基于有限元可調(diào)高智能支座的力學(xué)性能分析

尹吉恒，李 舒，伍大成

(1.安徽建筑大學(xué) 土木工程學(xué)院，安徽 合肥 230601；2.清華大學(xué) 合肥公共安全研究院，安徽 合肥 230601；3.成都濟(jì)通路橋科技有限公司，四川 成都 610000)

橋梁支座充當(dāng)著上部和下部結(jié)構(gòu)的媒介，能夠?qū)蛄荷喜拷Y(jié)構(gòu)受到的外部荷載以及由于溫度、混凝土收縮等產(chǎn)生的變形以支座為載體傳遞給墩臺(tái)，保證橋梁上部結(jié)構(gòu)受力和變形情況符合規(guī)范設(shè)計(jì)要求。但在實(shí)際橋梁建設(shè)過程中，由于各橋墩的高度不能做到精準(zhǔn)一致，橋墩產(chǎn)生高度誤差造成橋面不平順的情況，對(duì)于這種情況一般采用調(diào)高支座來解決[1]。羅輝[2]提出并研究了一種利用螺紋調(diào)高的支座；金家康[3]對(duì)一種填充聚氨酯調(diào)高支座進(jìn)行了壓縮、轉(zhuǎn)動(dòng)等試驗(yàn)；汪洋[4]提出并研究了可調(diào)高度式支座，并驗(yàn)證了其可調(diào)高的功能；裴薈蓉[5]提出一種注射填充調(diào)高方式的支座，對(duì)其工作狀態(tài)下的力學(xué)性能進(jìn)行實(shí)驗(yàn)分析。

目前對(duì)于調(diào)高支座的研究大多都是采用螺紋調(diào)高、填充調(diào)高和墊板調(diào)高，對(duì)于楔形塊調(diào)高方式的研究較少。因此本文對(duì)一種采用楔形塊調(diào)高的可調(diào)高智能支座進(jìn)行數(shù)值分析，主要分析可調(diào)高支座在不同工作狀態(tài)和外部荷載作用下的受力性能以及支座在設(shè)計(jì)承載力下調(diào)高的可行性，驗(yàn)證其是否能滿足設(shè)計(jì)要求，有效解決地基沉降、橋梁傾覆偏載引起的橋梁不平順問題。

1 可調(diào)高智能支座構(gòu)造

可調(diào)高智能支座主要構(gòu)件有調(diào)高頂板、楔形塊、支座底板、支座芯體、測力承載體、盆腔體等。可調(diào)高智能支座主要是通過千斤頂擠壓楔形塊，使楔形塊沿著斜面產(chǎn)生相對(duì)滑動(dòng)從而實(shí)現(xiàn)高度調(diào)節(jié)。該支座的豎向設(shè)計(jì)承載力為150 kN，水平設(shè)計(jì)承載力為15 kN，可容許的位移量為±50 mm，可調(diào)節(jié)高度為0～5 mm。

1.1 主要構(gòu)件功能

調(diào)高頂板：采用鑄鋼或厚鋼板制成，上表面與橋梁連接，下表面斜面設(shè)有不銹鋼板與楔形塊緊密貼合，兩側(cè)有螺栓孔通過螺栓與底板固定防止順橋向產(chǎn)生滑動(dòng)。

楔形塊：采用鑄鋼制成，楔形塊上表面設(shè)有聚四氟乙烯板，與調(diào)高頂板下表面的不銹鋼板緊密貼合，聚四氟乙烯板與不銹鋼板之間的摩擦系數(shù)通常小于0.1，因此可以通過楔形塊與調(diào)高頂板之間的相對(duì)滑動(dòng)來實(shí)現(xiàn)支座高度的調(diào)節(jié)。

支座底板：采用鑄鋼制成，上部設(shè)有不銹鋼板以減少楔形塊滑動(dòng)的摩擦力，同時(shí)承受并傳遞上部荷載給下部測力元件。

傳感裝置：內(nèi)部設(shè)有測力元件，傳感裝置位于鋼制盆腔體中，可以限制傳感器橫橋向的變形，一定程度上提高了豎向承載力。

盆腔體：采用Q235鋼制成，上部承載著測力承載體，下部與橋墩緊密接觸。

可調(diào)高智能支座是在普通鋼支座上設(shè)置了測力元件以及調(diào)高裝置，支座的結(jié)構(gòu)如圖1所示?？烧{(diào)高智能支座傳力機(jī)理如圖2所示。

1支座芯體，2盆腔體，3測力承載體，4調(diào)高頂板，5底板，6調(diào)節(jié)槽，7楔形塊圖1 可調(diào)高智能支座豎結(jié)構(gòu)

圖2 傳力機(jī)理

1.2 材料特性

除耐磨板采用聚四氟乙烯材料，不銹鋼板采用06Cr19Ni10材料，其余零件采用Q235結(jié)構(gòu)鋼，其性能滿足GB700技術(shù)要求，具體參數(shù)如表1所示。

表1 支座材料參數(shù)

不銹鋼板(06Cr19Ni10)執(zhí)行GB/T4237—2009《不銹鋼熱軋鋼板和鋼帶》標(biāo)準(zhǔn)，主要力學(xué)性能指標(biāo)如表2所示。

表2 不銹鋼力學(xué)性能指標(biāo)

2 調(diào)高可行性分析

2.1 調(diào)高頂升力可行性

支座調(diào)高主要是通過千斤頂頂壓楔形塊兩側(cè)的受力板使兩個(gè)楔形塊產(chǎn)生相互遠(yuǎn)離的位移從而實(shí)現(xiàn)高度調(diào)節(jié)，其受力分析如圖3所示。

圖3 楔形塊受力分析

對(duì)調(diào)高頂板進(jìn)行受力分析，有

(1)

式中：F1為調(diào)高頂板對(duì)楔形塊的面載荷;F為支座設(shè)計(jì)載荷;θ為楔形塊斜面與水平面的夾角;μ1為不銹鋼板與聚四氟乙烯板的摩擦因數(shù)。

對(duì)楔形塊進(jìn)行受力分析，由于是對(duì)稱結(jié)構(gòu)，所以只需對(duì)一個(gè)楔形塊進(jìn)行受力分析。

(2)

式中：F為支座設(shè)計(jì)載荷;FN為頂升荷載;θ為楔形塊斜面與水平面的夾角;μ1、μ2為不銹鋼板與聚四氟乙烯板的摩擦因數(shù)。

不銹鋼板與聚四氟乙烯板之間的摩擦系數(shù)通常小于0.08，在涂有硅脂的情況下摩擦系數(shù)通常取0.03。在θ=5°時(shí)，在150 kN的豎向力作用下，所需水平頂升力約為12 kN，不到豎向承載力的1/10，利用千斤頂?shù)裙ぞ咄耆梢詫?shí)現(xiàn)支座高度的調(diào)節(jié)，本文所研究的支座θ=13.5°，在設(shè)計(jì)承載力的作用下需要24 kN的水平頂升力，理論上是可行的。

2.2 調(diào)高高度可行性

支座調(diào)節(jié)高度是通過犧牲楔形塊的水平位移X，產(chǎn)生調(diào)高頂板的豎向位移Y。其關(guān)系表達(dá)式為：

Y=tanθ*X，

(3)

式中：Y為調(diào)高頂板的豎向位移;X為楔形塊的水平位移;θ為楔形塊上表面的坡度。

本文所研究的支座θ=13.5°，X方向能夠移動(dòng)的最大位移為42.5 mm，因此該支座可調(diào)高的高度約為10.2 mm， 滿足廠家給出的0～5 mm的調(diào)高高度。

3 可調(diào)高智能支座數(shù)值模擬

3.1 有限元模型的建立及單元?jiǎng)澐?/h3>

利用Space Claim軟件建立可調(diào)高智能支座有限元模型，通過Hypermesh進(jìn)行網(wǎng)格劃分，共劃分80 744個(gè)單元，單元類型為solid185六面體單元。將模型導(dǎo)入Workbench后對(duì)各部件之間的接觸面的接觸方式進(jìn)行設(shè)置，支座有限元模型與網(wǎng)格劃分模型如圖4所示。

(a) 有限元模型 (b) 網(wǎng)格劃分模型圖4 可調(diào)高智能支座模型

3.2 接觸設(shè)置

調(diào)高頂板和楔塊之間主要是通過不銹鋼與聚四氟乙烯材料進(jìn)行接觸，定義為Frictional接觸，摩擦系數(shù)設(shè)置為0.03，調(diào)高底板與楔形塊之間接觸材料也是類似。調(diào)高底板與支座芯體之間進(jìn)行粘結(jié)處理，綁定底板與支座芯體的接觸面需限制摩擦的產(chǎn)生，支座芯體與測力承載體之間也不允許有摩擦產(chǎn)生，測力承載體與盆腔體之間同樣也需要限制其摩擦保證測力的精準(zhǔn)性[6]，因此將其設(shè)置為Bond接觸。因?yàn)槁菟ú蛔鳛橹攸c(diǎn)力學(xué)研究對(duì)象，因此兩側(cè)用于連接調(diào)高頂板和底板的螺栓，不考慮螺紋與螺紋孔的接觸，將其簡化設(shè)置為Bond接觸。

3.3 荷載工況

為保證新型調(diào)高支座的安全性能，根據(jù)調(diào)高支座的安全性設(shè)計(jì)要求[7]，當(dāng)支座處于最大工作高度時(shí)，支座要能夠承受其1.5倍的設(shè)計(jì)承載力，才能保證在使用過程中有較大的安全儲(chǔ)備。在建模時(shí)，建立支座最小工作高度和最大工作高度兩種模型，分為4種工況，具體如表3所示。

表3 荷載工況

3.4 支座有限元模型驗(yàn)證

根據(jù)有限元模型在豎向與水平荷載作用下支座的位移與荷載關(guān)系計(jì)算支座剛度，與支座實(shí)際剛度進(jìn)行對(duì)比，驗(yàn)證模型是否合理[8]。在水平和豎向荷載作用下，調(diào)高頂板荷載位移的數(shù)值如表4所示。由表4可以看出在水平荷載相同的情況下，支座的豎向荷載變大會(huì)引起支座的水平剛度隨之增加，在本工況下支座實(shí)際受到的支座反力為225 kN，此時(shí)支座的實(shí)際水平剛度大約為305 kN/m，與支座剛度設(shè)計(jì)值相差1.6%，說明該模型合理。

表4 調(diào)高頂板的Z向水平位移

4 可調(diào)高支座有限元結(jié)果分析

在各工況下各部件應(yīng)力云圖如圖5所示，從左至右依次為4種工況下的應(yīng)力圖。通過圖5可以看出，調(diào)高頂板與楔形塊和底板接觸區(qū)域時(shí)應(yīng)力值顯著高于其他區(qū)域，符合支座的傳力方式；測力芯體的應(yīng)力分布較為均勻，外圍區(qū)域應(yīng)力值略大于中心區(qū)域，但在第2和4工況下調(diào)高頂板與底板均出現(xiàn)應(yīng)力集中現(xiàn)象，是因?yàn)橹ё恍ㄐ螇K頂升后只有楔形塊承受上部荷載，受力面積變小造成了應(yīng)力集中。對(duì)比后發(fā)現(xiàn)由于高度發(fā)生變化，支座的傳力方式發(fā)生變化(由楔形塊和底板共同受力變?yōu)橹挥行ㄐ螇K受力)造成楔形塊以及調(diào)高頂板與楔形塊接觸區(qū)域出現(xiàn)應(yīng)力集中現(xiàn)象，同時(shí)可以看出支座底板出現(xiàn)圓形應(yīng)力集中現(xiàn)象，主要是因?yàn)殡S著楔形塊間距的變大，楔形塊會(huì)對(duì)測力芯體上部底板產(chǎn)生向上彎曲的彎矩，造成底板對(duì)測力芯體的應(yīng)力分布不均勻(底板受力及受力區(qū)域如圖6所示)，因此需要考慮合適的調(diào)高高度，保證測力芯體的受力均勻。

(a) 調(diào)高頂板應(yīng)力

(a)底板受力區(qū)域 (b)底板受力示意圖D1楔形塊作用區(qū)，D2測力芯體作用區(qū)，F(xiàn):楔形塊傳遞的作用力，N測力芯體支持力圖6 底板受力區(qū)域及受力示意圖

工作狀態(tài)發(fā)生改變后，若頂板、楔形塊、底板的應(yīng)力數(shù)值變化幅度較大，則下部部件應(yīng)力變化較小，因此對(duì)上部結(jié)構(gòu)的材料性能應(yīng)作出較高的要求。綜上可知，由于水平荷載的作用各部件的應(yīng)力云圖均有向荷載方向發(fā)生偏移，其對(duì)應(yīng)的最大應(yīng)力值略有增加但變化不大，最大應(yīng)力值如表5、6所示。

由表5、6結(jié)合應(yīng)力云圖可以看出楔形塊的上表面聚四氟乙烯板最大應(yīng)力值均超過了30 MPa，根據(jù)《橋梁球型支座》(GB/T17955—2009) 規(guī)定，聚四氟乙烯板的材料強(qiáng)度不低于30 MPa，這就使支座的設(shè)計(jì)承載力產(chǎn)生不安全的因素。因此在設(shè)計(jì)過程中可以選擇高強(qiáng)度的聚四氟乙烯材料，或者增加楔形塊的寬度來分?jǐn)偸芰?，減輕應(yīng)力集中現(xiàn)象，其余部件均滿足使用要求。

表5 4種工況下調(diào)高頂板、楔形塊、調(diào)高底板最大應(yīng)力值

表6 4種工況下支座芯體、測力承載體、盆腔體最大應(yīng)力值

5 結(jié)論

1) 推導(dǎo)了支座在頂升過程中頂升力-豎向力以及水平位移-豎向位移關(guān)系，繪制了在特定角度下的圖像，并計(jì)算出本支座最大調(diào)高量以及在設(shè)計(jì)荷載下所需的頂升力的大小。

2) 通過有限元模型模擬荷載-位移值，求得所建模型的水平剛度。對(duì)比后發(fā)現(xiàn)與廠家提供的水平剛度近似相符，證明有限元模型合理可靠。

3) 在設(shè)計(jì)荷載下，調(diào)高頂板、底板、支座芯體、測力承載體、盆腔體整體應(yīng)力均在合理的強(qiáng)度設(shè)計(jì)范圍內(nèi)，滿足使用要求。

4) 支座隨著調(diào)高量的增加，底板對(duì)支座芯體的應(yīng)力愈加不均勻，應(yīng)考慮適當(dāng)?shù)恼{(diào)高范圍減少支座芯體應(yīng)力分布不均勻現(xiàn)象。同時(shí)支座上部結(jié)構(gòu)的應(yīng)力隨著調(diào)高量的增加變化較大，對(duì)于上部結(jié)構(gòu)材料強(qiáng)度應(yīng)作出較高要求。

5) 豎向荷載作用下，楔形塊中聚四氟乙烯板最大應(yīng)力值超過了強(qiáng)度設(shè)計(jì)值30 MPa。設(shè)計(jì)過程中可選擇高強(qiáng)度的聚四氟乙烯材料，或者增加楔形塊的寬度分?jǐn)偸芰Γ瑴p輕應(yīng)力集中現(xiàn)象。