617. 2236. 323. 684. 750. 062

19、. 18AASHT O 122410. 0033. 407. 576. 323. 613. 590. 071. 75 Saiidi (宽支座 124810. 0021. 94 7. 5716. 513. 615. 0. 071. 12 Saiidi (窄支座 23489. 2121. 946. 175. 0. 071. 12修正 Saiidi (宽 124410. 0022. 8757373. 6. 500. 071. 20修正 Saiidi (窄 194422. 3. 776. 500. 071. 20图 4 简支梁桥两梁端最大相对位移(只在墩顶加约束 图 5 简支梁桥两梁端最大相对位移(墩

20、顶 、 桥台都加约束 图 6 简支梁桥右梁端 、 墩顶最大相对位移(只在墩顶加约束 图 7 简支梁桥右梁端 、 墩顶最大相对位移(墩顶 、 桥台都加约束 图 8 简支梁桥左梁端 、 墩顶最大相对位移(只在墩顶加约束 图 9 简支梁桥左梁端 、 墩顶最大相对位移(墩顶 、 桥台都加约束 67 地 震 工 程 与 工 程 振 动 22卷 从以上可以看出 : (1 只在墩顶加限位器和四个支座全加限位器是桥台与墩顶支座限位器刚度分配不均的极限情况 , 二者 的限位器效果相差很大 。 因此限位器设计中 , 应合理考虑各支座处限位器的刚度比 。 (2 弹塑性拉杆在地震中可以耗散能量 , 其作用类似于减震器

21、 , 在避免或减小碰撞 、 减小梁端相对位移方 面都有其优点 , 应进一步开展耗能减震方面的专门研究 。 (3 刚度比在 0. 510之间时限位器都有较好的约束效果 。实际应用中 , 限位器刚度比不宜太大 , 所以 刚度比在 0. 52之间较好 。 (4 在桥梁结构反应较小时 , 限位器几乎没有起到减小相对位移的作用 , , 限位器较好地发 挥了作用 。 (5 W/2、 AASHT O 方法忽略了地震动不同的影响 ,Saiidi 方法比 Caltrans 方法 有较高的约束效率 , 。 Caltrans 方法较简单 , Saiidi 方法好 。 Saiidi 方法的主要缺点是比较复杂 , ,

22、用反应谱迭代时常导致不收敛 , 需要人为干预才能 计算出正确结果 。3. 2 多跨刚架桥限位器参数研究 算例 :结构为五跨刚构桥梁 , 全长 156m , 边跨跨径 30m , 中间跨为 33m , 柱高分别为 19. 0、 22. 0、 17. 5,12. 0m , 模型如图 10。 主梁和桥墩截面面积分别为 6. 78和 2. 72m 2。 线密度 D L 分别为 318. 93和 128. 48kN/m , 桥 墩惯性矩 I =1. 163m 4。 地震动加速度峰值调整为 0. 7g , 取框架 两柱水平刚度 12EI/H 3的和为 K 0=7. 36×105kN/m 。限位器

23、 刚度 k 与 k 0比值变化分别为 0,0. 01,0. 1,0. 5,1,2,3. 2,10。 图 11图 13给出三个地震动下多跨刚架桥两梁 端相对位移变化与刚度比的关系 。图 10 多跨刚架桥计算模型图 11 多跨刚架桥梁相对位移图 12 多跨刚架桥梁端相对位移图 13 多跨刚架桥梁端相对位移 以 0. 4g 、 0. 7g 加速度峰值的三个地震波动作为输入 , 设计的约束量和时程分析得到的最大梁端相对位移及约束效率见表 6表 7。 其中 , 约束效率为负值表示有约束体系位移大于无约束位移 。772期 戴福洪 , 等 :桥梁限位器抗震设计方法研究 卷 地 震 工 程 与 工 程 振 动

24、 22 78 表6 多跨刚架桥梁端最大相对位移 (0. 4g El Centro 波 El Centro 波 El Centro 波 设计方法 约束量 相对位移 ( n r (mm 3. 28 6. 62 7. 28 3. 02 6. 62 4. 92 约束 效率 约束量 相对位移 ( n r 0 约束 效率 约束量 ( n r 0 相对位移 (mm 0. 54 0. 54 1. 18 0. 54 0. 54 0. 54 约束 效率 (mm 1. 07 1. 07 0. 53 0. 49 0. 50 0. 27 无约束 Caltrans AASHTO Modcaltr Trochalak De

25、s 0 4 64 38 4 2 - 0. 83 - 0. 06 0. 01 - 0. 83 - 0. 82 87 64 124 50 5 0. 00 0. 01 0. 00 0. 01 0. 10 0 64 0 0 0 - 0. 01 表7 多跨刚架桥梁端最大相对位移 (0. 7g El Centro 波 El Centro 波 El Centro 波 设计方法 约束量 相对位移 ( n r (mm 64. 78 44. 60 15. 81 5. 25 34. 67 55. 62 约束 效率 约束量 相对位移 ( n r 0 约束 效率 约束量 ( n r 0 相对位移 (mm 3. 63 2

26、. 68 1. 26 1. 57 1. 87 3. 78 约束 效率 (mm 0. 54 1. 94 1. 98 1. 86 1. 29 1. 78 无约束 Caltrans AASHTO Modcaltr Trochalak Des 0 51 110 151 29 5 0. 39 0. 44 0. 39 1. 03 1. 83 195 110 231 99 6 - 0. 01 - 0. 01 - 0. 01 - 0. 01 - 0. 20 13 110 56 8 3 0. 07 0. 02 0. 04 0. 22 - 0. 05 从以上结果可看出 : ( 1 约束刚度小于 0. 5 时尽管有

27、梁端相对位移减小的情况 ,也有相反的情况 。在 k/ k0 在 0. 5 到 10 之间 时 ,三种类型的限位器都有较好限制相对位移的作用 。设计约束刚度比范围在 0. 52 之间较合适 。在桥梁 结构反应较小时 ,限位器几乎没有起到减小相对位移的作用 ,在反应较大时 ,限位器较好的发挥了作用 。 ( 2 0. 4g 时 ,各地震动下无约束位移均较小 , 但 AASHTO 方法还是设计出较大的约束量 , 约束刚度比大 约为 0. 28 。从时程分析的相对位移结果看 ,El Ccentro 波加上约束后相对位移反而增大了 ,这也说明前面所 述的在 K/ K0 小于 0. 5 时的相对位移随约束刚

28、度变化的起伏性 。 ( 3 0. 7g 时 ,对三个地震动 Des 方法都有最小约束量 。AASHTO 方法和 Modcaltrans 方法采用较大的约束 量 ,而在天津波作用下 ,加上大量约束后 , 相对位移较无约束时增大了 。Caltrans ,Modcaltrans 方法为等效静 力分析手段 ,不能考虑两相邻框架的相互作用 ,预测的反应与实际反应的相关性差 。Trochalakis 方法以框架 周期比考虑相邻框架的相互作用 ,比除 Des 方法外的其它方法要好 。 4 结语 (1 三种类型限位器以弹塑性耗能装置最好 。考虑到碰撞对桥梁结构地震反应的影响相当大 , 也是很 危险的 ,应首选

29、既可有效约束梁端相对位移 ,又可避免或减小碰撞的装置 。 ( 2 限位器的刚度与柱 ( 或框架 的刚度比是影响梁端相对位移反应的重要参数 。本文研究结果表明刚 度比在 0. 52 之间较优 。 ( 3 Saiidi 方法和 Des 方法尽管较复杂 ,但与其它方法比较 ,预测的反应与非线性时程分析反应间相关性 更好 。在条件允许情况下 ,应首选 Saiidi 和 Des 方法 。 参考文献 : © 1994-2010 China Academic Journal Electronic Publishing House. All rights reserved. 2 期 戴福洪 ,等 : 桥梁限位