多向測力球型鋼支座力學性能分析及參數選取

鄭曉龍，薛 鵬，樊啟武，金怡新

(中鐵二院工程集團有限責任公司，四川 成都 610031)

多向測力球型鋼支座力學性能分析及參數選取

鄭曉龍，薛 鵬，樊啟武，金怡新

(中鐵二院工程集團有限責任公司，四川 成都 610031)

多向智能測力支座是在普通球型鋼支座的基礎上開發的一種新型支座，它以內部設置有測力元件的球型鋼支座為核心部件，包含數據自動采集處理與傳輸模塊，能夠自動測量橋梁豎向和任意方向水平荷載、定時傳輸測試數據，具備橋梁受力狀態實時分析和預警等功能。多向測力支座的力學性能分析涉及到幾何、材料、接觸非線性問題。本文利用大型有限元分析軟件ANSYS建立多向測力支座有限元模型，著重對測力元件的力學性能進行分析計算，得到其應力分布規律，為多向測力支座的設計和選用提供參考。

多向測力支座 測力元件 接觸非線性 有限元分析

隨著高速鐵路的建設和西部山區鐵路網的擴展，山區鐵路橋梁占線路比例越來越高。為確保列車的安全運營，監測橋梁是否處于良好的工作狀態，是避免出現災難性事故必不可少的措施［1］。以球型鋼支座為基礎研發的測力支座能夠實時反映支座的受力情況，為橋梁施工和養護維修提供可靠數據。當地震、颶風、車輛船只碰撞等偶然事件發生時，通過測力支座監測受力情況，對事件及時做出預警，判斷結構安全狀態，具有極高的技術與社會經濟價值［2］。然而測力支座的設計計算目前并沒有相應規范可供參考，本文根據美國公路橋梁設計規范《LRFD Bridgedesign specifications 1994》以及《橋梁球型支座》(GB/T 17955—2009)對多向測力支座進行試設計，利用大型有限元分析軟件ANSYS建立多向測力支座有限元模型，著重分析和探究支座測力元件的力學性能，同時在保證安全性的前提下，提高測量部位的受力敏感性，對測力元件結構進行優化設計，使得測量的數據更精確。

1 測力支座構造簡介

多向測力支座屬于球型鋼支座的一種，是在普通球型鋼支座上設置了測力元件。球型鋼支座的主要部件為上支座板、球冠襯板、平面耐磨板、曲面耐磨板及下支座板等［3-4］，如圖1所示。這種支座通過上支座板與球冠襯板間的平面滑動來實現水平位移，通過下支座板與球冠襯板間的球面接觸實現轉動功能。

圖1 普通球型鋼支座結構示意

多向測力支座在普通球型鋼支座上設置了水平測力元件和豎向測力元件，如圖2所示。水平測力元件為環狀結構，設置在上支座板與活塞之間，通過限位裝置固定，內外壁分別與上支座板、活塞接觸，傳感器水平布置于水平測力元件上。豎向測力元件為圓餅狀結構，設置在活塞與下支座板之間，頂面與活塞接觸，底面與下支座板接觸，傳感器豎向布置于豎向測力元件上。

圖2 多向測力支座結構示意

多向測力支座水平荷載傳遞路線為梁底傳至上支座板，上支座板傳至水平測力元件，水平測力元件傳至活塞，再由活塞傳遞至下支座板，至墩臺。多向測力支座豎向荷載傳遞路線為梁底傳至球冠襯板，球冠襯板傳至活塞，再由活塞傳至豎向測力元件，最后傳至下支座板，至墩臺。水平測力元件與豎向測力元件相互獨立，互不干擾。測力元件的材料為40cr，上面開有一定數量和尺寸的凹槽，使應力適當集中以便實時測得測力元件的應力變化。40cr材料性能參數良好，抗拉強度σb≥980 MPa，屈服點 σs≥785 MPa，彈性模量為210 GPa，泊松比為0.3，具有良好的綜合力學性能和良好的低溫抗沖擊韌性和較低的缺口敏感性［5-6］。

2 測力元件簡介

測力元件為集成了傳感器元件的測力支座零件，為了使所測數據相互獨立互不干擾，分別設置豎向測力元件和水平測力元件。

2.1 豎向測力元件

豎向測力元件只承擔豎向力的傳遞，在應力敏感部位裝配測力傳感器反映豎向力的變化，豎向測力傳感器在測力元件上的布置方式如圖3所示(x1，x2，y1，y2)。

圖3 豎向測力傳感器位置示意

2.2 水平測力元件

水平測力元件只承擔水平力的傳遞，在應力敏感部位裝配測力傳感器反映水平力的變化，水平測力傳感器布置方式如圖4所示。

3 測力支座力學性能分析及參數選取

本文多向測力支座豎向設計承載力為3 000 kN，水平設計承載力為450 kN，結構形式為固定型球型鋼支座。由于球型鋼支座技術已較成熟并在國內外大中型橋梁上廣泛應用，相關文獻已對球型鋼支座進行了細致分析，包括球型鋼支座的試驗性能研究、球型鋼支座的力學性能分析［7-8］等，故本文雖建立了測力支座整體有限元模型，但著重對測力元件的力學性能和參數進行研究探討，考察其應力分布情況。

圖4 水平測力傳感器位置示意

3.1 有限元模型的建立及單元劃分

利用大型有限元分析軟件ANSYS建立多向測力支座整體有限元模型(圖5)。多向測力支座有限元模型采用Solid185六面體單元和Solid92四面體單元，共劃分單元105 877個(圖6)。有限元模型同時考慮了幾何非線性、材料非線性以及接觸非線性的影響，模型單元網格劃分完成后，在各零件接觸面上覆蓋接觸對單元CONTA174和TARGE170，以模擬各零件之間的接觸。

圖5 支座有限元模型

圖6 支座模型網格劃分

3.2 荷載工況及邊界條件

工況1:支座僅受豎向力，支座底面全約束，豎向荷載3 000 kN對應的豎向面壓力77.04 MPa。綜合考慮材料安全性和構造要求將控制參數設定為:頂面凸臺高度以1 mm為間隔在0～10 mm變化、凸臺受力面角度以5°為間隔在30°～90°變化、中部開孔角度以5°為間隔在0～60°變化，研究調整控制參數變化對應力結果的影響，取得最優參數。

工況2:支座僅受水平力，支座底面全約束及頂面豎向約束，水平荷載450 kN對應的面壓力19.48 MPa。綜合考慮材料安全性和構造要求將控制參數設定為:測力元件圓環厚度以5 mm為間隔在10～40 mm變化、凹槽深度以1 mm為間隔在0～10 mm變化和凹槽寬度以5°為間隔在0～80°變化，研究調整控制參數對應力結果的影響，分析傳感器位置的應力變化，選取最優參數。

3.3 有限元計算及結果分析

3.3.1 工況1

考慮豎向測力元件凸臺高度、凸臺受力面角度、開孔角度的變化，研究豎向測力元件傳感器位置的應力分布情況。

模型優化1:改變頂面凸臺高度，以1 mm遞增，從1 mm變化至 10 mm，本文僅列出凸臺高度為 2，5，10 mm應力結果，如表1所示。

表1 頂面凸臺高度變化對豎向測力元件應力的影響

通過表1可以看出:凸臺高度從2～10 mm，主應力僅增加了0.4%～0.7%，組合應力滿足40cr材料的安全性能，凸臺高度的變化對考察部位應力影響很小。再綜合支座易加工性，最終選取凸臺高度5 mm。

模型優化2:改變頂面凸臺受力面角度，以5°遞增，從30°變化至90°。本文僅列出凸臺受力面角度為30°，55°，70°應力結果，如表2所示。

表2 頂面凸臺受力面變化對豎向測力元件應力的影響

根據表2可以得出:受力面從30°～70°，主應力減小36.9% ～46.3%，組合應力在40cr材料的安全范圍，應力變化比較明顯。綜合支座安全性、結構穩定性、易加工和測力敏感性，最終選取受力面角度為55°。

模型優化3:改變中部開孔角度，以5°遞增，從0°變化至60°。本文僅列出中部不開孔、開孔角度15°、開孔角度30°應力結果，如表3所示。

表3 中部開孔對豎向測力元件應力的影響

從表3可以得出:開孔角度從0～15°，主應力減小4.76%～3.96%，開孔角度從15°～30°，主應力增加5.98%～5.42%;組合應力在安全范圍內。可以看出開孔角度對考察部位應力影響不明顯，綜合支座易加工、易裝配性，最終采取不開孔結構。

從表1至表3可以看出:豎向測力元件傳感器布置點的主應力分布主要集中在60～90 MPa，為測力傳感器的最優監測范圍;頂面凸臺的高度變化對豎向測力元件應力分布影響很小，凸臺高度越高，豎向測力元件壓應力越大;凸臺受力面角度變化對豎向測力元件應力分布影響較大，凸臺受力面角度越大，豎向測力元件壓應力越小;豎向測力元件中部開孔角度對應力分布影響很小。故豎向測力元件應力分布的主要控制參數為凸臺受力面角度，通過改變凸臺受力面角度大小，得到所需的應力取值。

3.3.2 工況2

考慮水平測力元件圓環厚度、豎向凹槽深度、豎向凹槽寬度的變化，研究水平測力元件傳感器位置的應力情況。

模型優化 1:改變圓環厚度，以 5 mm遞增，從10 mm變化至40 mm。本文僅列出10，35，50 mm應力結果，如表4所示。

表4 圓環厚度對水平測力元件應力的影響

從表4可以看出:圓環厚度從10 mm到50 mm，主應力增加85.0%～18.9%，組合應力在40cr材料安全范圍。綜合支座安全性、易加工和測力敏感性，圓環厚度取35 mm。

模型優化2:改變豎向凹槽深度，以1 mm遞增，從0變化至10 mm。本文僅列出無豎向凹槽、凹槽深度2 mm、凹槽深度5 mm應力結果，如表5所示。

表5 凹槽深度對水平測力元件應力的影響

從表5可以看出:凹槽深度在0 mm時應力分布并不集中，不能有效通過傳感器測得支座的水平受力狀態;凹槽深度從2 mm到5 mm，主應力增加10.10%～1.88%，組合應力在40cr材料安全范圍。綜合支座安全性、易加工和測力敏感性，凹槽深度取2 mm。

模型優化3:改變豎向凹槽寬度，邊角以5°遞增，從0變化至80°。本文僅列出凹槽寬度0，30°，60°應力結果，如表6所示。

表6 凹槽寬度對應力的影響

從表6可以看出:凹槽寬度為0時，應力分布并不集中，不能有效通過傳感器測得支座的水平受力狀態;凹槽寬度從30°到60°，主應力減小3.88%，組合應力在40cr材料安全范圍。綜合支座安全性、易加工和測力敏感性凹槽寬度取30°。

從表4至表6可以看出:如果水平測力元件上不設置豎向凹槽則所測部位應力不能集中，傳感器很難測得此時的彎曲應力;豎向凹槽深度對彎曲應力分布影響較大，凹槽越深彎曲應力越大，故需通過反復試算和有限元分析確定凹槽深度，使得傳感器既能較好測得彎曲應力，又可保證測力元件的安全性;豎向凹槽寬度越大彎曲應力分布集中程度越低，故需經過試算和有限元分析確定合適的凹槽寬度;圓環的厚度太薄，影響水平測力元件的安全性，但是厚度越大彎曲應力越小，故圓環的厚度亦需經過試算和有限元分析確定。

4 結論

豎向、水平測力元件的幾何形狀和相關參數可以通過有限元分析、對比和優化獲得，綜合考慮支座安全性、穩定性、易加工、易裝配的原則和相關參數對應力敏感性的影響，可得如下結論:

1)優化后測力元件參數為:豎向測力元件凸臺高5 mm，受力面角度為55°，中部不開孔;水平測力元件圓環厚度35 mm，凹槽深度為2 mm，凹槽寬度取30°。

2)在保證結構穩定性的前提下，頂面凸臺受力面角度是影響豎向測力元件壓應力分布的主要因素，受力面角度越大壓應力越小;故需合理設置受力面角度大小，以達到傳感器所需求的應力分布范圍。

3)水平測力元件豎向凹槽深度、寬度以及圓環厚度都對其彎曲應力影響較大，其中凹槽的深度和寬度是控制因素。凹槽深度和寬度越大水平測力元件上彎曲應力也越大，但不能一味增大凹槽尺寸，以免影響測力元件安全性。

本文僅分析了豎向荷載作用下豎向測力元件和水平荷載作用下水平測力元件的應力分布情況，偏心荷載作用、豎向荷載和水平荷載共同作用等工況下測力元件的應力分布狀況等有待進一步研究。此外，多向測力支座性能試驗、試驗結果與有限元結果的對比分析還有待進行。

［1］范立礎，胡世德，葉愛君．大跨度橋梁抗震設計［M］．北京:人民交通出版社，2001．

［2］尚守平，雷振海．新型免維護鋼支座有限元分析與試驗研究［J］．施工技術，2013，42(17):61-64．

［3］中華人民共和國交通運輸部．GB/T 17955—2009 橋梁球型支座［S］．北京:中國標準出版社，2009．

［4］中華人民共和國鐵道部．TB/T 3320—2013 鐵路橋梁球型支座［S］．北京:中國鐵道出版社，2013．

［5］國家質量監督檢驗檢疫總局．GB/T 3077—1999 合金結構鋼［S］．北京:中國標準出版社，2000．

［6］國家質量監督局．GB/T 17107—1997 鍛件用結構鋼牌號和力學性能［S］．北京:中國標準出版社，1998．

［7］莊學真，周福霖，魏陸順．橋梁球型支座力學性能試驗研究［J］．黑龍江:哈爾濱商業大學學報(自然科學版)，2005．

［8］羅勇歡，李世珩，夏俊勇，等．抗拉拔球型支座結構與性能研究［J］．鐵道建筑，2013(3):46-49．

(責任審編 孟慶伶)

U433.36

:ADOI:10．3969/j．issn．1003-1995．2015．08．05

2015-04-01;

:2015-05-06

鄭曉龍(1976— )，男，四川自貢人，高級工程師，工程碩士。

1003-1995(2015)08-0016-04