姚東東,王偉強，陳彥北，張銀喜，蔣瑞秋

(1.湘潭大學(xué) 機械工程學(xué)院，湖南 湘潭 411105;2.株洲時代新材料科技股份有限公司，湖南 株洲 412007)

盆式橡膠支座構(gòu)造簡單,滑動摩擦因數(shù)小，轉(zhuǎn)動靈活，具有承載能力大、容許支座位移量大、重量輕、高度低等優(yōu)點，特別適合在大中型連續(xù)梁橋等大跨度特大橋上使用[1]。當橋梁跨度較多或較大且梁高不大時，若使用梁墩固結(jié)的剛構(gòu)體系，盆式橡膠支座在溫度作用和地震作用下反應(yīng)較大，尤其是固定墩在水平地震作用下反力更大，難以滿足抗震要求，須與減震耗能裝置并聯(lián)使用[2-4]。常規(guī)情況下盆式橡膠支座容易出現(xiàn)鋼件裂紋及變形、位移、轉(zhuǎn)角超限等病害[5-6]。盆式橡膠支座安裝施工存在底盆變形甚至開裂、支座底部安裝不平整、活動支座位移方向與滑移方向之間夾角過大等問題。這會導(dǎo)致支座功能失效，甚至造成支座部件破壞[7]。

我國鐵路橋梁盆式橡膠支座的病害問題日益嚴重，但是對其破壞的影響因素尚待進行深入的研究。本文利用有限元軟件分析支座底盆破壞過程，為實際工程中支座的安裝施工及維護提供參考依據(jù)，并為后續(xù)盆式橡膠支座減隔震設(shè)計提供合理的對策與建議。

1 工程概況

武廣線株洲西湘江特大橋為七跨(64+5×100+64)m連續(xù)梁橋，采用縱向單墩固定的約束形式，其中11#墩安裝1個縱向活動型盆式橡膠支座與1個多向活動型盆式橡膠支座。檢查發(fā)現(xiàn)該縱向活動型盆式橡膠支座底盆發(fā)生了豎向開裂，上下錯開約15 mm，斷面生銹嚴重；另一側(cè)無明顯破壞，且該現(xiàn)象與文獻[5]中盆式橡膠支座底盆豎向開裂現(xiàn)象基本一致，見圖1(a)。支座底盆斷裂一側(cè)相應(yīng)的側(cè)向不銹鋼條被剪斷，受擠壓后卷曲變形，見圖1(b)。底盆左右兩側(cè)焊接的SF-1耐磨條無明顯破壞；底盆座平面度約1 mm，無明顯破壞；錨固螺栓無明顯破壞，且支座與墩柱墊石間的砂漿層無明顯破壞；其余橋墩的盆式橡膠支座均無明顯破壞。

圖1 盆式橡膠支座破壞情況

縱向活動型盆式橡膠支座(CKPZ-45000-ZX-e150-0.1g-C)高度為410 mm，上錨定板組件尺寸為 2 320 mm(縱橋向)×1 835 mm(橫橋向)。上下錨定鋼棒縱橋向間距分別為 2 035,1 465 mm；上下錨定鋼棒橫橋向間距分別為 1 270,1 815 mm。支座主要由活塞、承壓橡膠板、底盆、SF-1耐磨條、側(cè)面不銹鋼條、導(dǎo)軌、密封圈、黃銅密封圈、聚四氟乙烯耐磨板(PTFE耐磨板)、平面不銹鋼板等組成，見圖2。底盆為方形，通過PTFE耐磨板及平面不銹鋼板與導(dǎo)軌內(nèi)側(cè)頂面構(gòu)成縱向平面摩擦副，并通過SF-1耐磨板及側(cè)面不銹鋼條與導(dǎo)軌內(nèi)側(cè)2個側(cè)面構(gòu)成縱向側(cè)面摩擦副。支座主要鋼材采用Q345B，其設(shè)計參數(shù)為：豎向承載力 45 000 kN，水平承載力 10 125 kN，縱向位移±150 mm。

1—密封圈；2—黃銅密封圈；3—活塞；4—承壓橡膠板；5—底盆；6—SF-1耐磨板；7—平面不銹鋼板；8—PTFE耐磨板；9—導(dǎo)軌；10—側(cè)面不銹鋼條圖2 縱向活動盆式橡膠支座示意

正常情況下底盆承受支座豎向承載力、摩擦力、承壓橡膠板側(cè)向擴張力及橫橋向偶然發(fā)生的側(cè)向力，基本不會破壞。因此，從支座導(dǎo)軌側(cè)向耐磨條擠壓、卷曲現(xiàn)象可以看出：該支座縱橋向中心線與橋梁縱橋向中心線產(chǎn)生夾角。原因是在縱橋向溫度脹縮過程中底盆與導(dǎo)軌發(fā)生嚴重摩擦，影響支座在溫度位移作用下的滑動功能，導(dǎo)致橋梁縱橋向位移方向與支座滑移方向存在夾角。當支座底盆縱橋向外部兩側(cè)與導(dǎo)軌縱橋向?qū)Р蹆?nèi)側(cè)成對角線接觸時，此時該夾角約為0.57°(0.01 rad)，即為支座縱橋向滑移的臨界值。當夾角大于等于臨界值時，支座導(dǎo)軌限制了底盆的縱向滑移，支座形成自鎖，盆式橡膠支座由縱向活動型支座轉(zhuǎn)變成固定支座。

2 仿真分析

2.1 計算模型

為了分析在橋梁縱橋向中心線與盆式橡膠支座縱橋向中心線存在夾角時支座底盆的破壞過程，采用ABAQUS軟件建立縱向活動型盆式橡膠支座計算模型。為了便于建模與分析，根據(jù)不同的工況對邊界條件、計算模型等進行了簡化設(shè)置[8]。支座三維有限元網(wǎng)格模型由活塞、承壓橡膠板、底盆、PTFE耐磨板、導(dǎo)軌組成，見圖3。支座的鋼材部件用C3D8R實體單元模擬,PTFE耐磨板及承壓橡膠板用C3D8RH實體雜交單元模擬?；钊冉饘俨考肣345B鋼模擬；平面耐磨板采用PTFE耐磨板，2種材料的力學(xué)參數(shù)如表1所示。承壓橡膠板為邵氏硬度70 HA膠料的橡膠，并采用Mooney-Rivlin本構(gòu)模型進行模擬。

1—活塞；2—承壓橡膠板；3—底盆；4—PTFE耐磨板；5—導(dǎo)軌圖3 三維有限元網(wǎng)格模型

材料彈性模量/GPa泊松比摩擦因數(shù)屈服強度/MPa抗壓強度/MPa拉伸強度/MPaPTFE耐磨板0.50.40.04≥90≥30Q345B鋼2100.3345446

支座的具體設(shè)計工況為：工況1，極端條件下的正常工況(豎向荷載 45 000 kN，橫向水平荷載 10 125 kN，橋梁縱向位移±150 mm)；工況2，有夾角且無縱向位移(豎向荷載 45 000 kN，夾角為0.01 rad；工況3，有夾角及縱向位移(在工況2的基礎(chǔ)上，橋梁縱向位移±10 mm)。

2.2 仿真結(jié)果及分析

在工況1下，支座底盆、導(dǎo)軌及活塞的Mises應(yīng)力最大值分別為140，80，299 MPa，未超過Q345B鋼的屈服強度345 MPa，因此支座金屬部件均未發(fā)生屈服。由于底盆縱橋向橫截面處(斷裂破壞發(fā)生處)的Mises應(yīng)力最大值為52 MPa，相對于Q345B鋼的屈服強度，其安全系數(shù)為6.6?？梢姡词乖跇O端條件下，底盆仍有較高的安全系數(shù)，不會發(fā)生破壞。

圖4 底盆和導(dǎo)軌Mises應(yīng)力分布(單位： MPa)

在工況2下，支座整體的Mises應(yīng)力最大值為374 MPa，已超過Q345B鋼的屈服強度，因此支座已發(fā)生屈服。底盆和導(dǎo)軌Mises應(yīng)力分布如圖4所示。可知支座底盆、導(dǎo)軌的Mises應(yīng)力最大值分別為374，372 MPa，分別出現(xiàn)在底盆縱橋向一側(cè)和導(dǎo)軌導(dǎo)槽一側(cè)。由于底盆縱橋向橫截面處(斷裂破壞發(fā)生處)的Mises應(yīng)力最大值為50 MPa，相對于Q345B鋼的屈服強度，其安全系數(shù)為6.9。一般情況下，拉應(yīng)力會導(dǎo)致金屬材料斷裂破壞，因此提取了底盆的的最大主應(yīng)力，其正值為拉應(yīng)力。工況2下底盆的拉應(yīng)力為370 MPa，但位于底盆與導(dǎo)槽接觸部位的小部分，而其他部分以壓應(yīng)力為主。因此，在工況2下，底盆縱橋向橫截面處(斷裂破壞發(fā)生處)安全系數(shù)較高且以壓應(yīng)力為主，不會發(fā)生破壞。但底盆與導(dǎo)軌之間已形成夾角，導(dǎo)致兩者接觸部位產(chǎn)生異常的應(yīng)力集中，且已超過Q345B鋼的屈服強度，使金屬部件發(fā)生不可恢復(fù)的塑性變形，與導(dǎo)軌導(dǎo)槽內(nèi)側(cè)面耐磨條擠壓及卷曲的現(xiàn)象比較吻合。

在工況3下，支座整體的Mises應(yīng)力最大值為594 MPa，遠超過Q345B鋼的屈服強度，因此支座已發(fā)生嚴重屈服，特別是支座底盆與活塞接觸部位(縱橋向)，見圖5。支座底盆的Mises應(yīng)力分布見圖6，可知底盆在縱橋向一側(cè)發(fā)生大面積屈服，并在底盆縱橋向橫截面處(斷裂破壞處)比較明顯，Mises應(yīng)力達到359 MPa，該處與支座實物底盆發(fā)生斷裂破壞的位置基本吻合。底盆最大主應(yīng)力分布見圖7，可知底盆縱橋向橫截面處(斷裂破壞處)的拉應(yīng)力高達384 MPa，拉應(yīng)力水平較高，最大拉應(yīng)力位置與破壞位置比較吻合，解釋了斷裂破壞產(chǎn)生的原因。由此可知，工況3下橋梁縱向位移導(dǎo)致支座底盆與導(dǎo)軌導(dǎo)槽之間的接觸和摩擦情況嚴重惡化。由于導(dǎo)軌限制了底盆的縱向滑動，底盆與導(dǎo)槽之間產(chǎn)生擠壓。隨著橋梁縱向溫度位移的增加，支座底盆的變形會更大，且支座在底盆一側(cè)會發(fā)生塑性破壞。

圖5 支座整體Mises應(yīng)力分布(單位： MPa)

圖6 底盆橫截面Mises應(yīng)力分布(縱橋向)(單位： MPa)

圖7 底盆最大主應(yīng)力分布(單位： MPa)

3 夾角的影響分析

為了研究盆式橡膠支座縱橋向中心線與橋梁縱橋向中心線之間的夾角對支座底盆破壞的影響，分析了不同夾角(同時施加縱向位移)條件下的支座底盆拉應(yīng)力、底盆縱橋向橫截面(斷裂破壞處)Mises應(yīng)力及支座縱向水平反力。支座底盆應(yīng)力變化曲線見圖8，圖中σ，σb，α分別為底盆應(yīng)力、底盆拉應(yīng)力及夾角。可知，當夾角增大時，支座底盆的拉應(yīng)力先增大再趨于穩(wěn)定。夾角越大，支座的拉應(yīng)力水平越高。由于支座底盆縱橋向一側(cè)(斷裂破壞一側(cè))的拉應(yīng)力水平較其他部位更高，因此夾角越大，支座越易遭到破壞。另外，當夾角增大時，支座縱橋向橫截面的Mises應(yīng)力基本不變，均值為359 MPa。這說明在不同夾角下底盆縱橋向橫截面處的安全系數(shù)基本一致，底盆會發(fā)生破壞。

圖8 支座底盆應(yīng)力變化曲線

圖9 支座縱向水平反力與縱向位移的變化曲線

支座縱向水平反力(F)與縱向位移(L)的變化曲線見圖9?？芍?，隨著縱向位移的增大，支座的縱向水平反力由急劇增大到緩慢增大，之后又急劇增大，間接反映了支座底盆的破壞過程。當L≤5 mm 時，支座底盆首次發(fā)生較大破壞；當5 mm0.02 rad時，支座的縱向位移由10 mm變成8 mm。因此，為了避免支座底盆發(fā)生豎向開裂破壞，應(yīng)防止支座縱橋向中心線與橋梁縱橋向中心線形成的夾角大于等于0.01 rad。

4 結(jié)論

1)當支座縱橋向中心線與橋梁縱橋向中心線形成0.01 rad及以上的夾角時，支座底盆與導(dǎo)軌之間受到嚴重擠壓，底盆與導(dǎo)軌擠壓部位發(fā)生塑性破壞。

2)在有夾角的情況下，當橋梁因溫度位移產(chǎn)生10 mm 縱向位移時，會產(chǎn)生較大的縱橋向水平反力，阻礙支座產(chǎn)生溫度位移，導(dǎo)致支座底盆與導(dǎo)軌之間受到嚴重擠壓，影響了支座的滑動功能。支座底盆的Mises應(yīng)力較大值分布的位置與破壞位置比較吻合，且該處出現(xiàn)了以拉應(yīng)力為主的最大主應(yīng)力，與支座底盆豎向裂開破壞的現(xiàn)象基本吻合。

3)為了避免支座底盆發(fā)生豎向開裂破壞，應(yīng)防止支座縱橋向中心線與橋梁縱橋向中心線形成夾角。