劉源保 鄧萬軍 伍大成 王劍明 鄒貽軍 梁家勇

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橋墩的不均勻沉降是引發(fā)多個(gè)支座間受力不均的主要因素，嚴(yán)重影響了橋梁的壽命和運(yùn)營安全[1]。因此，需要定期檢測(cè)橋梁支座的受力狀態(tài)并對(duì)支座高度進(jìn)行調(diào)整。傳統(tǒng)的支座本身不具備調(diào)節(jié)高度的功能，橋墩出現(xiàn)不均勻沉降時(shí)需要通過千斤頂頂升橋梁梁體后，在梁體與支座間增加墊板來改善支座受力。這種方式一般需要中斷交通，且施工復(fù)雜。目前，隨著螺紋調(diào)高、楔形塊調(diào)高、填充調(diào)高和液壓調(diào)高等技術(shù)的發(fā)展，調(diào)高支座正得到越來越多的應(yīng)用。

調(diào)高支座作為一種新興的支座，其性能特點(diǎn)是學(xué)者們關(guān)注的重點(diǎn)。羅輝等[2-3]應(yīng)用數(shù)值仿真和試驗(yàn)方法對(duì)一種螺紋調(diào)高支座展開研究，驗(yàn)證了螺紋調(diào)高支座的承載力和調(diào)高功能。曾永平等[4]介紹了一種楔形塊調(diào)高支座，并通過試驗(yàn)測(cè)試了支座的調(diào)高功能。夏俊勇等[5-6]介紹一種填充式的調(diào)高支座，并通過試驗(yàn)驗(yàn)證了支座填充物的穩(wěn)定性和強(qiáng)度。裴薈蓉等[7]對(duì)一種液壓調(diào)高測(cè)力支座的性能展開試驗(yàn)研究，驗(yàn)證了支座的調(diào)高和測(cè)力特性、穩(wěn)定性和安全性。楊國靜等[8-9]介紹一種基于高程檢測(cè)的楔形塊調(diào)高支座，并通過試驗(yàn)驗(yàn)證了支座的高程檢測(cè)和調(diào)高功能。目前，對(duì)調(diào)高支座的研究主要集中在調(diào)高功能和承載能力的驗(yàn)證上，對(duì)支座力檢測(cè)的研究較少，少量的支座力檢測(cè)技術(shù)為間接測(cè)量，系統(tǒng)復(fù)雜、精度有待驗(yàn)證，無法滿足現(xiàn)有橋梁對(duì)支座力智能監(jiān)測(cè)和調(diào)整的要求。

根據(jù)大廣高速南康至龍南段擴(kuò)能工程項(xiàng)目復(fù)雜地質(zhì)條件及對(duì)橋梁支座的特殊功能需求，設(shè)計(jì)一種調(diào)高測(cè)力支座，在建立支座的有限元模型的基礎(chǔ)上，通過數(shù)值仿真的方法對(duì)支座的性能展開研究。

1 調(diào)高測(cè)力支座的結(jié)構(gòu)及工作原理

調(diào)高測(cè)力支座是在常規(guī)球形支座的基礎(chǔ)上增加了調(diào)高模塊和測(cè)力模塊，以實(shí)現(xiàn)調(diào)高和測(cè)力功能，結(jié)構(gòu)示意見圖1。

1-頂板；2-耐磨滑板；3-楔形塊；4-上支座板；5-球冠襯板；6-球面座；7-測(cè)力體；8-下支座板。圖1 調(diào)高測(cè)力支座結(jié)構(gòu)圖

其中，頂板、楔形塊、上支座板，以及調(diào)高液壓頂推系統(tǒng)組成調(diào)高模塊，上支座板、球冠襯板和球面座為常規(guī)球形支座，測(cè)力體及測(cè)量系統(tǒng)組成測(cè)力模塊。調(diào)高功能通過在頂板斜面配合下楔形塊的水平移動(dòng)來實(shí)現(xiàn)。調(diào)高時(shí)液壓系統(tǒng)推動(dòng)楔形塊的滑移可以實(shí)現(xiàn)支座頂板的無極抬升，達(dá)到無極調(diào)高的目的。支座測(cè)力體上四周設(shè)置有應(yīng)變傳感器，傳感器布置圖見圖2，圖中溫度補(bǔ)償傳感器未示意。測(cè)量系統(tǒng)可實(shí)時(shí)采集測(cè)體力的應(yīng)變，通過預(yù)先標(biāo)定的豎向力-應(yīng)變曲線來實(shí)現(xiàn)測(cè)力功能。為了避免調(diào)高測(cè)力支座在長期使用后，由于傳感器的老化和衰減產(chǎn)生漂移影響測(cè)量數(shù)據(jù)的準(zhǔn)確性，需要結(jié)合楔形塊的推力數(shù)據(jù)定期對(duì)測(cè)力系統(tǒng)進(jìn)行修正和校核。

圖2 測(cè)力體傳感器布置圖

2 調(diào)高測(cè)力支座有限元模型的建立

為了合理模擬荷載分布，在支座頂板上部增加了材料為Q355B的圓柱體。圓柱體的半徑略大于支座頂板對(duì)角線長，高度為200 mm。調(diào)高測(cè)力支座各部件均為實(shí)體結(jié)構(gòu)，因此采用ABAQUS軟件提供的C3D8R六面體實(shí)體單元建立支座有限元模型，共計(jì)單元188 447個(gè)，節(jié)點(diǎn)240 746個(gè)，支座有限元模型見圖3。模型各部件接觸面之間均設(shè)置接觸對(duì)，接觸算法采用罰函數(shù)模型。模型的邊界條件為：下支座板下表面添加全約束，楔形塊兩側(cè)端面添加水平面X方向的位移約束，圓柱體上表面添加水平面X方向和Z方向的位移約束。支座豎向力均勻施加在圓柱體上表面。

圖3 調(diào)高測(cè)力支座有限元模型

調(diào)高測(cè)力支座除耐磨滑板外其余部件均采用Q355B材料制作，耐磨滑板為改性超高分子量聚乙烯材料制作。材料參數(shù)見表1。

表1 調(diào)高測(cè)力支座材料參數(shù)

3 有限元結(jié)果分析

3.1 分析模型

測(cè)力調(diào)高支座在設(shè)計(jì)承載力(3 000 kN)作用下，當(dāng)楔形塊間距變化時(shí)各部件的等效應(yīng)力最大值見表2。

表2 調(diào)高測(cè)力支座楔形塊間距不同時(shí)各部件的最大等效應(yīng)力

由表2可知，支座各部件的等效應(yīng)力最大值均隨楔形塊間距的增大而增大；當(dāng)楔形塊間距為200 mm時(shí)，鋼結(jié)構(gòu)中上支座板的等效應(yīng)力最大值最大，為269.7 MPa，小于材料屈曲極限355 MPa，耐磨滑板中楔形塊下耐磨滑板的等效應(yīng)力最大值最大，為67.0 MPa，小于材料屈曲極限80 MPa；上支座板的等效應(yīng)力最大值受楔形塊間距增大的影響最大，其次為楔形塊下耐磨滑板；楔形塊間距由0mm增大到200mm時(shí)，上支座板和楔形塊下耐磨滑板的等效應(yīng)力最大值分別增大了1.812倍和1.351倍。

調(diào)高測(cè)力支座在設(shè)計(jì)承載力作用下，楔形塊間距為200 mm時(shí)的等效應(yīng)力云圖見圖4。由圖4可知，上支座板的最大等效應(yīng)力出現(xiàn)在楔形塊滑移方向的中間區(qū)域上、下表面；當(dāng)楔形塊間距為200 mm時(shí)，楔形塊部分區(qū)域超出了球冠襯板的半徑范圍，造成了支座板中間區(qū)域產(chǎn)生了較大彎矩，對(duì)支座板的受力不利。

圖4 楔形塊間距為200 mm時(shí)調(diào)高

3.2 測(cè)力體應(yīng)變的影響因素分析

分析結(jié)果中，提取測(cè)力體四周傳感器布置位置處的應(yīng)變，并求得應(yīng)變平均值作為測(cè)力體的應(yīng)變。楔形塊間距為80 mm、楔形塊斜度為1∶8、滑動(dòng)面摩擦系數(shù)為0.02、支座轉(zhuǎn)角為0 rad時(shí)，調(diào)高測(cè)力支座測(cè)力體應(yīng)變隨支座豎向力變化的曲線見圖5。

圖5 支座豎向力-測(cè)力體應(yīng)變曲線

由圖5可知，測(cè)力體應(yīng)變隨支座豎向力的變化呈線性正相關(guān)。

楔形塊斜度為1∶10、滑動(dòng)面摩擦系數(shù)為0.02、支座轉(zhuǎn)角為0 rad、豎向力為3 000 kN時(shí)，調(diào)高測(cè)力支座測(cè)力體應(yīng)變隨楔形塊間距變化的曲線見圖6。

圖6 測(cè)力體應(yīng)變隨楔形塊間距變化的曲線

由圖6可知，測(cè)力體的應(yīng)變值隨著楔形塊間距增大而增大，且近似為線性關(guān)系；楔形塊間距由0 mm增大到200 mm時(shí)，測(cè)力體應(yīng)變值從229.1×10-6增大到279.9×10-6，增了22.2%。

楔形塊斜度、摩擦系數(shù)和支座轉(zhuǎn)角對(duì)調(diào)高測(cè)力支座測(cè)力體應(yīng)變的影響曲線見圖7。由圖7可知，楔形塊斜度、摩擦系數(shù)和支座轉(zhuǎn)角變化均對(duì)測(cè)力體應(yīng)變值隨著楔形塊間距的變化曲線影響很?。恍ㄐ螇K間距相同時(shí)，測(cè)力體應(yīng)變值最大偏差分別為0.2%、0.4%和0.8%。

圖7 測(cè)力體應(yīng)變隨楔形塊間距變化曲線

4 結(jié)論

本文建立了調(diào)高測(cè)力支座的有限元模型，首先對(duì)支座各部件的應(yīng)力狀態(tài)進(jìn)行了分析，然后針對(duì)支座的測(cè)力功能，給出了關(guān)鍵參數(shù)對(duì)測(cè)力體應(yīng)變的影響規(guī)律。得出以下結(jié)論。

1) 支座各部件的最大等效應(yīng)力值均隨楔形塊間距的增大顯著增大，且上支座板的等效應(yīng)力變化最為明顯；工作狀態(tài)下，各部件的等效應(yīng)力值均小于材料屈服強(qiáng)度，滿足使用要求。

2) 過大的楔形塊間距，會(huì)引起上支座板中間區(qū)域產(chǎn)生較大彎矩，導(dǎo)致支座板的安全系數(shù)接近1.3，趨于危險(xiǎn)，因此楔形塊的間距不宜過大。

3) 測(cè)力體應(yīng)變值隨支座豎向力和楔形塊間距的變化均呈線性，而楔形塊斜度、摩擦系數(shù)和支座轉(zhuǎn)角對(duì)測(cè)力體應(yīng)變的影響可以忽略，因此，可通過適當(dāng)增加楔形塊的斜度達(dá)到減小楔形塊調(diào)整間距的目的。