沉陷区大行程可调高支座性能

罗 辉， 何忠宇， 银晓东， 陶江峰

(1. 华中科技大学 土木工程与力学学院， 湖北 武汉 430074； 2. 平顶山市公路交通勘察设计院， 河南 平顶山 467000； 3. 平顶山市公路工程公司， 河南 平顶山 467021)

桥梁支座作为桥梁主体结构的一部分，是桥梁结构中的必不可少的部件，起着连接桥梁上部结构和下部结构的作用[1,2]。随着国内桥梁建设的不断繁荣，桥梁在施工和运营中总会穿过很多地形不同的区域，其中就包括沉陷区。沉陷区是指由于人类活动、地质变化、环境影响等因素所导致的地基土不稳定，在荷载作用下容易产生下陷的地区。桥墩在受到上部结构传来的荷载时，会产生一定沉降，而穿过沉陷区的桥墩沉降会由于土质不良而导致沉降较大并且不均匀。不均匀的沉降会使得桥梁上部结构的内力和线型产生变化，影响使用功能性，甚至带来结构安全隐患[3]。

调高支座的应用是缓解甚至消除由于不均匀沉降所产生的桥梁上部结构平顺性问题的重要方法。传统的可调支座有很多结构形式，最常见的有螺旋调高、垫板调高、楔块调高、液压调高等，但这些方式存在只能单向调高、调高行程较小、支座制作成本较高等缺点，因此当桥墩发生的不均匀沉降较大时，传统调高支座无法满足调高需求，桥梁表面无法达到原本平的顺状态[4,5]。

本文针对现有调高技术的不足之处，研究出一种可以上下无极调节的大行程调高支座。并通过对其进行相关性能的数值模拟和试验研究验证其可行性。

1 新型支座的工作原理和设计

1.1 支座的构造形式

新型大行程可调高支座的目标在于可以上下无极调节，并且拥有100 mm(±50 mm)的调节行程，竖向承载力设计值为2000 kN。根据要求设计新型大行程可调高盆式橡胶支座结构如图1，新型调高支座在普通盆式支座的基础上，原来的下支座板即钢盆下方再增加一个直径更大的钢盆作为下支座板，在钢盆和新的下支座板之间设置螺纹副作为调高构件同时也作为传力结构，在钢盆盆环最上端外侧设置有四个螺纹孔，当技术人员需要调高支座时将工具棒插入孔中就可以转动钢盆实现支座高度的调节。新型支座主要构件有上支座板、四氟滑板、不锈钢滑板、钢衬板、紧固圈、橡胶密封圈、承压橡胶板、中间调高部件、支座围板、下支座板等。

图1 新型调高支座构造

1.2 支座的调高机理

桥梁在建造阶段时，先将可调支座旋转至合适高度。在运营阶段时，若监测到由于地基的不均匀沉降而导致桥梁的高程变化和内力变化后，先通过计算得出支座高度调整值的具体数值，再使用千斤顶将桥梁上部结构顶至需要高度，由于支座的上支板与桥梁上部结构通过螺栓固定在一起，不锈钢板焊接在上支座板上，支座的下支板与桥墩通过螺栓固定在一起，因此当上部结构抬起时会带动上支板一同提升，而下支板依旧在桥墩上，则在不锈钢板与聚四氟乙烯板间便会存在间隙。这时，施工人员便可通过使用工具棒旋转钢盆来提升支座使得不锈钢板和聚四氟乙烯板充分接触，此时便达到了支座需要的高度；同理上述操作也可以降低支座高度。当支座达到相应高度后，便可撤去千斤顶，使得上部结构荷载重新传递到支座上。整个过程不需要借助过多的工具，并且只需2～3人便可完成，十分方便快捷。

2 支座承载能力数值模拟

因为承压橡胶板在钢盆中处于密封状态，密封橡胶的数值仿真是一类典型的非线性问题，如果设置不当，极容易导致求解困难。ABAQUS在模拟超弹性材料时，做出的假设如下[6]：(1)材料变为弹性行为；(2)材料表现为各向同性行为；(3)数值模拟分析将考虑非线性效应。

支座在支承上部梁体时，下部与垫石和桥墩固定在一起。当单独对新型调高支座建模分析时对支座下支座板底面全约束，这时是一个刚性支承体系，相当于在试验机进行试验的状况。而实际情况中支座支承在垫石、桥墩上，支座承压后混凝土会发生弹性压缩变形，支座底部会和混凝土共同发生位移变形，影响应力分布，为此需要对这两种情况进行分析。

2.1 竖向承载能力数值分析

根据新型调高支座的设计要求，在最大调高高度时所具有的承载能力满足支座竖向承载力设计值的150%，并且具有较大的安全储备。因此创建模型时，按照最小工作高度50 mm即支座调到最高处100 mm(+50 mm)时进行模型创建，同时施加竖向承载力设计值的150%即3000 kN进行分析。

2.1.1 荷载传递规律和屈服机制

支座在3000 kN竖向荷载下的应力变形分布云图如图2，3所示。

图2 3000 kN下新型调高支座应力分布云图

图3 3000 kN下新型调高支座变形分布云图

从模型整体应力云图图2分析来看，在竖向设计荷载3000 kN作用下，模型内部的内力传递路线通顺，没有发生支座反力的颈缩现象，在钢盆底部钢板端部有应力集中现象，桥墩上部与下支座板环部较近处应力稍微增大，其余部分应力分布不存在突变情况，满足前文所介绍的支座传力机理。

从变形分布云图图3中可得，上支座板承受竖向荷载并且全部传递到承压橡胶板上，同时因为两者的弹性模量不同而发生径向的相对滑动，承压橡胶板将竖向荷载传递到钢盆盆底，橡胶板下表面与盆底竖向变形一致，因此应力分布较均匀，钢盆将受到的竖向荷载通过螺纹副传递到下支座的钢盆。从支座底部与混凝土接触的地方还可以看到支座反力在下支座的钢盆底部直接扩散到底部的垫石(桥墩)中，下支座板的底部中心位置应力较小，应力分布上满足支座应力扩散理论。

普通的盆式橡胶支座一般具有很大的安全储备，当支座受到较大的竖向荷载时，橡胶板一般处于三向应力状态，虽然会有变形，但并不会导致破坏。一般支座的破坏会发生在钢盆的盆环处，这样会使橡胶失去三向应力约束，从而丧失承载能力。新型可调支座在普通的盆式支座基础上加了一个下支板，在承受竖向荷载时，除了上面的破坏外，还可能在钢盆的盆底钢板处出现弯曲破坏，另外承载能力受到支座调节时螺纹副的工作高度影响较大，当螺纹副工作高度过小时持续加载，调高螺纹副会率先屈服破坏，导致支座的调高功能丧失。

2.1.2 竖向极限承载能力数值模拟结果

为了探究新型可调高支座在调高螺纹副不会破坏的情况下的极限竖向荷载，钢盆的容许应力设置为345 MPa，并且逐渐增大支座顶板处施加的竖向荷载，直至达到6000 kN，支座最大应力处达到屈服强度，应力分布云图如图4所示。

图4 6000 kN下新型调高支座应力分布云图

提取不同竖向荷载情况下，新型可调支座最大主应力和最大等效应力点处的应力值，绘制出应力随竖向荷载的变化曲线，如图5所示。

图5 支座应力随竖向荷载变化曲线

综合上述等效应力云图图4以及应力随着竖向荷载的变化曲线图5可知，在设计荷载2000 kN的作用下，新型可调盆式支座各个部件均没有达到极限应力。对模型进行持续加压，直到支座等效应力最大处达到屈服，可得到支座最大可承受的竖向极限荷载大约为4460 kN，此时支座最大应力位于钢盆盆底边缘处。若对支座继续进行加压，钢盆将会慢慢屈服破坏，破坏形式是钢盆盆底钢板的支承处弯曲开裂，橡胶从底部破坏处挤出，这时新型调高支座完全丧失竖向承载力。

2.2 水平承载能力数值分析

使用ABAQUS对支座进行水平承载能力分析时，模型的调高量设置为+50 mm，先对模型施加2000 kN的竖向荷载，再对模型施加水平荷载，荷载值从小到大分别为100，200，300，400，500，…，2000 kN，图6，7分别为400，1500 kN水平荷载下的支座等效应力云图。

图6 400 kN水平荷载下支座等效应力云图

图7 1500 kN水平荷载下支座等效应力云图

盆式支座在承受水平荷载时，上支板会通过中间钢衬板将水平力传递给钢盆，钢盆的盆环会承受一部分的水平力，另外再将水平力传给下支座，下支座板与桥墩通过锚栓杆连接，相当于固接。随着荷载的增大，最终的破坏一般都是从钢盆受拉屈服开始的。在承受水平荷载的同时，支座都会承受竖向荷载，故盆式支座的钢盆不仅仅需要承受外界的水平荷载，还需要承受橡胶板横向变形所产生的水平力。因此在各种外荷载的联合作用下，在钢盆的任何部位其设计应力均不能超过材料的屈服应力值，在承受400 kN的水平荷载时，由支座等效应力云图6可知，在钢盆的盆环与盆底板相交处应力最大，最容易破坏。

随着荷载增大，盆环处最先屈服，提取各荷载下盆环处等效应力，绘制荷载-应力曲线，如图8所示。

图8 水平荷载下等效应力曲线

一般而言，盆式支座水平承载能力为竖向承载能力的10%～20%，其中水平地震力是水平荷载的一个重要组成，我国又是一个地震多发的国家，因此取水平承载力设计值为400 kN，综合上述等效应力云图图6，7以及应力随水平荷载的变化图8可知，在设计荷载400 kN的作用下，新型可调盆式支座各个部件均没有达到极限应力。随着水平荷载的加大，直至荷载达到1350 kN时，支座盆环处屈服，因此ABAQUS数值模拟的水平承载力为1350 kN，破坏形式为钢盆盆环处受弯、拉裂破坏。

2.3 调高量对支座的影响

新型调高支座的调高螺纹副采用梯形螺纹，在支座使用过程中不仅仅起到高度调节的功能，而且还需要传递荷载，因此在对支座进行受力分析时，需要考虑螺纹副对支座的影响。

2.3.1 调高量对支座承载能力的影响

在新型可调高支座中，钢盆相当于螺杆，下支座板相当于螺母，螺纹总高度为150 mm，具体计算按照梯形螺纹相关准则。其中螺纹的承压面积(螺纹工作表面投影到锤直于轴向力平面上的面积)为A(mm2)，螺母高度D=452 mm，螺纹中径d2=446 mm，螺杆螺纹小径d1=440 mm，螺纹工作圈数为u，螺纹牙根部的厚度b=7.61 mm。

当支座承受竖向荷载时，螺纹副的螺母螺牙处应力最大。为更方便地验算螺纹强度，可将螺纹沿螺母的直径展开，可看做一段悬臂梁，则要求[7,8]：

(1)

式中：Q为支座承受的竖向荷载；l为弯曲力臂，长度为3 m；[σ]b为螺母材料的许用弯曲应力。Q345钢的许用弯曲应力为：[σ]b=1.2[σ]=1.2×115=138 Mpa。

随着螺纹副的工作高度从50～100 mm，其最大竖向承载能力范围为3070～9210 kN，其竖向承载能力与螺纹调高量呈正相关。由2.1.2节可知，不考虑螺纹副破坏的情况下支座的竖向极限承载能力为4460 kN，处于3070～9210 kN之间，这便表示当对新型大行程可调高支座持续加载时，支座最终的破坏形式不仅仅取决于支座的材料尺寸，同时要受到螺纹调高量的影响。

因此，当新型大行程可调高支座的工作高度为50～77 mm，即调高范围在+50 ～+23 mm时，支座极限承载力为3070～4460 kN，由螺纹副的工作高度决定，且与工作高度呈正相关，若竖向荷载超过承载能力极限值但未超过4460 kN，则支座的破坏形式为调高螺纹副变形甚至于压断，这时支座失去了高度调节功能，但仍然拥有竖向承载能力，相当于一个普通的盆式橡胶支座。若竖向荷载超过4460 kN，则支座在失去高度调节功能的同时也失去竖向承载能力，无法继续使用；当新型大行程可调高支座的工作高度为77～150 mm，即调高范围在+23～-50 mm时，支座极限承载力为4460 kN，由钢盆盆环与盆底交界处正应力大小决定，若竖向荷载超过4460 kN，则支座的破坏形式为钢盆盆底的支承处弯曲破坏，橡胶板从破坏处挤出，不再是三向受力状态，这时支座失去竖向承载能力，无法使用。

2.3.2 调高量对支座刚度的影响

在荷载作用下，新型大行程可调高支座与普通盆式橡胶支座的变形相类似，不仅仅有竖向压缩变形，还存在着盆环沿径向向外倾斜变形。但由于新型大行程可调高支座相对于普通盆式橡胶支座，增加了下钢盆结构和下支座板，因此在受到竖向荷载时，钢盆盆底呈锅底状凹陷，盆环与盆底交界处受到弯曲应力，上盆环向内侧倾斜变形，下盆环向外侧倾斜变形。下支座板盆环通过调高螺纹副与钢盆下盆环相连接，向内侧倾斜变形。随着调高量的减小，下支座板盆环会逐渐将钢盆下盆环包裹，此时下支座板对钢盆的约束逐渐增强，致使支座的整体刚度产生变化。现创建不同高度下的模型进行相同荷载下数值分析，以探究调高量对竖向刚度和水平刚度的影响。

由图9，10可得调高支座的竖向压缩变形与水平荷载下的水平变形都随着支座调高量的增大而增大，换言之，支座竖向刚度和水平刚度随支座调高量的增加而减小。具体原因是随着调高量的增加，支座下支座板对钢盆盆环的约束减小，当支座受到荷载作用时变形会增大。

图9 不同高度下支座竖向压缩变形

图10 不同高度下支座水平变形

3 支座性能试验研究

3.1 试验试件

本次试验支座设计承载力为2000 kN，根据理论计算和有限元分析结果确定新型支座各部件的尺寸，并且细化各部件构造，绘制支座的详细工程图纸，加工厂根据详细工程设计图纸加工制作规格为GPZ(II)2000DX的新型大行程可调高支座。

新型可调支座各部件全部采用机加工，尺寸误差不超过0.5 mm，严格控制不锈钢滑板表面平整度。不锈钢滑板与上支座采用氩弧周边连续焊接法焊接，焊接时用工装压紧不允许有间隙，并且焊缝应该光滑、平整、致密性好，焊接后打磨平整。支座采用的钢构件应该符合TB/T 2331-2013《铁路桥梁盆式支座规范》中相关性能规定，并且加工完成后将构件的铁屑、毛刺等清除后喷涂防腐处理[9]。

支座各构件加工完成进行装配工作前，应将构件的飞边、铁锈、泥污等杂物清理干净，将各部件配合表面打磨光滑，防止出现支座装配不到位的情况。将钢盆旋合到调高量的中间位置，安放承压橡胶板时盆腔内涂抹5201-2硅脂润滑，然后依次放置中间钢衬板、聚氨酯滑板、上支座板等完成新型支座的组装。组装完成后用连接件将支座连接成整体，保证在运输过程中构件不会相互滑动碰撞受损。

3.2 试验方案

新型调高支座试验参考TB/T 2331-2013《铁路桥梁盆式支座规范》[10]执行，分别对支座试件进行竖向承载能力试验、调高功能可靠性试验、水平承载能力试验、摩擦系数试验，观察新型调高支座在承载力作用下的变形情况，从而验证新型支座调高前后承载能力是否符合设计要求。结合支座实际使用情况，为支座的研制提供试验依据并且与ABAQUS数值模拟分析结果对比分析补充数据。

竖向承载能力试验与调高功能可靠性试验同时进行，先将支座高度调节至-50 mm位置进行超负荷承载力试验，竖向压力为3750 kN，使调高螺纹副之间紧密压实，再依次进行支座调节至±0，+50，-50 mm高度的承载力试验，确保支座在不同高度承受荷载后，不会对调高功能产生影响[11]。每次加载前先用竖向设计承载能力2000 kN进行预压，正式加载分10级依次加载，最终检验荷载为3000 kN。

水平承载能力试验使用25000 kN压剪试验机在竖向荷载为2000 kN状态下进行。压剪机通过输入位移量，在测试系统中得到反馈的水平推力，从而进行水平荷载的控制，并测得支座的水平变形值，绘制荷载-水平变形曲线。在试验前，通过螺栓杆将支座下座板与压剪机底板固定，为了防止支座高度过高时固定螺栓杆被剪断，只在支座高度为290 mm(-50mm)工况下加载至极限水平荷载600 kN，340，390 mm工况下，只加载至水平设计承载力400 kN。

支座摩擦系数试验应在压剪机试验装置上进行，试验时先对支座施加竖向荷载2500 kN，使得调高支座的各个构件充分接触，然后用水平力加载装置对支座施加水平推力，并通过传感器记录水平推力大小和水平位移的变化，支座一发生滑动即停止施加水平荷载。反复上述水平力加载过程，直至支座第五次水平滑动。

3.3 竖向承载能力试验

竖向承载能力试验结果如表1，2所示：

表1 竖向荷载与竖向压缩变形率

表2 竖向荷载与盆环径向变形率

结合表1，2所示，在设计荷载(2000 kN竖向承载能力设计值)下，支座竖向压缩变形小于支座总高的2%，钢盆径向变形小于盆环外径的0.5‰，满足铁路桥梁盆式支座规范要求。

3.4 调高功能可靠性试验

对支座进行超负荷预压实验的目的在于：先使得支座的各个构件充分接触，确定测量仪器可以正常工作，另外也可以观察螺纹副在受到超负荷载后是否仍可以保持可调性。支座在承受3750 kN竖向荷载的超负荷承载力试验过程中，外观正常，测得的变形情况分布稳定。

针对新型可调高支座的调高操作，操作人员需要施加的力根据式(2)求得使用1 m长的钢棒需要施加的力是146.4 N左右，但是限于现场试验条件，只有0.5 m左右的钢棒。并且受机械加工精度的影响，实际需要施加的力大于理论值，但是1～2名工人依旧能够完成操作，具体操作如图11所示，对支座调高操作计时，当支座调高螺纹之间润滑油涂抹均匀后，支座完成一次50 mm的高度调节操作用时1 min，相比于其他调高方式极大地提高了施工效率。

(2)

式中：N为新型可调高支座自身重量；D为螺纹中径；L为工具棒长度；λ为螺纹升角；φv为螺纹副的摩擦角；F为转动支座需要施加的力。

图11 支座调高操作现场照片

3.5 水平承载能力试验

支座高度分别为290，340，390 mm时的水平荷载-水平变形曲线如图12所示，其螺纹工作调高分别为-50，±0，+50 mm。其中，水平承载能力设计值为竖向承载能力设计值的20%，即400 kN。当水平加载至400 kN时，支座表面未存在裂缝和明显变形，撤去水平荷载后水平变形可恢复，则该支座试样满足400 kN水平承载力要求。

图12 支座水平荷载-水平变形曲线

从图12可知，支座在刚开始增加水平荷载时存在大约1.7 mm的水平变形，这可能是由于竖向荷载作用所造成的支座径向变形，当水平荷载增加到大约150 kN过程中，钢滑板通过与四氟乙烯板间的静摩擦力将水平荷载传递给了钢盆环，支座构件之间不存在相互滑动，水平变形量主要由盆环的弯曲变形所致；当水平荷载达到150 kN时，钢滑板与四氟乙烯板发生相对滑动，滑动距离大约为7 mm；当水平荷载从150 kN增加至400 kN时，构件间无相对滑动，盆环的弯曲变形增大。

3.6 摩擦系数试验

通过摩擦系数试验得到支座的几组摩擦系数如表3所示。

表3 支座摩擦系数试验结果

数据处理时，根据规范应舍去第一组试验数据，将第2组至第5组的摩擦系数取平均值，作为该支座摩擦系数的实测值，最终结果如表3所示，在硅脂润滑条件下，支座摩擦系数不大于0.03，满足规范要求。

4 结 语

本文设计了一种新型大行程可调高支座，可实现100 mm的调高行程，并且拥有2000 kN设计承载能力。通过建立ABAQUS有限元模型对其进行承载能力分析，得到支座的竖向极限承载能力、支座刚度与支座调高量的关系。对新型调高支座试件进行承载力以及摩擦试验，证明了设计方案的可行性以及支座调高功能的可靠性，研究结果为支座在工程中的运用提供了参考依据。