武广线株洲西湘江特大桥盆式橡胶支座底盆破坏原因分析
2019-04-29姚东东王伟强陈彦北张银喜蒋瑞秋
姚东东,王伟强，陈彦北，张银喜，蒋瑞秋
(1.湘潭大学 机械工程学院，湖南 湘潭 411105;2.株洲时代新材料科技股份有限公司，湖南 株洲 412007)
盆式橡胶支座构造简单,滑动摩擦因数小，转动灵活，具有承载能力大、容许支座位移量大、重量轻、高度低等优点，特别适合在大中型连续梁桥等大跨度特大桥上使用[1]。当桥梁跨度较多或较大且梁高不大时，若使用梁墩固结的刚构体系，盆式橡胶支座在温度作用和地震作用下反应较大，尤其是固定墩在水平地震作用下反力更大，难以满足抗震要求，须与减震耗能装置并联使用[2-4]。常规情况下盆式橡胶支座容易出现钢件裂纹及变形、位移、转角超限等病害[5-6]。盆式橡胶支座安装施工存在底盆变形甚至开裂、支座底部安装不平整、活动支座位移方向与滑移方向之间夹角过大等问题。这会导致支座功能失效，甚至造成支座部件破坏[7]。
我国铁路桥梁盆式橡胶支座的病害问题日益严重，但是对其破坏的影响因素尚待进行深入的研究。本文利用有限元软件分析支座底盆破坏过程，为实际工程中支座的安装施工及维护提供参考依据，并为后续盆式橡胶支座减隔震设计提供合理的对策与建议。
1 工程概况
武广线株洲西湘江特大桥为七跨(64+5×100+64)m连续梁桥，采用纵向单墩固定的约束形式，其中11#墩安装1个纵向活动型盆式橡胶支座与1个多向活动型盆式橡胶支座。检查发现该纵向活动型盆式橡胶支座底盆发生了竖向开裂，上下错开约15 mm，断面生锈严重；另一侧无明显破坏，且该现象与文献[5]中盆式橡胶支座底盆竖向开裂现象基本一致，见图1(a)。支座底盆断裂一侧相应的侧向不锈钢条被剪断，受挤压后卷曲变形，见图1(b)。底盆左右两侧焊接的SF-1耐磨条无明显破坏；底盆座平面度约1 mm，无明显破坏；锚固螺栓无明显破坏，且支座与墩柱垫石间的砂浆层无明显破坏；其余桥墩的盆式橡胶支座均无明显破坏。
图1 盆式橡胶支座破坏情况
纵向活动型盆式橡胶支座(CKPZ-45000-ZX-e150-0.1g-C)高度为410 mm，上锚定板组件尺寸为 2 320 mm(纵桥向)×1 835 mm(横桥向)。上下锚定钢棒纵桥向间距分别为 2 035,1 465 mm；上下锚定钢棒横桥向间距分别为 1 270,1 815 mm。支座主要由活塞、承压橡胶板、底盆、SF-1耐磨条、侧面不锈钢条、导轨、密封圈、黄铜密封圈、聚四氟乙烯耐磨板(PTFE耐磨板)、平面不锈钢板等组成，见图2。底盆为方形，通过PTFE耐磨板及平面不锈钢板与导轨内侧顶面构成纵向平面摩擦副，并通过SF-1耐磨板及侧面不锈钢条与导轨内侧2个侧面构成纵向侧面摩擦副。支座主要钢材采用Q345B，其设计参数为：竖向承载力 45 000 kN，水平承载力 10 125 kN，纵向位移±150 mm。
1—密封圈；2—黄铜密封圈；3—活塞；4—承压橡胶板；5—底盆；6—SF-1耐磨板；7—平面不锈钢板；8—PTFE耐磨板；9—导轨；10—侧面不锈钢条图2 纵向活动盆式橡胶支座示意
正常情况下底盆承受支座竖向承载力、摩擦力、承压橡胶板侧向扩张力及横桥向偶然发生的侧向力，基本不会破坏。因此，从支座导轨侧向耐磨条挤压、卷曲现象可以看出：该支座纵桥向中心线与桥梁纵桥向中心线产生夹角。原因是在纵桥向温度胀缩过程中底盆与导轨发生严重摩擦，影响支座在温度位移作用下的滑动功能，导致桥梁纵桥向位移方向与支座滑移方向存在夹角。当支座底盆纵桥向外部两侧与导轨纵桥向导槽内侧成对角线接触时，此时该夹角约为0.57°(0.01 rad)，即为支座纵桥向滑移的临界值。当夹角大于等于临界值时，支座导轨限制了底盆的纵向滑移，支座形成自锁，盆式橡胶支座由纵向活动型支座转变成固定支座。
2 仿真分析
2.1 计算模型
为了分析在桥梁纵桥向中心线与盆式橡胶支座纵桥向中心线存在夹角时支座底盆的破坏过程，采用ABAQUS软件建立纵向活动型盆式橡胶支座计算模型。为了便于建模与分析，根据不同的工况对边界条件、计算模型等进行了简化设置[8]。支座三维有限元网格模型由活塞、承压橡胶板、底盆、PTFE耐磨板、导轨组成，见图3。支座的钢材部件用C3D8R实体单元模拟,PTFE耐磨板及承压橡胶板用C3D8RH实体杂交单元模拟。活塞等金属部件均用Q345B钢模拟；平面耐磨板采用PTFE耐磨板，2种材料的力学参数如表1所示。承压橡胶板为邵氏硬度70 HA胶料的橡胶，并采用Mooney-Rivlin本构模型进行模拟。
1—活塞；2—承压橡胶板；3—底盆；4—PTFE耐磨板；5—导轨图3 三维有限元网格模型
材料弹性模量/GPa泊松比摩擦因数屈服强度/MPa抗压强度/MPa拉伸强度/MPaPTFE耐磨板0.50.40.04≥90≥30Q345B钢2100.3345446
支座的具体设计工况为：工况1，极端条件下的正常工况(竖向荷载 45 000 kN，横向水平荷载 10 125 kN，桥梁纵向位移±150 mm)；工况2，有夹角且无纵向位移(竖向荷载 45 000 kN，夹角为0.01 rad；工况3，有夹角及纵向位移(在工况2的基础上，桥梁纵向位移±10 mm)。
2.2 仿真结果及分析
在工况1下，支座底盆、导轨及活塞的Mises应力最大值分别为140，80，299 MPa，未超过Q345B钢的屈服强度345 MPa，因此支座金属部件均未发生屈服。由于底盆纵桥向横截面处(断裂破坏发生处)的Mises应力最大值为52 MPa，相对于Q345B钢的屈服强度，其安全系数为6.6。可见，即使在极端条件下，底盆仍有较高的安全系数，不会发生破坏。
图4 底盆和导轨Mises应力分布(单位： MPa)
在工况2下，支座整体的Mises应力最大值为374 MPa，已超过Q345B钢的屈服强度，因此支座已发生屈服。底盆和导轨Mises应力分布如图4所示。可知支座底盆、导轨的Mises应力最大值分别为374，372 MPa，分别出现在底盆纵桥向一侧和导轨导槽一侧。由于底盆纵桥向横截面处(断裂破坏发生处)的Mises应力最大值为50 MPa，相对于Q345B钢的屈服强度，其安全系数为6.9。一般情况下，拉应力会导致金属材料断裂破坏，因此提取了底盆的的最大主应力，其正值为拉应力。工况2下底盆的拉应力为370 MPa，但位于底盆与导槽接触部位的小部分，而其他部分以压应力为主。因此，在工况2下，底盆纵桥向横截面处(断裂破坏发生处)安全系数较高且以压应力为主，不会发生破坏。但底盆与导轨之间已形成夹角，导致两者接触部位产生异常的应力集中，且已超过Q345B钢的屈服强度，使金属部件发生不可恢复的塑性变形，与导轨导槽内侧面耐磨条挤压及卷曲的现象比较吻合。
在工况3下，支座整体的Mises应力最大值为594 MPa，远超过Q345B钢的屈服强度，因此支座已发生严重屈服，特别是支座底盆与活塞接触部位(纵桥向)，见图5。支座底盆的Mises应力分布见图6，可知底盆在纵桥向一侧发生大面积屈服，并在底盆纵桥向横截面处(断裂破坏处)比较明显，Mises应力达到359 MPa，该处与支座实物底盆发生断裂破坏的位置基本吻合。底盆最大主应力分布见图7，可知底盆纵桥向横截面处(断裂破坏处)的拉应力高达384 MPa，拉应力水平较高，最大拉应力位置与破坏位置比较吻合，解释了断裂破坏产生的原因。由此可知，工况3下桥梁纵向位移导致支座底盆与导轨导槽之间的接触和摩擦情况严重恶化。由于导轨限制了底盆的纵向滑动，底盆与导槽之间产生挤压。随着桥梁纵向温度位移的增加，支座底盆的变形会更大，且支座在底盆一侧会发生塑性破坏。
图5 支座整体Mises应力分布(单位： MPa)
图6 底盆横截面Mises应力分布(纵桥向)(单位： MPa)
图7 底盆最大主应力分布(单位： MPa)
3 夹角的影响分析
为了研究盆式橡胶支座纵桥向中心线与桥梁纵桥向中心线之间的夹角对支座底盆破坏的影响，分析了不同夹角(同时施加纵向位移)条件下的支座底盆拉应力、底盆纵桥向横截面(断裂破坏处)Mises应力及支座纵向水平反力。支座底盆应力变化曲线见图8，图中σ，σb，α分别为底盆应力、底盆拉应力及夹角。可知，当夹角增大时，支座底盆的拉应力先增大再趋于稳定。夹角越大，支座的拉应力水平越高。由于支座底盆纵桥向一侧(断裂破坏一侧)的拉应力水平较其他部位更高，因此夹角越大，支座越易遭到破坏。另外，当夹角增大时，支座纵桥向横截面的Mises应力基本不变，均值为359 MPa。这说明在不同夹角下底盆纵桥向横截面处的安全系数基本一致，底盆会发生破坏。
图8 支座底盆应力变化曲线
图9 支座纵向水平反力与纵向位移的变化曲线
支座纵向水平反力(F)与纵向位移(L)的变化曲线见图9。可知，随着纵向位移的增大，支座的纵向水平反力由急剧增大到缓慢增大，之后又急剧增大，间接反映了支座底盆的破坏过程。当L≤5 mm 时，支座底盆首次发生较大破坏；当5 mm
4 结论
1)当支座纵桥向中心线与桥梁纵桥向中心线形成0.01 rad及以上的夹角时，支座底盆与导轨之间受到严重挤压，底盆与导轨挤压部位发生塑性破坏。
2)在有夹角的情况下，当桥梁因温度位移产生10 mm 纵向位移时，会产生较大的纵桥向水平反力，阻碍支座产生温度位移，导致支座底盆与导轨之间受到严重挤压，影响了支座的滑动功能。支座底盆的Mises应力较大值分布的位置与破坏位置比较吻合，且该处出现了以拉应力为主的最大主应力，与支座底盆竖向裂开破坏的现象基本吻合。
3)为了避免支座底盆发生竖向开裂破坏，应防止支座纵桥向中心线与桥梁纵桥向中心线形成夹角。
