任清順，鄭愛華，王美馨

（西南交大土木工程設計有限公司，四川 成都610031）

0 引言

橋梁鉸支座通常用于橋梁或結構上需釋放彎矩發(fā)生轉動的地方。另外，在拱橋中也有應用。昆山玉峰大橋便采用了完全式的拱鉸結構,每個拱鉸最大軸向力為24 000 kN[6]。成都天保灣大橋總長880 m，主橋為230 m跨的鋼桁架兩鉸拱橋，西岸引橋全長207 m，東岸引橋全長152 m，橋型布置如圖1所示。主梁采用縱橫梁體系，主梁全寬43.5 m，高3.0 m，縱梁中心間距26.5 m。主拱采用桁架結構，由兩片桁架和橫向連接構成。下弦桿計算跨度216 m，矢高48 m，矢跨比1/4.5，拱軸線為二次拋物線。上弦桿計算跨度216 m，矢高35 m，矢跨比1/7.25，其線形亦采用二次拋物線。主拱桁架跨中桁高7.75 m，根部桁高19 m。主拱設4個鉸支座結構，每個拱鉸將承受55 000 kN的軸向力。如此大噸位的拱鉸支座在拱橋上的應用尚屬首次。

圖1 天保灣大橋橋型布置圖（單位：cm）

1 鉸支座構造及工作原理

1.1 支座構造

鉸支座結構由兩個相互協調的半圓形結構以及相應滑動套構成。鉸支座由上搖、下搖、滑動套、端面板、止動板、預埋鋼板等組件構成，如圖2所示。

圖2 鉸支座構造圖

1.2 鉸支座工作原理和傳力途徑

拱鉸支座結構通過上下搖與滑動套的微小摩擦滑動實現拱腳彎矩的釋放，而相對滑動本身需要克服一定的摩擦力。該摩擦力形成扭矩對拱腳形成一定的抗彎能力，因此抗彎能力的大小直接影響到拱腳彎矩的釋放、桁架結構的內力。因此，活動鉸支座的性能是影響橋梁結構受力的重中之重，也是橋梁結構壽命關鍵中的關鍵。

端面板通過螺栓與下搖連接，起到橫向限位和抗震的作用。止動板通過螺栓與下搖連接，在鉸結構轉動的過程中起到限制滑動套滑出下搖的作用，同時防止塵埃顆粒進入圓弧軸面內部影響鉸支座的轉動性能。

主拱桁架的力通過鉸支連接座傳遞給鉸結構。鉸結構在軸向荷載的作用下,支座的傳力途徑為:上搖→滑動套→下搖→預埋鋼板→混凝土拱座。鉸結構在橫向水平荷載作用下，支座的傳力途徑為：上搖→滑動套→下搖→預埋鋼板→混凝土拱座。鉸結構在地震水平荷載作用下,支座的傳力途徑為：混凝土拱座→預埋鋼板→下搖→端面板→上搖。各傳力途徑清晰明確。

2 拱鉸支座材質選取與主要技術參數

為了滿足構件的安全、耐久、適用、經濟等原則[1]，拱鉸上搖、下搖結構均采ZG310-570鑄鋼。抗拉、抗壓和抗彎強度設計值為225 MPa，抗剪強度設計值為145 MPa。鉸軸緊密接觸時，徑向受壓強度設計值為125 MPa，彈性模量為E=2.06×105MPa，線膨脹系數為1.2×10-5/C[2]。

滑動套采用高力黃銅：CuZn25Al6Fe3Mn3,密度8.2g/cm3,線膨脹系數（1.6～2.0）×10-5/C,導熱系數38～55W/（mk），抗壓強度755 MPa，沖擊韌性400～500 kJ/m3，硬度210HB，彈性系數100～140 kN/mm2，延伸率12%，摩擦系數（油潤滑）為0.03。

鉸結構設計轉角0.01 rad，設計橫橋向位移量為±10 mm。鉸設計軸向承載力55 000 kN，橫橋向承載力2 000 kN.

3 拱鉸尺寸擬定與受力計算分析

3.1 設計荷載

根據總體計算取最不利荷載工況的支座反力，作為拱鉸支座的設計荷載，見表1。

表1 最不利荷載工況下拱鉸處最大軸力和彎矩

3.2 鉸支座尺寸擬定

根據《公路鋼結構橋梁設計規(guī)范》（JTG D64—2015），由于拱鉸上搖、下搖、滑動套為同心圓柱面體，故鉸結構屬于鉸軸式的圓柱形樞軸。當兩個相同半徑的圓柱形弧面自由接觸的中心角α不小于90時，其承壓應力σ應按下式計算：

式中：d為樞軸直徑，mm；l為樞軸縱向接觸面長度，mm；R為支反力。

已知R=55 082.98 kN，根據桁架和構造確定l=1 200 mm，得出在不同直徑d下的承壓應力，見表2。

表2 不同圓弧直徑下的應力

鑄鋼ZG310-570抗拉、抗壓和抗彎強度設計值為225 MPa。考慮到鉸結構還受彎矩和扭矩的影響，綜合結構安全、可靠、美觀和一定的安全儲備，在僅考慮軸向力的初步估算條件下，選取安全系數n=2.0來選取樞軸的直徑，σ=225/2.0=112.5 MPa，故選取d=900 mm，對應半徑r=450 mm作為鉸軸上搖的半徑。以此來確定鉸軸上下搖的半徑。由于滑動套的厚度為50 mm，故下搖的柱面半徑為500 mm.

3.3 仿真分析

3.3.1 有限元建模

利用大型有限元計算軟件ANSYS 14.5對拱鉸支座結構受力行為進行研究。本設計中主拱肋的拱鉸承壓面是由兩個半徑相同的圓柱形弧面組成的，且兩個弧面緊密貼合在一起，其受力分析屬于接觸問題?？紤]到實際接觸情況，以及材料的彈性和塑性變形，實際上的承壓面為面面接觸。

采用SOLID95實體單元建立實體模型。有限元模型除接觸面部分實體采用映射網格劃分外，其余實體均采用自由網格劃分。接觸面部分單元劃分形狀為六面體，其余部分單元均采用四面體。劃分網格后的有限元模型，如圖3所示。

圖3 鉸有限元模型

3.3.2 結構荷載和邊界條件

拱鉸是從整體模型分離出的局部模型，邊界條件需要保持局部模型的穩(wěn)定性和整體模型的一致性。固結拱鉸下搖底板，由于端面板在模型中未考慮，故可約束橫橋向Y的位移。拱鉸的重力加速度為豎直向下9.81 m/s2。施加相應的荷載（軸力、彎矩）。

3.3.3 求解設置

本計算為非線性接觸分析問題，設置初始滲透容差為2 mm，接觸剛度相對值設為0.1。求解采用非對稱NR法。在求解過程中需要激活線性搜索和自動時間步長，并設最小步長為5，最大步長為200。

3.3.4 有限元計算結果

計算結果如圖4～圖6所示。

圖4 拱鉸Von Mis e s應力云圖1（單位：MP a）

圖6 滑動套接觸壓力云圖（單位：MP a）

由圖4可知，拱鉸整體應力過渡平滑，最大屈服應力為207 MPa，小于材料強度設計值，且具有較大富裕量。

由圖5可知，拱鉸應力超過100 MPa部分（其體積約占模型體積的2.3%）位于拱鉸上搖構造尺寸變化處和拱鉸上下搖接觸的橫向邊緣位置。此處主要是應力集中引起所致，制造施工時通過圓滑過渡可消除。

圖5 拱鉸Von Mis e s應力云圖2（屈服應力超過100 MP a的區(qū)域：圖中著色部分）（單位：MP a）

由圖6可知，滑動套應力呈現出橫橋向大小不均的結果，主要是軸向力與彎矩、扭矩的組合引起的受力不均所致。其最大壓應力為104.6 MPa，小于材料強度設計值，且具有較大富裕量。

4 拱鉸耐久性設計

為了確保鉸結構的耐久性，外在鉸軸面上采用鍍硬鉻厚度不小于50 um，并拋光處理。其余表面涂裝均采用特質環(huán)氧富鋅防銹底漆二道，干膜厚度為80 um。中間漆采用云鐵環(huán)氧漆一道，干膜厚度為40 um。面漆采用氟碳面漆二道，干膜厚度為70 um?？偢赡ず穸炔坏陀?90 um。為防止顆粒粉塵等雜物進入拱鉸結構軸面，進而影響鉸結構轉動性能，在鉸結構的外部設置防護罩?；瑒用娌捎酶吡S銅，灌注潤滑油。

5 結 語

（1）通過對鉸支座結構的構造設計分析和傳力分析，得出鉸結構受力、傳力清晰明確。

（2）通過對鉸結構的有限元計算分析，在最不利荷載組合工況作用下，拱鉸出現應力集中，集中應力達到207 MPa。除應力集中處，外拱鉸其他區(qū)域的應力均小于100 MPa，并且周圍區(qū)域應力水平迅速降低，大部分區(qū)域應力在80 MPa以下?；瑒犹讘畲鬄?04.6 MPa，滿足設計受力要求。

（3）鉸結構設計合理，同時滿足其使用性能要求，因此，采用將這種鉸結構用作特大跨徑鋼桁架拱橋的拱腳與拱座的連接是可行的。

（4）銅基自潤滑耐磨材料COB050在鉸支座上的首次應用，為以后這一類型的支座設計開創(chuàng)了一個新的思路。