淺談地震作用下纜索限位裝置的防落梁設(shè)計

淺談地震作用下纜索限位裝置的防落梁設(shè)計

0防止落梁裝置設(shè)計目前，中國的防傾斜梁裝置通常被視為結(jié)構(gòu)措施，無法進行計算和設(shè)計，因此很難在地震的作用下對其進行真正的限制。對于防落梁裝置的結(jié)構(gòu)模式,美國、日本等國的許多學(xué)者對減輕伸縮縫處相鄰梁體間的碰撞、限制相鄰梁體間和墩梁間相對位移的方法與措施曾進行大量研究。在連續(xù)梁橋中,通常使用的限位裝置主要有兩類:①彈性連接裝置;②阻尼器,其中在橋梁中應(yīng)用較為成熟的是黏滯阻尼器。彈性連接裝置用于限制在預(yù)期地震作用下橋梁伸縮縫或支座處產(chǎn)生過大的變位,一種方式是美國經(jīng)常采用的墩梁連接的限位裝置(如圖1(a),以下簡稱限位裝置);另一種方式是日本經(jīng)常采用的直接連接梁體的連梁裝置(如圖1(b),以下簡稱連梁裝置)。在地震作用下,對于連梁裝置,允許主梁脫座但不落梁,由防落梁裝置承擔橋跨一半的重量;對于限位裝置,是通過限制梁墩的相對位移而不使主梁落梁.對于兩種防止落梁的方式所采用的設(shè)計方法也不同,連梁裝置的設(shè)計主要是采用日本的連梁的設(shè)計從兩個設(shè)防水平防止上部結(jié)構(gòu)在地震作用下發(fā)生落梁破壞,即規(guī)定支撐寬度的設(shè)計值和按兩個設(shè)防水平設(shè)計的第一道約束裝置和第二道約束裝置。第一道約束裝置為限位裝置,設(shè)計移動間隙(即松弛長度)要大于支座在小震等級下的變形量,即在小震和正常使用時約束裝置不起作用。第二道約束裝置的抗拉力為支座反力的1.5倍。此道裝置是防止梁體坍塌破壞。日本關(guān)于防落梁系統(tǒng)的設(shè)計與AASHTO方法類似,也是一種靜力設(shè)計,沒有考慮相鄰框架的相對位移,w/2法通過增大系數(shù)來考慮落梁的動力影響。限位裝置的設(shè)計方法比較多,主要考慮的因素有伸縮縫處相鄰結(jié)構(gòu)單元的周期、伸縮縫間隙、限位裝置松馳量等。Caltrans規(guī)范建議,對于墩梁相連的限位裝置,由于限位裝置被設(shè)計在彈性范圍,墩梁之間最大可能允許位移就是限位裝置的屈服位移與拉索松弛量之和,可利用的支座寬度必須大于限位裝置的屈服位移與拉索松弛量之和。當使用限位裝置時,通過限位裝置傳遞到橋墩的附加力可能使橋墩失效,此時采用連梁裝置的防落梁模式是較合適的。另外,當橋梁跨數(shù)較少和支座寬度較大的情況下,也可采用連梁裝置。Caltrans規(guī)范這種方法的缺點是忽略了支座的作用;對于一個非常剛的框架和一個非常柔的框架,計算的相鄰框架相對位移較小;Caltrans規(guī)范對于非協(xié)調(diào)框架(兩框架自振周期相差較大)的設(shè)計偏于不安全,而對于協(xié)調(diào)框架(兩框架自振周期比接近1)的設(shè)計又是保守的。Saiidi等人對一座九跨的橋梁進非線性時程分析,研究了限位裝置的橫截面積與間隙長度對限位裝置設(shè)計的影響。指出了設(shè)計時應(yīng)基于有無限位裝置兩種不同的工況用于確定限位裝置的設(shè)計力與位移Trochalakis對于橋跨、橋臺與限位裝置的特性進行參數(shù)分析,表明兩跨最大相對位移與相鄰兩跨的剛度比、等效周期及限位裝置的特性有關(guān)。Abdel-Ghaffar等人研究纜索限位裝置發(fā)現(xiàn)限位裝置對全橋的反應(yīng)影響不是很大,但是在強震作用下限位裝置能明顯的減少結(jié)構(gòu)的力與位移反應(yīng)。實驗表明,限位裝置能有效的防治落梁。然而由于限位裝置的作用會改變相鄰跨的碰撞作用,將作用力傳遞到橋墩。利用有限元程序opensees考慮地基、橋墩彈塑性建立兩種有無纜索限位裝置的兩聯(lián)變高墩橋梁分析模型,并參數(shù)分析了伸縮縫處相鄰兩聯(lián)基本周期比(通過變換固定墩的高度);支座摩擦的影響;限位器的剛度(限位裝置拉索的數(shù)量);纜索的松弛長度。對纜索限位裝置的限位效果進行分析探討。1灌注樁、墩設(shè)計某典型多跨變墩高兩聯(lián)連續(xù)梁((3×30+4×30)m)如圖2和圖3所示,橋墩采用C30混凝土,主梁采用C50混凝土,橋墩墩號1~8對應(yīng)墩高分別為5、10、15、20、25、20、10、5m,樁基礎(chǔ)采用6Φ1.2m鉆孔灌注樁。梁的參數(shù):截面積5.711m2;扭轉(zhuǎn)慣性矩2.081m4;橫向慣性矩68.782m4;豎向慣性矩1.737m4。墩的參數(shù):截面積3.000m2;扭轉(zhuǎn)慣性矩1.010m4;橫向慣性矩0.360m4;豎向慣性矩1.563m4。2#墩和6#墩墩頂縱向設(shè)固定支座,其余各墩縱向為滑動支座。伸縮縫ΔG間隙取為16cm。橋墩采用纖維梁單元進行模擬,主梁采用一般梁單元模擬,通過在承臺底采用六個彈簧模擬樁基礎(chǔ)的作用。1.1伸縮縫初始間隙的ue研究采用Kelvin碰撞模型進行相鄰梁體的碰撞模擬。Kelvin碰撞模型采用一個剛度為Kk的線性彈簧與阻尼器ck并聯(lián)來模擬剛體的碰撞(如圖4所示)。其中接觸力Fc如下:{Fc=Κk(u1-u2-ΔG)+ck(˙u1-˙u2)u1-u2-ΔG≥0Fc=0u1-u2-ΔG<0(1){Fc=Kk(u1?u2?ΔG)+ck(u˙1?u˙2)u1?u2?ΔG≥0Fc=0u1?u2?ΔG<0(1)式中,ΔG為伸縮縫初始間隙;Kk為接觸剛度,取為梁體的軸向剛度。碰撞過程中的能量損失采用阻尼器來反映,阻尼的大小與碰撞過程的恢復(fù)系數(shù)e有關(guān),對于完全彈性碰撞,恢復(fù)系數(shù)e=1;對于完全塑性碰撞,恢復(fù)系數(shù)e=0。對于混凝土材料e取0.65。根據(jù)恢復(fù)系數(shù),可得到阻尼ck的計算公式為ck=2ξ√k(m1m2m1+m2)(2)ck=2ξk(m1m2m1+m2)????????√(2)式中,ξ為阻尼比。u1,u2分別為伸縮縫處相鄰主梁的位移;˙uu˙1,˙u2分別為伸縮縫處相鄰主梁的速度。1.2動支護的模擬(1)對于固定墩上的固定支座假設(shè)地震作用下不發(fā)生破壞,因此采用用墩-梁鉸接連接方式模擬支座的效應(yīng);(2)對于其它的單向滑動支座,近似采用理想彈塑性連接單元進行模擬,滯回曲線屈服力Fy(即滑動起始摩擦力取支座恒載軸壓力R乘以動摩擦系數(shù),在橋梁初始模型中動摩擦系數(shù)對所有滑動摩擦支座均取0.02Fy=0.02R(3)初始剛度K為屈服力Fy與屈服位移Xy(即滑動起始靜位移,取δy=0.002m)之比Κ=Fy/δy(4)f={Κr(Dr-Ds)Dr-Ds>00Dr-Ds≤0}(5)1.3限位裝置剛度連續(xù)梁伸縮縫處的防落梁裝置(如圖1)的分析模型如圖5。Ds為連梁裝置的松弛量,Kr為連梁裝置的剛度,Ds1,Ds2分別為左聯(lián)連續(xù)梁和右聯(lián)連續(xù)梁的限位裝置松弛量,Kr1,Kr2分別為左聯(lián)連續(xù)梁和右聯(lián)連續(xù)梁的限位裝置剛度。2結(jié)構(gòu)危險性評估在多條地震波(見表1)縱向輸入下,對連續(xù)梁橋進行非線性時程分析,地震波加速度峰值調(diào)整至0.7g,代表結(jié)構(gòu)危險性評估的地震波峰值。計算結(jié)果均取表1中地震波輸入計算的平均值。PGA為地震波加速度峰值,Tg為地震波的特征周期。3纜索的加速度譜和限位裝置的設(shè)計內(nèi)容限位裝置初始值采用Desroches和Fenves提出的疊代方法(TheIterativeMethod)進行限位裝置的設(shè)計,設(shè)計所采用的加速度譜為表1的4條地震波(加速度峰值調(diào)整至0.7g)的平均加速度譜。限位裝置采用直徑19mm的纜索(面積143mm2),纜索長度L取為5.4m,纜索的彈性模量E=6900MPa,纜索屈服應(yīng)力Fy=1214MPa,限位裝置松弛量Ds1和Ds2均取為80mm。由于限位裝置被設(shè)計在彈性范圍內(nèi),限位裝置的設(shè)計目標位移Dr。Dr=Dy+D0(6)式中,Dy為纜索的屈服位移,D0為限位裝置的松弛量。采用的纜索限位裝置的設(shè)計目標位移Dr=175mm。經(jīng)過設(shè)計,對于變墩高連續(xù)梁橋的限位裝置,左右聯(lián)梁體與過渡墩的纜索限位裝置剛度Kr1和Kr2均為992kN/m,屈服力為173.6kN。4參數(shù)分析這里主要分析參數(shù)如下:①伸縮縫處相鄰兩聯(lián)基本周期比(通過變換固定墩的高度);②限位器的剛度;③限位裝置的松弛長度。4.1墩高及基本周期比對墩-梁的相對位移影響本節(jié)借鑒國外學(xué)者的研究經(jīng)驗,通過改變連續(xù)梁橋一聯(lián)的基本周期而保持過渡墩與另外一聯(lián)的動力特性不變,來探討基本周期比對墩-梁相對位移的影響。通過改變左聯(lián)2#墩的高度來改變左聯(lián)的基本周期,此時,左聯(lián)與過渡墩的周期比便隨2#墩高度的改變而改變,同時,左聯(lián)與右聯(lián)基本周期比也隨3#墩高度改變,通過非線性時程直接積分方法計算不同周期比下右聯(lián)主梁與過渡墩的最大相對位移,得出左右兩聯(lián)基本周期比對墩-梁相對位移的影響規(guī)律。其中,2#墩高及基本周期比關(guān)系以及各個工況下的墩-梁最大相對位移的結(jié)果如表2~表5所示。左聯(lián)的縱向周期為1.122s,右聯(lián)的縱向周期為3.944s,左右聯(lián)的周期比為0.28;過渡墩的縱向周期為0.762s。在表格中為了表達方便,設(shè)β為有限位裝置效果,采用(無限位裝置反應(yīng)-有限位裝置反應(yīng))/有限位裝置反應(yīng)。由表4可見,限位裝置對梁體與過渡墩相對位移有明顯的限位效果,同時隨著左聯(lián)與過渡墩周期比的增大,右聯(lián)與過渡墩相對位移的限位效果減小。右聯(lián)在無限位裝置時,右聯(lián)與過渡墩的相對位移隨著周期比的增大而減小。右聯(lián)在有限位裝置時,右聯(lián)與過渡墩的相對位移基本保持不變。左聯(lián)由于周期變大,梁體的相對位移將變大,限位效果不隨著左聯(lián)與過渡墩周期比的增大而減小。由表6可見,限位裝置對固定墩頂位移的限位效果不明顯,固定墩頂位移由于左聯(lián)的周期變大而變大,右聯(lián)的固定墩頂位移保持不變。而相比于無限位裝置時,過渡墩的墩頂位移會增大。由表5可見,限位裝置對左右聯(lián)相對離開位移與碰撞力有明顯的限位效果。在周期比增大到0.87時,左右聯(lián)之間非同向振動減小到0.12小于伸縮縫的寬度0.16,不會發(fā)生梁體碰撞,碰撞力減小為零。4.2限位裝置纜索數(shù)量dn的整數(shù)在表4裝有限位裝置的梁體與過渡墩相對離開位移左右聯(lián)與墩的相對位移都大于了175mm,說明按照Desroches和Fenves提出的疊代方法設(shè)計的限位裝置都已經(jīng)超過設(shè)計目標位移,說明限位裝置中纜索數(shù)量偏少,因此針對計算實例,對限位裝置中纜索的數(shù)量進行參數(shù)分析,限位裝置中纜索的數(shù)量N分別取Desroches和Fenves疊代方法設(shè)計的限位裝置纜索數(shù)量dN的整數(shù)倍,即限位裝置的剛度和屈服強度是Desroches和Fenves疊代方法設(shè)計的限位裝置剛度和屈服強度的整數(shù)倍。左右限位裝置的剛度Kr1與Kr2相等,初始纜索松弛量80mm不變。選擇的參數(shù)見表6。由表7可見,右聯(lián)在有限位裝置剛度不變時,右聯(lián)與過渡墩的相對位移基本保持不變,隨著限位裝置剛度的增大,左、右聯(lián)梁體與過渡墩相對位移減小。由表8可見,在兩聯(lián)周期比相差較大時,增加限位裝置的剛度對減小兩聯(lián)相對位移效果明顯,在周期比為0.28與0.55與8倍的限位裝置剛度時,兩聯(lián)的相對位移分別為0.26與0.20,限位裝置屈服。在兩聯(lián)周期比相差較大時難以保證限位裝置不屈服。在兩聯(lián)周期比相差較小時,如果限位裝置沒有屈服,增加限位裝置的剛度不會減小兩聯(lián)的相對位移。由表9可見,隨著限位裝置剛度的增大,左聯(lián)與過渡墩的墩頂位移基本不變,而右聯(lián)的固定墩墩頂位移有所減小。4.3在不同松弛長度條件下的穩(wěn)定性對于纜索限位器的松弛長度S分別取為50、80、100、120mm四個不同的值,剛度均取992kN/m屈服力173.6kN。這樣纜索限位裝置的設(shè)計目標位移分別為Dr=145mm、175mm、195mm、215mm。由表10可見,松弛長度變大時,右聯(lián)與過渡墩的相對位移基本保持不變,在兩聯(lián)動力特性相差大時,左聯(lián)與過渡墩的相對位移隨著松弛長度的增加而變大。在兩聯(lián)動力特性相差小時,左聯(lián)與過渡墩的相對位移隨著松弛長度的增加而保持不變。由表11可見,松弛長度的