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)

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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［3］刘昕铭，王少华，严情木，等.摩擦摆隔震支座阻尼特性研究［J］.铁道建筑，2012(10):10-13.

［4］夏俊勇，郝红肖，胡宇新，等.摩擦摆支座球面曲率对摩擦副等效摩擦系数的影响［J］.铁道建筑，2013(10):37-39.

［5］李雄彦，薛素铎，潘克君.铜基面抗拔摩擦摆支座的力学性能研究［J］.振动与冲击，2013，32(6):84-89.

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［7］沈中治.桥梁倾覆破坏后带来的反思［J］.特种结构，2013，30(1):81-83.

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［9］庄军生.桥梁减震、隔震支座和装置［M］.北京:中国铁道出版社，2012.

(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