石開榮 潘文智 姜正榮 呂俊鋒 盧永徽

(1.華南理工大學(xué)土木與交通學(xué)院, 廣州 510640； 2.華南理工大學(xué)亞熱帶建筑科學(xué)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室, 廣州 510640)

由于結(jié)構(gòu)形式和受荷方式的多樣性，空間結(jié)構(gòu)的支座通常處于復(fù)雜的受力狀態(tài)[1-3]，因而支座的受力性能及其設(shè)計與構(gòu)造等方面是目前的研究熱點(diǎn)。沈銀瀾等針對球型支座在水平力作用下轉(zhuǎn)動靈活性減弱的缺點(diǎn)，提出了相應(yīng)的改進(jìn)方法，并對其進(jìn)行驗(yàn)算及相關(guān)試驗(yàn)[2]；石開榮等對復(fù)雜鋼結(jié)構(gòu)球型鉸支座的壓轉(zhuǎn)性能進(jìn)行了試驗(yàn)研究和理論分析，并提出了軸壓荷載下支座的轉(zhuǎn)動剛度模型[3]。婁峰等對大噸位球型支座進(jìn)行了包括壓轉(zhuǎn)、壓剪及軸壓等受力狀態(tài)下的試驗(yàn)[4]；李軍依據(jù)試驗(yàn)和有限元分析等手段合理設(shè)計了超大噸位的球型支座[5]；裴薈蓉等提出可補(bǔ)充硅脂的球型鋼支座并進(jìn)行了相關(guān)試驗(yàn)研究[6]；彭天波等開發(fā)了雙曲面球型減隔震支座[7]；Burtscher等通過布置加強(qiáng)鋼板來構(gòu)成兩個主軸方向具有不同剪切剛度的高阻尼橡膠支座以用于結(jié)構(gòu)隔震[8]；Markou等基于流體學(xué)模型，提出高阻尼橡膠支座的一系列一維力學(xué)模型，并推廣應(yīng)用到雙向水平運(yùn)動以及時變豎向荷載的工況[9]。

廣州白云國際機(jī)場T2航站樓采用了大噸位的球型鉸支座。不同荷載工況下，該支座既要承擔(dān)較大的豎向拉、壓荷載，還需抵抗一定水平荷載的能力，其設(shè)計及構(gòu)造較為復(fù)雜。為此，本文在支座轉(zhuǎn)動性能的研究基礎(chǔ)上[3]，進(jìn)一步對其在軸壓荷載作用下的剪切性能進(jìn)行了理論分析及試驗(yàn)研究。

1 球型支座基本參數(shù)

廣州白云國際機(jī)場T2航站樓(圖1)鋼屋蓋布置了兩種球型鉸支座，分別為DBQJZ-GD-3000(2000)-5C和DBQJZ-GD-5000(1000)-2C。本文以DBQJZ-GD-3000(2000)-5C球型鉸支座為研究對象，其構(gòu)造及尺寸等如圖2所示，支座抗壓、抗拔、水平承載力設(shè)計值分別為3 000，2 000，2 500 kN，允許位移轉(zhuǎn)角為0.02 rad。

圖1 廣州白云國際機(jī)場T2航站樓建筑效果Fig.1 The rendering of terminal T2 in Guangzhou Baiyun International Airport

1—側(cè)壁復(fù)合材料(SF-1)； 2—頂板地面不銹鋼板(1Cr18Ni9Ti)；3—傳力件(G20Mn5)； 4—抗拔件(Q345B)；5—上球鉸支撐件(Q345B)； 6—底座(Q345B)；7—支座殼體(G20Mn5QT)； 8—抗拔件滑板(PTFE)；9—傳力滑板(PTFE)； 10—螺帽(G20Mn5QT)；11—上球鉸支撐件滑板(PTFE)； 12—底座滑板(PTFE)；13—臨時固定裝置(Q235B)。圖2 復(fù)雜鋼結(jié)構(gòu)球型鉸支座剖面 mmFig.2 A vertical cross section of spherical hinged supports in the complex steel structure

2 有限元模擬分析

首先對該球型鉸支座在軸壓荷載下的剪切性能進(jìn)行有限元模擬。

2.1 有限元模型

2.1.1模型建立與網(wǎng)格劃分

根據(jù)圖2基于ABAQUS建立支座幾何模型，選用C3D8I單元進(jìn)行網(wǎng)格劃分，其中支座主要部件采用掃略網(wǎng)格劃分方式，支座上下部墊板采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分方式，網(wǎng)格密度為20～25 mm。依據(jù)支座的受力及構(gòu)造特點(diǎn)，多個部件間存在接觸問題，切向接觸摩擦系數(shù)取為0.03[10]，法向接觸為允許接觸后分離的硬接觸。

2.1.2材料參數(shù)

鋼材彈性模量為2.06×105MPa，泊松比為0.3，密度為7 850 kg/m3。依據(jù)《規(guī)范》[11-12]，Q345B低合金鋼材的屈服強(qiáng)度為275 MPa，抗拉強(qiáng)度取450 MPa；G20Mn5鑄鋼的屈服強(qiáng)度為300 MPa，極限強(qiáng)度為480 MPa；G20Mn5QT鑄鋼的屈服強(qiáng)度為300 MPa，極限強(qiáng)度為500 MPa。鋼材本構(gòu)關(guān)系取雙折線模型，屈服后剛度折減為原剛度的2%[13]，如圖3所示。采用SF-1或PTFE材料的部件通過改變接觸面的摩擦系數(shù)來體現(xiàn)。

圖3 鋼材的本構(gòu)模型Fig.3 The constitutive model of steel

2.1.3荷載及邊界條件

正式加載前先施加一微小的初始位移，使得部件間的接觸面處于初步接觸狀態(tài)，以保證接觸分析的準(zhǔn)確性。然后按3.2節(jié)試驗(yàn)步驟施加荷載。支座頂板為加載面，支座底板為邊界條件約束面，約束三個方向位移。有限元模型如圖4所示。

a—三維立體； b—剖面。圖4 支座有限元模型Fig.4 The finite element model of supports

2.2 有限元模擬結(jié)果

通過模擬分析可得到加載全過程的支座受力狀態(tài)及變形趨勢。軸壓荷載下隨著水平剪力的不斷增加，支座受剪過程如圖5所示。

a—施加軸力1 800 kN后，無水平剪力的狀態(tài)； b—施加剪力300 kN后的狀態(tài)； c—施加剪力1 500 kN后的狀態(tài)； d—施加剪力2 700 kN后的狀態(tài)； e—施加軸力至3 600 kN，且剪力達(dá)3 000 kN后的狀態(tài)。圖5 加載過程中支座的受力狀態(tài) MPaFig.5 Stress states of supports during loading

施加豎向軸壓荷載后支座頂部以及球鉸的底部應(yīng)力變化明顯，如圖5a所示；當(dāng)開始施加水平剪力時，支座各部件基本不發(fā)生明顯的變形，傳力件與球鉸右側(cè)出現(xiàn)壓應(yīng)力較大的區(qū)域，如圖5b所示；隨著水平剪力的增大，支座開始緩慢發(fā)生水平位移，并且由于豎向軸壓荷載的作用，也產(chǎn)生一定的轉(zhuǎn)動，支座頂部左側(cè)的應(yīng)力逐漸降低，如圖5c所示；隨著豎向軸力和水平剪力的增加，支座的傳力件與殼體內(nèi)側(cè)發(fā)生接觸并伴隨著較小的相對滑移，由此產(chǎn)生了新的傳力路徑，傳力件右側(cè)的應(yīng)力因此相應(yīng)降低，如圖5d所示；最后一級剪力施加前，軸壓荷載的增加，使得傳力件和球鉸的應(yīng)力突增且集中在右側(cè)，如圖5e所示。

3 試驗(yàn)裝置設(shè)計及試驗(yàn)過程

在有限元分析基礎(chǔ)上，對該球型鉸支座進(jìn)行足尺模型的壓剪性能試驗(yàn)研究。

3.1 試驗(yàn)裝置

本試驗(yàn)采用1∶1足尺原型支座試件，加載方式為：采用一臺千斤頂(1號)施加支座豎向荷載；采用另一臺千斤頂(2號)在水平方向上通過加載橫梁對支座試件施加水平荷載。建立三維模型以保證試件及加載千斤頂?shù)劝惭b定位的準(zhǔn)確，試驗(yàn)裝置如圖6所示。測點(diǎn)布置見圖7。

a—試驗(yàn)裝置立面，mm； b—試驗(yàn)裝置三維模型； c—試驗(yàn)裝置實(shí)物。1號千斤頂用于施加豎向壓力； 2號千斤頂用于施加水平剪力。圖6 試驗(yàn)裝置Fig.6 The test setup

圖7 測點(diǎn)布置Fig.7 Arrangements of measuring points

3.2 試驗(yàn)步驟及過程

支座豎向試驗(yàn)荷載取抗壓承載力設(shè)計值的1.2倍，即3 600 kN。水平試驗(yàn)荷載取支座水平承載力設(shè)計值的1.2倍，即3 000 kN。具體試驗(yàn)步驟如下[14]：

1)按圖6、7對支座試件、試驗(yàn)設(shè)備及儀器進(jìn)行安裝固定。其中，1號千斤頂施加豎向壓力荷載，2號千斤頂施加水平荷載(水平剪力)；通過位移及應(yīng)變系統(tǒng)測量支座試件的位移及應(yīng)變。

2)加載至水平承載力設(shè)計值的0.5%后，核對水平方向位移計及水平千斤頂數(shù)據(jù)，確認(rèn)無誤后，進(jìn)行預(yù)載。

3)預(yù)載。1號千斤頂施加豎向荷載至試驗(yàn)荷載最大值的50%(1 800 kN)，2號千斤頂施加至支座水平承載力設(shè)計值的20%(取500 kN)，恒載3 min，卸載至0，停載3 min。重復(fù)上述預(yù)載試驗(yàn)共3次。

4)正式加載。先將水平試驗(yàn)荷載均勻分為10級，1號千斤頂施加豎向荷載至試驗(yàn)荷載的50%(1 800 kN)；2號千斤頂以最大水平試驗(yàn)荷載的0.5%作為初始水平荷載，再逐級加載，每級荷載穩(wěn)壓2 min后采集并記錄相應(yīng)的試驗(yàn)數(shù)據(jù)；待2號千斤頂達(dá)到試驗(yàn)荷載的90%后，1號千斤頂加至支座最大豎向試驗(yàn)荷載(3 600 kN)，然后2號千斤頂加至最大試驗(yàn)荷載(3 000 kN)，穩(wěn)壓3 min后卸載。加載過程連續(xù)進(jìn)行3次。

試驗(yàn)過程中，首先施加豎向荷載，到達(dá)預(yù)定值后保持穩(wěn)定，然后開始逐級施加水平荷載，水平位移計讀數(shù)隨著水平剪力的增加不斷增大。試驗(yàn)過程中支座未出現(xiàn)破壞或異常情況。

4 試驗(yàn)數(shù)據(jù)與有限元模擬結(jié)果對比

4.1 水平位移

提取測點(diǎn)試驗(yàn)數(shù)據(jù)與相應(yīng)有限元結(jié)果，繪制支座剪切性能的剪力-水平位移曲線，如圖8所示。

圖8 剪力-水平位移曲線Fig.8 Relations between shear forces and horizontal displacement

圖8中3次試驗(yàn)的數(shù)據(jù)曲線可看出，支座水平剪切位移均隨著水平剪力的增大而增大，且基本呈線性關(guān)系，滿足GB/T 17955—2009《橋梁球型支座》[14]中荷載-水平變形曲線呈線性關(guān)系的規(guī)定；結(jié)合4.3節(jié)的應(yīng)力結(jié)果可知,加載過程中支座的變形處于彈性階段，未出現(xiàn)局部破壞現(xiàn)象。進(jìn)一步與有限元模擬結(jié)果進(jìn)行對比，3次試驗(yàn)數(shù)據(jù)與模擬結(jié)果吻合也較好，且發(fā)展趨勢一致，表明試驗(yàn)數(shù)據(jù)合理有效，能反映節(jié)點(diǎn)實(shí)際受力性能。

4.2 豎向位移

類似地，提取試驗(yàn)數(shù)據(jù)和有限元結(jié)果，得到支座中心點(diǎn)的豎向位移，試驗(yàn)最終的支座中心點(diǎn)豎向位移對比如表1所示。

表1 支座中心點(diǎn)的豎向位移Table 1 Vertical displacement of the central point of the support

支座中心點(diǎn)豎向位移D，向上為正，向下為負(fù)；誤差e是試驗(yàn)值與模擬值的差值占模擬值的百分比。

從三次試驗(yàn)值與模擬值的數(shù)值來看，支座中心點(diǎn)的豎向位移均較小，從差值百分比來看，試驗(yàn)值與模擬值較為吻合。

4.3 應(yīng)力結(jié)果

選取支座傳力件上的關(guān)鍵測點(diǎn)的試驗(yàn)數(shù)據(jù)與有限元結(jié)果進(jìn)行對比，測點(diǎn)應(yīng)變值為von Mises等效應(yīng)力，如圖9所示?？砂l(fā)現(xiàn)，對于5、7兩個測點(diǎn)(對應(yīng)圖7中的應(yīng)變花5、7)，試驗(yàn)曲線與模擬曲線的發(fā)展趨勢基本一致，均為單調(diào)增長，在施加完全部的軸力及最后一級剪力荷載后，應(yīng)力發(fā)生突增，這是由于軸力從1 800 kN大幅度增加到3 600 kN而產(chǎn)生的。另一方面，由圖中應(yīng)力變化曲線可看出理論模擬結(jié)果與部分實(shí)測數(shù)據(jù)略有偏離，經(jīng)分析：由于該球型支座節(jié)點(diǎn)組成部件較多，構(gòu)造復(fù)雜(圖2)，在加載全過程中節(jié)點(diǎn)受力變化規(guī)律也很復(fù)雜，實(shí)際試驗(yàn)加載過程和有限元分析模擬中均涉及到接觸非線性問題，支座節(jié)點(diǎn)部件間會產(chǎn)生相互錯動、滑移摩擦、分離甚至嵌入等復(fù)雜現(xiàn)象，從而加大了精細(xì)化模擬分析的難度并引起局部偏差。但圖中結(jié)果表明：有限元分析仍可較好地反映支座節(jié)點(diǎn)實(shí)際加載過程的受力行為。

a—傳力件上測點(diǎn)5； b—傳力件上測點(diǎn)7。圖9 關(guān)鍵測點(diǎn)應(yīng)力變化Fig.9 Changes of stress at critical measuring points

5 軸壓荷載下支座剪切剛度模型

根據(jù)圖8中支座的剪力-水平位移曲線基本為直線，因此可將支座的剪力-水平位移曲線簡化為線性模型。對3次試驗(yàn)的剪力-水平位移數(shù)據(jù)點(diǎn)及有限元模擬所得的數(shù)據(jù)點(diǎn)，采用最小二乘法進(jìn)行數(shù)據(jù)擬合，得到的曲線如圖10所示。

圖10 剪力-水平位移簡化曲線Fig.10 Fitting curves between shear forces and horizontal displacement

從圖10可知，擬合曲線與試驗(yàn)數(shù)據(jù)、數(shù)值模擬結(jié)果基本重合，支座剪切剛度為770 kN/mm，壓剪狀態(tài)下所擬合的支座剪切剛度模型可由式(1)表示。

F=770d

(1)

式中：F為水平方向的剪力，kN；d為水平位移，mm。

6 結(jié)束語

對廣州白云國際機(jī)場T2航站樓大噸位復(fù)雜球型鉸支座進(jìn)行了軸壓荷載下的剪切性能有限元模擬分析和足尺試驗(yàn)研究，得出結(jié)論：

1) 支座變形及應(yīng)力的試驗(yàn)數(shù)據(jù)及發(fā)展趨勢與有限元結(jié)果基本相符，測點(diǎn)應(yīng)力均低于鋼材屈服強(qiáng)度且富余較大。

2) 支座水平位移隨著水平剪力的增大而增大，且兩者基本呈線性關(guān)系，其剪切性能可滿足要求。

3) 基于整體結(jié)構(gòu)精細(xì)化分析的目的，提出了支座軸壓荷載下的擬合剪切剛度模型。