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安通橡胶支座,抗震橡胶支座在高速公路中的使用

2018-07-05 21:25:49 安通公路桥梁配件厂 阅读

安通橡胶支座,抗震橡胶支座在高速公路中的使用151-3082-8567

莱芜高速桥梁中橡胶支座,抗震橡胶支座的使用?莱芜高速桥梁中橡胶支座连续粱桥在地震作用下的动力特性进行 了分析、结果表明我国现行《公路工程抗震设计规范》(JTJ4—89)有关橡胶支座连续粱桥纵向地震力计算的方法 有一定的局限性。在此基础上提出了一种改进的计算方法与动力时程分析结果的比较表明这一方法是可行的和有 效的 关键饲:桥梁;橡胶支座;聚四氟乙烯滑板支座;时程分析

近年来国内外发生了几次大地震作为生命线工程的桥梁遭受了严重破坏。在阪神大地震中专门对支座的破坏及其 与上部、下部结构破坏之间的关系进行了详细调查调查表明支座对桥梁整个结构响应的影响十分重要在实际地震 作用下支座与上部、下部结构的相互作用比较复杂支座的破坏往往会改变上部、下部结构间的传力状况也改变整 个结构的响应。因此在桥梁结构的莱芜高速桥梁中抗震设计中必须对橡胶支座在地震作用下的性能有明确的认识 才能正确把握结构的响应。

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]我国目前《公路工程抗震设计规范》(以下简称《规范》)对连续梁桥中板式支座地震 力的计算规定如下:对于全联均采用板式支座的连续梁桥上部结构对板式支座顶面产生的纵向水平地震力按《规 范》公式计算;连续梁桥一联中一个或几个墩采用板式支座其余均为聚四氟乙烯滑板支座上部结构对板式支座顶 面处产生的水平地震力可按《规范》公式计算其值如小于按式的计算值应按式计算公式中变量含义见《规范》条 文。 由上述规定可知存在以下一些缺点:对桥梁中使用的滑板支座在地震作用下的预期性能如何没有明确的规定由《 规范》给出的两个计算公式可知前者将滑板支座看作板式支座计算即不发生滑动.后者按滑板支座均发生滑动计 算计算结果取两者中的最大值;由式4 6-4知滑扳支座对板式支座地震力的影响《规范》只简单地以静力方法加以 考虑.而在实际地震中由于滑板支座发生滑动—方面改变了结构的刚度从而改变了结构的反应特性另一方面在滑 动过程中滑板支座消耗大量地震能量降低了整个结构的响应。 鉴于上述原因本文对这类桥型在地震作用下的 纵向动力特性进行分析了解其相互作用的机理建立合理分析方法提供依据。 橡胶支座连续梁桥纵向动力特性 计算分析 模型建立

将原GYZF4 d250×65支座改用GYZF4 d400×65橡胶支座,对于空间结构而言,墩柱与梁体连接条件,GYZF4 d400×65橡胶支座刚度的模拟至关重要。在我们做的“多GYZF4 d400×65橡胶支座节点模拟”技术资料里,重点说明了多支座模拟的过 首先“在支座下端建立节点,并将所有的支座节点按固结约束”,这是一种模拟实际情况的建模方法。意思是:在墩顶处结构是全约束的,在各个方向都不可能有位移和转角。

然后“复制支座节点到梁底标高位置生成支座顶部节点,并将GYZF4 d400×65橡胶支座节点与复制生成的顶部节点用“弹性连接”中的“一般类型”进行连接,并按实际支座刚度定义一般弹性连接的刚度”,这句话的意思是相当于建立一个支座单元,它的三个方向的刚度值则是由实际工程中支座的类型和尺寸来提供。 然后再建立支座顶部节点与主梁节点之间的联系。此时将利用Civil提供的“刚性连接”,以主梁节点作为主节点,支座顶部单元作为从节点,将其连接起来。这样做的意思是:

将主梁节点与支座顶部节点形成一个受力的整体,目的也是为了真实模拟其受力情况。 在MIDAS中,在使用“弹性连接”中的一般类型时,会要求输入您说到的SDX,SDY,SDZ这三个值,它们分别是指:SDx:单元局部坐标系x轴方向的刚度。SDy:单元局部坐标系y轴方向的刚度。SDz:单元局部坐标系z轴方向的刚度。另外,在弯桥中需要定义支座节点的局部坐标系和BETA角。

这三个值是由由实际桥梁工程使用的橡胶支座类型决定的,也就是说与支座的刚度系数指标有关。在桥梁工程中,一般使用较多的是板式支座和盆式支座。其中大桥盆式橡胶支座使用相对较多,在输入这种类型支座的刚度值时,一般要么很大,要么取0;中小桥多用板式支座,在输入刚度值时可以根据支座橡胶层厚度来计算即可。具体的计算式如下: 板式橡胶支座的刚度计算式: 单元局部坐标系X轴方向刚度:SDx=EA/L 单元局部坐标系y ,z轴方向刚度: SDy =SDz=GA / L 单元局部坐标系x轴方向转动刚度:SRx=GIp/L 单元局部坐标系y.轴方向转动刚度:SRy=EIy/L 单元局部坐标系y.轴方向转动刚度:SRz=EIz/L 式中:E、G为板式橡胶支座抗压、抗剪弹性模量;A为支座承压面积;Iy , Iz为支座承压面对局部坐标轴y、z的抗弯惯性矩;Ip为支座抗扭惯性知;L为GYZF4 d400×65橡胶支座净高。 固定盆式支座以较大的刚度约束板体的位移而放松对转动的约束,因此模拟在墩顶设置一个横、纵、竖二维抗压、抗剪的大值,各方向抗弯的小值.即SDx=SDy=SDz=无穷大,而SRx=SRy=SRz=0的一个弹性连接。

(1)按结构型式分为: a.普通板式橡胶支座区分为矩形板式橡胶支座(代号GJZ)、圆形板式橡胶支座(代号GYZ); b.四氟滑板式橡胶支座区分为矩形四氟滑板橡胶支座(代号GJZF4)、圆形四氟滑板橡胶支座(代号GYZF4)。 (2)按支座材料和适用温度分为: a.常温型橡胶支座,采用氯丁橡胶(CR)生产,适用的温度-25~60℃。 b.耐寒型橡胶支座,采用天然橡胶(NR)生产,适用的温度-40~60℃。

d0——圆形日照橡胶支座钢板直径; tes——日照橡胶支座中间层单层橡胶厚度。 梁端转角θ可表示为: )(1 1,2,cca lδδθ−= (7.12) 由(7.8)和(7.12)两式可解得: 2 ',1,θδδam ccl−= 为确保日照橡胶支座偏转时,橡胶日照橡胶支座与梁底不发生脱空而出现局部承压的现象,则必须满足条 件: 01,≥cδ 即: 2' ,θδab eeckeeeckm clEAtREAtR≥+= (7.13) 若计算结果2 ' ,θ δamcl⟨ ,则需重新修改日照橡胶支座尺寸。 为限制日照橡胶支座竖向压缩变形,不致影响日照橡胶支座稳定,《桥规》(JTG D62)还规定 emct07.0,≤δ。 4 .验算日照橡胶支座的抗滑稳定性

 板式橡胶日照橡胶支座通常就放置在墩台顶面与梁底之间,橡胶面直接与混凝土相接触。当梁 体因温度变化等因素引起水平位移以及有活载制动力作用时,日照橡胶支座将承受相应的纵向水平力作用。为了保证橡胶 日照橡胶支座与梁底或墩台顶面间不发生相对滑动,则板式橡胶日照橡胶支座应满足以下条件: 不计制动力时 e l geGktAGR∆≥4.1µ (7.3.15) 计入制动力时 bke l geckFtAGR+∆ ≥4.1µ (7.3.16) 式中: GkR——结构自重引起的日照橡胶支座反力标准值 ; ckR——由结构自重标准值和0.5倍汽车荷载标准值(计入冲击系数)引起的日照橡胶支座反 力; l∆——由温度、混 凝土收缩、徐变引起的日照橡胶支座水平位移,但不包括制动力引起的水 平位移; bkF——汽车荷载引起的制动力标准值; gA——日照橡胶支座平面毛面积。 对于聚四氟乙烯滑板式日照橡胶支座的摩擦力产生的剪 切变形不应大于日照橡胶支座内橡胶层容许的剪切变形,即: 不计制动力时 αµtan≤geGkfAGR (7.3.17) 计入制动力时 αµtan≤geCkfAGR (7.3.18) 式中:

fµ——聚四氟乙烯与不锈钢板的摩擦系数; αtan——橡胶日照橡胶支座剪切角正切值的限值; ckR——由结构自重和汽车荷载标准值(计入冲击系数)引起的日照橡胶支座反力。 例7.1:取用例4.6及例4.7中的装配 式钢筋混凝土简支五T梁桥的设计资料和计算资料。已知桥梁计算跨径19.5m。梁长L=19.96m,桥梁横断面及主梁 尺寸见图4.28。汽车荷载为公路Ⅱ级:车道均布荷载=7.875KN/m,按计算跨径推 得集中荷载P=lkqk=178.5kN。人 群荷载为 3.0kN/m2,计算温差为36℃,安全设计等级取二级。由例题4.7知,边主梁在人群荷载作用下,最大支 点反力=krR,017.7KN,车道集中荷载作用下最大支点反力 110.70KN,车道均布荷载作用下最大支点反力 =kpR,0=kqR,044.5KN,恒载支点反力标准 值=157.00KN。边主梁跨中横向分布系数:车道荷载=0.504,人群荷载 0.620。假设梁的抗弯刚度B=0.19877×10kgR,0cqcm,=rcm,7KN/m2,,试确定日照橡胶支座的型号和规格。

确定支 座的平面尺寸 由于主梁肋宽为18cm,故初步选定板式橡胶日照橡胶支座的平面尺寸为=18cm,=20cm(顺桥),则按构造 最小尺寸确定=17cm,=19cm。 alblal0bl0首先根据橡胶日照橡胶支座的压应力限值验算日照橡胶支座是否满足要求,日照橡胶支座压力标 准值: 90.3297.175.4470.110157,0,0,0,0=+++=+++=kkkrqpgckRRRRRKN 日照橡胶支座应力为: σ21.1019.017.01090.3293 =××==−e ckARMPa 10≈MPa 满足规范要求。 通过验算可知,混凝土局部承压强 度也满足要求(过程略),因此所选定的日照橡胶支座的平面尺寸满足设计要求。 (2)确定日照橡胶支座高度 日照橡胶支座的高度由橡胶层厚度和加劲钢板厚度 两部分组成,应分别考虑计算。

假设本算例中日照橡胶支座水平放 置,且不考 虑混凝土收缩与徐变的影响。温差t∆=36 ℃引起的温度变形,由主梁两端均摊,则 图7.10 计算长度示意图 每一日照橡胶支座的水平位移为: g∆0035.0) 2.05.19(36102 1 215=+×××=′∆′=∆−ltgα m=0.35 cm la C l19.5 mla C l llaˊ式中: l′——构件计算长度,la ll′+=′,见图7.10。因此,不计制动力时,∆, gl∆=35.022×=∆≥getcm=0.70cm。

为了计算制动力引起的水平位移Fbk∆,首先要确定一个日照橡胶支座上的制动力标准 值。由于计算跨径为19.5m,故纵向折减系数bkFζ′取1.0,由于该桥桥面净宽为7.0m,按二车道设计,故车道折 减系数ζ取1.0。车道荷载制动力按同向行驶时的车道荷载(不计冲击力)计算,故计算制动力时按一个车道计算 ,一个车道上由车道荷载产生的制动力为在加载长度上 的车道荷载标准值的总重力的10%,故本算例的制动力为 : 21.33%10)5.1785.19875.7(%10)(=×+×=×+=′kkbk plqFKN 由于小于公路Ⅱ级汽车荷载制动力最低限值 90KN,故bk F′bkF′取90KN计算。由于本例中有五根T梁,每根T梁设2个日照橡胶支座,共有10个日照橡胶支座,且假设桥墩为刚 性墩,各日照橡胶支座抗推刚 度相同,因此制动力可平均分配,因此一个日照橡胶支座的制动力为: 910 9010==′= bkbkFF.0KN

因此,计入制动力时,橡胶厚度t的最小值为: e61.018 .02.0100.1210 97.035 .027.063 =×××××− = − ∆ ≥ b aebkg ellGFtcm 式中: eG——1.0Mpa。 此外,从保证受压稳定考虑,矩形板式橡胶日照橡胶支座的橡胶厚度应 满足: cmltlcmaea6.35 1851010188.1==≤≤== 由上述分析可知,按计入制动力和不计入制动力计算的橡胶厚度最大值 为0.70cm,公路板式橡胶支座小于1.8cm,因此橡胶层总厚度的最小值取1.8cm。由于定型产品中,对于平面尺寸为18cm×25cm的板 式橡胶日照橡胶支座中,只有2cm,2.5cm,3.0cm,3.5cm四种型号,暂取2cm。 etetet选择加劲钢板,《桥规》(JTG D62)规定单层加劲钢板厚度应按下式计算: s elesuesckPsAttRKtσ) (,,+= 且单层加劲钢板厚度不小于2mm。在本例题中:为应力校正系数,取1.3; cmPK3231917=×=eA2;、为一块加劲钢板上、下橡胶层厚度,参照《桥梁附属构 造与日照橡胶支座》中定型产品规格中间 橡胶层厚度均取5mm;uest,lest,sσ为加劲钢板轴向拉应力限值,取钢材屈服强度的0.65倍,取钢材的屈服强度 为340MPa,因此,22134065.0=×=sσMPa; 为日照橡胶支座压力标准值,将上述各项代入的计算公式得: ckRs t60.01022110323)55(109.3293.16 43=×××+×××=−stmm 由于计算的60.0=stmm<2mm,故取2mm。按板式橡 胶日照橡胶支座的构造规定,加劲板上、下保护层不应小于2.5mm,取2.5mm,中间橡胶层厚度有5mm,8mm,11mm三种,取 5mm。故可布置4层钢板;

此时,橡胶厚度st205325.02=×+×=etmm,与取用值一致。加劲板总厚度824=×=Σstmm ,故日照橡胶支座高度28820=+=hmm。 (3)日照橡胶支座偏转情况验算 日照橡胶支座的平均压缩变形mc,δ为: b ee ckeeeckmcEAtREAtR+= ,δ 式中,、、含义同前;为橡胶体积模量,取2000MPa,为日照橡胶支座抗压弹性模量, 可按下式计算: ckReteAbEe E97 .8) 1917(5.0219 17)(20000=+×××=+= baesballtllS49.43497.80.14.54.522=××==SGEeeMPa 将上述各值代入mc,δ计算式,得: 573.010200019.017.0201090.3291049.43419.017.0201090.3296 363,=×××××+×××××=m cδmm 在恒 载、车道荷载和人群荷载作用下,主梁挠曲在日照橡胶支座顶面引起的倾角应按结构力学方法计算,则有: 恒载产生的 转角 00250.01019877.0245.1907.16247 3 31=×××==Bglθ(Rad) 车道均布荷载产生的转角 B lqmkc2432= θ(略去m的变化) 0006169.010 19877.0245.19875.7504.07 3=××××=(Rad) 车道集中荷载产生的转角 B lpmkc1623= θ =001075.010 19877.0165.195.178504.07 2=××××(Rad) 人群荷载产生转角 B lPmrc24304= θ(略去m的变化) 00022.010 19877.0245.1975.000.362.07 3=×××××=(Rad) 因此,转角(Rad)0044.04321=+++=θθθθθ ,44.00044.02 2002=×=′θa lmm,小 于mc,δ,日照橡胶支座不会落空。

此外,为了限制竖向压缩变形,《桥规》( JTG D62)规定mc,δ不得大于0.07,由于 etmmmmtm ce573.04.12007.007.0,=>=×=δ,因此mc,δ 满足:≤′2 θa lmc,δet07.0≤条件, 验算通过。 (4)板式橡胶日照橡胶支座抗滑稳定性验算 为保证板式橡胶支 座和墩台顶面或主梁底面不产生滑移,需对其抗滑稳定性进行验算,验算时应对无汽车荷载和有汽车荷载(支反 力最小)两种情况分别进行验算。 仅有结构自重作用时: 1.471573.0=×=GKRµkN 82.8205.320.018.0100.14.1. .4.13=×××××=∆e lgetAGKN 可见,>GKR µe l getAG∆. .4.1,这说明,

在自重作用下,日照橡胶支座不会滑动。 计入制动力时: ()5.0,0,0,0×++=pk qkgkckRRRR(相当于车道荷载最小反力) ()6.2345.05.447.110157=×++=KN 故有: 38.706.2343.0=×=ckRµ KN, 而:82.170.920 5.320.018.0100.14.14.13=+×××××=+∆bkelg eFtAG KN,小于38.70=ckRµKN。因此,制动力作 用下日照橡胶支座不会滑动。

桥梁橡胶支座代号表示方法 : 示例1:公路桥梁矩形普通氯丁橡胶支座,短边尺寸为300mm,长边尺寸为400mm,厚度为47mm,表示为:GJZ300×400×47(CR)。 示例2:公路桥梁圆形四氟滑板天然橡胶支座,直径为300mm,厚度为54mm,表示为:GYZF4 300×54(NR)。 “dm3”表示体积单位“立方分米”,所以根据体积公式进行转换即可,先把所有单位转成“分米”为单位,再计算体积,即等于底面积乘以高。 例:100个 GJZ300×400×47(CR) 则转换工程量=3*4*0.47*100=564 dm3 (矩形体积公式=a*b*h) 100个 GYZF4 300×54(NR) 则转换工程量=3.14×(3/2)2 *0.54*100=381.51 dm3 (圆形体积公式=πR2*h)

根据文献[]对橡胶支座在地震力作用下的性能研究可知扳式橡胶支座的滞回曲线为狭长 条形可近似为线弹性见图l所示。在近几年国内外对聚四氟乙烯滑板支座的滞回特性进行了大量试验与理论研究〔 4〕研究结果表明:①聚四氟乙烯滑板支座的滑动摩擦系数受加速度的影响比较小而是随滑动速度的增加迅速增加 当速度达到一定数值后摩擦系数趋于常数;②与所受压应力大小有关系随压应力增加滑动摩擦系数值减小同时也 与接触面的光滑程度、是否添加润滑物有关试验测得滑动摩擦系数值变化范围在.l一.左右;③通过对试验结果 的理论分析表明尽管滑动摩擦系数值随上述诸多因素变化而变化但当滑动摩擦系数值选取适当时采用常摩擦系数 值的库仑模型进行分析仍可得到很好的计算结果(4)。 本文的分析是借助于DRAIN-DX软件来进行的。桥面板、墩、柱均采用平面梁单元 描述支座用连接单元来描述。其滞回模型采用图所示模型。

算例分析 以一个板式橡胶支座其余均为 聚四氟乙烯滑板支座的等高等跨连续梁桥分析.分别对一联三跨、五跨、七跨连续梁桥上部结构对墩顶板式橡胶支座纵向地震力进行计算分析跨径均为m、墩高均为rn主梁采用单箱单室截面形式面积为.7m竖向刚度为.m4桥墩直径 均为m的圆形截面阻尼比为%.在算例中将板式橡胶支座都放置在l号墩板式支座水平剪切刚度为K=.MN·m-其余 均为聚四氟乙烯滑扳支座其初始水平剪切刚度取为K=.MN·m-图给出三跨连续粱桥的模型五跨、七跨连续梁桥模 型与之类似.基于上述模型分别对影响板式支座纵向地震力的各参数进行分析这些参数有:地震动特性的影响采 用依据规范Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ、Ⅳ类场地反应谱分别合成的人工波来考虑;地震烈度的影响考虑7、8、9三类烈度水平的 影响;聚四氟乙烯滑板支座的滑动摩擦系数值不同的影响摩擦系数值根据试验结果分别为

摩 擦系数对板式支座剪力的影响 图4ab分别给出了对于三跨、五跨、七跨连续梁桥在Ⅰ、Ⅳ类场地不同烈度水平 地震作用下的计算结果.从图中可以看出在Ⅰ类场地条件上部结构传给板式支座的地震力受滑板支座摩擦系数变 化的影响不大;在Ⅳ类场地条件下则随摩擦系数的增加而降低.同时在图中标出在低烈度水平地震作用及不同摩 擦系数值下存在部分滑板支座发生滑动的情况.


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