沉陷區(qū)大行程可調(diào)高支座性能

羅 輝， 何忠宇， 銀曉東， 陶江峰

(1. 華中科技大學(xué) 土木工程與力學(xué)學(xué)院， 湖北 武漢 430074； 2. 平頂山市公路交通勘察設(shè)計(jì)院， 河南 平頂山 467000； 3. 平頂山市公路工程公司， 河南 平頂山 467021)

橋梁支座作為橋梁主體結(jié)構(gòu)的一部分，是橋梁結(jié)構(gòu)中的必不可少的部件，起著連接橋梁上部結(jié)構(gòu)和下部結(jié)構(gòu)的作用[1,2]。隨著國(guó)內(nèi)橋梁建設(shè)的不斷繁榮，橋梁在施工和運(yùn)營(yíng)中總會(huì)穿過很多地形不同的區(qū)域，其中就包括沉陷區(qū)。沉陷區(qū)是指由于人類活動(dòng)、地質(zhì)變化、環(huán)境影響等因素所導(dǎo)致的地基土不穩(wěn)定，在荷載作用下容易產(chǎn)生下陷的地區(qū)。橋墩在受到上部結(jié)構(gòu)傳來的荷載時(shí)，會(huì)產(chǎn)生一定沉降，而穿過沉陷區(qū)的橋墩沉降會(huì)由于土質(zhì)不良而導(dǎo)致沉降較大并且不均勻。不均勻的沉降會(huì)使得橋梁上部結(jié)構(gòu)的內(nèi)力和線型產(chǎn)生變化，影響使用功能性，甚至帶來結(jié)構(gòu)安全隱患[3]。

調(diào)高支座的應(yīng)用是緩解甚至消除由于不均勻沉降所產(chǎn)生的橋梁上部結(jié)構(gòu)平順性問題的重要方法。傳統(tǒng)的可調(diào)支座有很多結(jié)構(gòu)形式，最常見的有螺旋調(diào)高、墊板調(diào)高、楔塊調(diào)高、液壓調(diào)高等，但這些方式存在只能單向調(diào)高、調(diào)高行程較小、支座制作成本較高等缺點(diǎn)，因此當(dāng)橋墩發(fā)生的不均勻沉降較大時(shí)，傳統(tǒng)調(diào)高支座無法滿足調(diào)高需求，橋梁表面無法達(dá)到原本平的順狀態(tài)[4,5]。

本文針對(duì)現(xiàn)有調(diào)高技術(shù)的不足之處，研究出一種可以上下無極調(diào)節(jié)的大行程調(diào)高支座。并通過對(duì)其進(jìn)行相關(guān)性能的數(shù)值模擬和試驗(yàn)研究驗(yàn)證其可行性。

1 新型支座的工作原理和設(shè)計(jì)

1.1 支座的構(gòu)造形式

新型大行程可調(diào)高支座的目標(biāo)在于可以上下無極調(diào)節(jié)，并且擁有100 mm(±50 mm)的調(diào)節(jié)行程，豎向承載力設(shè)計(jì)值為2000 kN。根據(jù)要求設(shè)計(jì)新型大行程可調(diào)高盆式橡膠支座結(jié)構(gòu)如圖1，新型調(diào)高支座在普通盆式支座的基礎(chǔ)上，原來的下支座板即鋼盆下方再增加一個(gè)直徑更大的鋼盆作為下支座板，在鋼盆和新的下支座板之間設(shè)置螺紋副作為調(diào)高構(gòu)件同時(shí)也作為傳力結(jié)構(gòu)，在鋼盆盆環(huán)最上端外側(cè)設(shè)置有四個(gè)螺紋孔，當(dāng)技術(shù)人員需要調(diào)高支座時(shí)將工具棒插入孔中就可以轉(zhuǎn)動(dòng)鋼盆實(shí)現(xiàn)支座高度的調(diào)節(jié)。新型支座主要構(gòu)件有上支座板、四氟滑板、不銹鋼滑板、鋼襯板、緊固圈、橡膠密封圈、承壓橡膠板、中間調(diào)高部件、支座圍板、下支座板等。

圖1 新型調(diào)高支座構(gòu)造

1.2 支座的調(diào)高機(jī)理

橋梁在建造階段時(shí)，先將可調(diào)支座旋轉(zhuǎn)至合適高度。在運(yùn)營(yíng)階段時(shí)，若監(jiān)測(cè)到由于地基的不均勻沉降而導(dǎo)致橋梁的高程變化和內(nèi)力變化后，先通過計(jì)算得出支座高度調(diào)整值的具體數(shù)值，再使用千斤頂將橋梁上部結(jié)構(gòu)頂至需要高度，由于支座的上支板與橋梁上部結(jié)構(gòu)通過螺栓固定在一起，不銹鋼板焊接在上支座板上，支座的下支板與橋墩通過螺栓固定在一起，因此當(dāng)上部結(jié)構(gòu)抬起時(shí)會(huì)帶動(dòng)上支板一同提升，而下支板依舊在橋墩上，則在不銹鋼板與聚四氟乙烯板間便會(huì)存在間隙。這時(shí)，施工人員便可通過使用工具棒旋轉(zhuǎn)鋼盆來提升支座使得不銹鋼板和聚四氟乙烯板充分接觸，此時(shí)便達(dá)到了支座需要的高度；同理上述操作也可以降低支座高度。當(dāng)支座達(dá)到相應(yīng)高度后，便可撤去千斤頂，使得上部結(jié)構(gòu)荷載重新傳遞到支座上。整個(gè)過程不需要借助過多的工具，并且只需2～3人便可完成，十分方便快捷。

2 支座承載能力數(shù)值模擬

因?yàn)槌袎合鹉z板在鋼盆中處于密封狀態(tài)，密封橡膠的數(shù)值仿真是一類典型的非線性問題，如果設(shè)置不當(dāng)，極容易導(dǎo)致求解困難。ABAQUS在模擬超彈性材料時(shí)，做出的假設(shè)如下[6]：(1)材料變?yōu)閺椥孕袨椋?2)材料表現(xiàn)為各向同性行為；(3)數(shù)值模擬分析將考慮非線性效應(yīng)。

支座在支承上部梁體時(shí)，下部與墊石和橋墩固定在一起。當(dāng)單獨(dú)對(duì)新型調(diào)高支座建模分析時(shí)對(duì)支座下支座板底面全約束，這時(shí)是一個(gè)剛性支承體系，相當(dāng)于在試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行試驗(yàn)的狀況。而實(shí)際情況中支座支承在墊石、橋墩上，支座承壓后混凝土?xí)l(fā)生彈性壓縮變形，支座底部會(huì)和混凝土共同發(fā)生位移變形，影響應(yīng)力分布，為此需要對(duì)這兩種情況進(jìn)行分析。

2.1 豎向承載能力數(shù)值分析

根據(jù)新型調(diào)高支座的設(shè)計(jì)要求，在最大調(diào)高高度時(shí)所具有的承載能力滿足支座豎向承載力設(shè)計(jì)值的150%，并且具有較大的安全儲(chǔ)備。因此創(chuàng)建模型時(shí)，按照最小工作高度50 mm即支座調(diào)到最高處100 mm(+50 mm)時(shí)進(jìn)行模型創(chuàng)建，同時(shí)施加豎向承載力設(shè)計(jì)值的150%即3000 kN進(jìn)行分析。

2.1.1 荷載傳遞規(guī)律和屈服機(jī)制

支座在3000 kN豎向荷載下的應(yīng)力變形分布云圖如圖2，3所示。

圖2 3000 kN下新型調(diào)高支座應(yīng)力分布云圖

圖3 3000 kN下新型調(diào)高支座變形分布云圖

從模型整體應(yīng)力云圖圖2分析來看，在豎向設(shè)計(jì)荷載3000 kN作用下，模型內(nèi)部的內(nèi)力傳遞路線通順，沒有發(fā)生支座反力的頸縮現(xiàn)象，在鋼盆底部鋼板端部有應(yīng)力集中現(xiàn)象，橋墩上部與下支座板環(huán)部較近處應(yīng)力稍微增大，其余部分應(yīng)力分布不存在突變情況，滿足前文所介紹的支座傳力機(jī)理。

從變形分布云圖圖3中可得，上支座板承受豎向荷載并且全部傳遞到承壓橡膠板上，同時(shí)因?yàn)閮烧叩膹椥阅Ａ坎煌l(fā)生徑向的相對(duì)滑動(dòng)，承壓橡膠板將豎向荷載傳遞到鋼盆盆底，橡膠板下表面與盆底豎向變形一致，因此應(yīng)力分布較均勻，鋼盆將受到的豎向荷載通過螺紋副傳遞到下支座的鋼盆。從支座底部與混凝土接觸的地方還可以看到支座反力在下支座的鋼盆底部直接擴(kuò)散到底部的墊石(橋墩)中，下支座板的底部中心位置應(yīng)力較小，應(yīng)力分布上滿足支座應(yīng)力擴(kuò)散理論。

普通的盆式橡膠支座一般具有很大的安全儲(chǔ)備，當(dāng)支座受到較大的豎向荷載時(shí)，橡膠板一般處于三向應(yīng)力狀態(tài)，雖然會(huì)有變形，但并不會(huì)導(dǎo)致破壞。一般支座的破壞會(huì)發(fā)生在鋼盆的盆環(huán)處，這樣會(huì)使橡膠失去三向應(yīng)力約束，從而喪失承載能力。新型可調(diào)支座在普通的盆式支座基礎(chǔ)上加了一個(gè)下支板，在承受豎向荷載時(shí)，除了上面的破壞外，還可能在鋼盆的盆底鋼板處出現(xiàn)彎曲破壞，另外承載能力受到支座調(diào)節(jié)時(shí)螺紋副的工作高度影響較大，當(dāng)螺紋副工作高度過小時(shí)持續(xù)加載，調(diào)高螺紋副會(huì)率先屈服破壞，導(dǎo)致支座的調(diào)高功能喪失。

2.1.2 豎向極限承載能力數(shù)值模擬結(jié)果

為了探究新型可調(diào)高支座在調(diào)高螺紋副不會(huì)破壞的情況下的極限豎向荷載，鋼盆的容許應(yīng)力設(shè)置為345 MPa，并且逐漸增大支座頂板處施加的豎向荷載，直至達(dá)到6000 kN，支座最大應(yīng)力處達(dá)到屈服強(qiáng)度，應(yīng)力分布云圖如圖4所示。

圖4 6000 kN下新型調(diào)高支座應(yīng)力分布云圖

提取不同豎向荷載情況下，新型可調(diào)支座最大主應(yīng)力和最大等效應(yīng)力點(diǎn)處的應(yīng)力值，繪制出應(yīng)力隨豎向荷載的變化曲線，如圖5所示。

圖5 支座應(yīng)力隨豎向荷載變化曲線

綜合上述等效應(yīng)力云圖圖4以及應(yīng)力隨著豎向荷載的變化曲線圖5可知，在設(shè)計(jì)荷載2000 kN的作用下，新型可調(diào)盆式支座各個(gè)部件均沒有達(dá)到極限應(yīng)力。對(duì)模型進(jìn)行持續(xù)加壓，直到支座等效應(yīng)力最大處達(dá)到屈服，可得到支座最大可承受的豎向極限荷載大約為4460 kN，此時(shí)支座最大應(yīng)力位于鋼盆盆底邊緣處。若對(duì)支座繼續(xù)進(jìn)行加壓，鋼盆將會(huì)慢慢屈服破壞，破壞形式是鋼盆盆底鋼板的支承處彎曲開裂，橡膠從底部破壞處擠出，這時(shí)新型調(diào)高支座完全喪失豎向承載力。

2.2 水平承載能力數(shù)值分析

使用ABAQUS對(duì)支座進(jìn)行水平承載能力分析時(shí)，模型的調(diào)高量設(shè)置為+50 mm，先對(duì)模型施加2000 kN的豎向荷載，再對(duì)模型施加水平荷載，荷載值從小到大分別為100，200，300，400，500，…，2000 kN，圖6，7分別為400，1500 kN水平荷載下的支座等效應(yīng)力云圖。

圖6 400 kN水平荷載下支座等效應(yīng)力云圖

圖7 1500 kN水平荷載下支座等效應(yīng)力云圖

盆式支座在承受水平荷載時(shí)，上支板會(huì)通過中間鋼襯板將水平力傳遞給鋼盆，鋼盆的盆環(huán)會(huì)承受一部分的水平力，另外再將水平力傳給下支座，下支座板與橋墩通過錨栓桿連接，相當(dāng)于固接。隨著荷載的增大，最終的破壞一般都是從鋼盆受拉屈服開始的。在承受水平荷載的同時(shí)，支座都會(huì)承受豎向荷載，故盆式支座的鋼盆不僅僅需要承受外界的水平荷載，還需要承受橡膠板橫向變形所產(chǎn)生的水平力。因此在各種外荷載的聯(lián)合作用下，在鋼盆的任何部位其設(shè)計(jì)應(yīng)力均不能超過材料的屈服應(yīng)力值，在承受400 kN的水平荷載時(shí)，由支座等效應(yīng)力云圖6可知，在鋼盆的盆環(huán)與盆底板相交處應(yīng)力最大，最容易破壞。

隨著荷載增大，盆環(huán)處最先屈服，提取各荷載下盆環(huán)處等效應(yīng)力，繪制荷載-應(yīng)力曲線，如圖8所示。

圖8 水平荷載下等效應(yīng)力曲線

一般而言，盆式支座水平承載能力為豎向承載能力的10%～20%，其中水平地震力是水平荷載的一個(gè)重要組成，我國(guó)又是一個(gè)地震多發(fā)的國(guó)家，因此取水平承載力設(shè)計(jì)值為400 kN，綜合上述等效應(yīng)力云圖圖6，7以及應(yīng)力隨水平荷載的變化圖8可知，在設(shè)計(jì)荷載400 kN的作用下，新型可調(diào)盆式支座各個(gè)部件均沒有達(dá)到極限應(yīng)力。隨著水平荷載的加大，直至荷載達(dá)到1350 kN時(shí)，支座盆環(huán)處屈服，因此ABAQUS數(shù)值模擬的水平承載力為1350 kN，破壞形式為鋼盆盆環(huán)處受彎、拉裂破壞。

2.3 調(diào)高量對(duì)支座的影響

新型調(diào)高支座的調(diào)高螺紋副采用梯形螺紋，在支座使用過程中不僅僅起到高度調(diào)節(jié)的功能，而且還需要傳遞荷載，因此在對(duì)支座進(jìn)行受力分析時(shí)，需要考慮螺紋副對(duì)支座的影響。

2.3.1 調(diào)高量對(duì)支座承載能力的影響

在新型可調(diào)高支座中，鋼盆相當(dāng)于螺桿，下支座板相當(dāng)于螺母，螺紋總高度為150 mm，具體計(jì)算按照梯形螺紋相關(guān)準(zhǔn)則。其中螺紋的承壓面積(螺紋工作表面投影到錘直于軸向力平面上的面積)為A(mm2)，螺母高度D=452 mm，螺紋中徑d2=446 mm，螺桿螺紋小徑d1=440 mm，螺紋工作圈數(shù)為u，螺紋牙根部的厚度b=7.61 mm。

當(dāng)支座承受豎向荷載時(shí)，螺紋副的螺母螺牙處應(yīng)力最大。為更方便地驗(yàn)算螺紋強(qiáng)度，可將螺紋沿螺母的直徑展開，可看做一段懸臂梁，則要求[7,8]：

(1)

式中：Q為支座承受的豎向荷載；l為彎曲力臂，長(zhǎng)度為3 m；[σ]b為螺母材料的許用彎曲應(yīng)力。Q345鋼的許用彎曲應(yīng)力為：[σ]b=1.2[σ]=1.2×115=138 Mpa。

隨著螺紋副的工作高度從50～100 mm，其最大豎向承載能力范圍為3070～9210 kN，其豎向承載能力與螺紋調(diào)高量呈正相關(guān)。由2.1.2節(jié)可知，不考慮螺紋副破壞的情況下支座的豎向極限承載能力為4460 kN，處于3070～9210 kN之間，這便表示當(dāng)對(duì)新型大行程可調(diào)高支座持續(xù)加載時(shí)，支座最終的破壞形式不僅僅取決于支座的材料尺寸，同時(shí)要受到螺紋調(diào)高量的影響。

因此，當(dāng)新型大行程可調(diào)高支座的工作高度為50～77 mm，即調(diào)高范圍在+50 ～+23 mm時(shí)，支座極限承載力為3070～4460 kN，由螺紋副的工作高度決定，且與工作高度呈正相關(guān)，若豎向荷載超過承載能力極限值但未超過4460 kN，則支座的破壞形式為調(diào)高螺紋副變形甚至于壓斷，這時(shí)支座失去了高度調(diào)節(jié)功能，但仍然擁有豎向承載能力，相當(dāng)于一個(gè)普通的盆式橡膠支座。若豎向荷載超過4460 kN，則支座在失去高度調(diào)節(jié)功能的同時(shí)也失去豎向承載能力，無法繼續(xù)使用；當(dāng)新型大行程可調(diào)高支座的工作高度為77～150 mm，即調(diào)高范圍在+23～-50 mm時(shí)，支座極限承載力為4460 kN，由鋼盆盆環(huán)與盆底交界處正應(yīng)力大小決定，若豎向荷載超過4460 kN，則支座的破壞形式為鋼盆盆底的支承處彎曲破壞，橡膠板從破壞處擠出，不再是三向受力狀態(tài)，這時(shí)支座失去豎向承載能力，無法使用。

2.3.2 調(diào)高量對(duì)支座剛度的影響

在荷載作用下，新型大行程可調(diào)高支座與普通盆式橡膠支座的變形相類似，不僅僅有豎向壓縮變形，還存在著盆環(huán)沿徑向向外傾斜變形。但由于新型大行程可調(diào)高支座相對(duì)于普通盆式橡膠支座，增加了下鋼盆結(jié)構(gòu)和下支座板，因此在受到豎向荷載時(shí)，鋼盆盆底呈鍋底狀凹陷，盆環(huán)與盆底交界處受到彎曲應(yīng)力，上盆環(huán)向內(nèi)側(cè)傾斜變形，下盆環(huán)向外側(cè)傾斜變形。下支座板盆環(huán)通過調(diào)高螺紋副與鋼盆下盆環(huán)相連接，向內(nèi)側(cè)傾斜變形。隨著調(diào)高量的減小，下支座板盆環(huán)會(huì)逐漸將鋼盆下盆環(huán)包裹，此時(shí)下支座板對(duì)鋼盆的約束逐漸增強(qiáng)，致使支座的整體剛度產(chǎn)生變化?，F(xiàn)創(chuàng)建不同高度下的模型進(jìn)行相同荷載下數(shù)值分析，以探究調(diào)高量對(duì)豎向剛度和水平剛度的影響。

由圖9，10可得調(diào)高支座的豎向壓縮變形與水平荷載下的水平變形都隨著支座調(diào)高量的增大而增大，換言之，支座豎向剛度和水平剛度隨支座調(diào)高量的增加而減小。具體原因是隨著調(diào)高量的增加，支座下支座板對(duì)鋼盆盆環(huán)的約束減小，當(dāng)支座受到荷載作用時(shí)變形會(huì)增大。

圖9 不同高度下支座豎向壓縮變形

圖10 不同高度下支座水平變形

3 支座性能試驗(yàn)研究

3.1 試驗(yàn)試件

本次試驗(yàn)支座設(shè)計(jì)承載力為2000 kN，根據(jù)理論計(jì)算和有限元分析結(jié)果確定新型支座各部件的尺寸，并且細(xì)化各部件構(gòu)造，繪制支座的詳細(xì)工程圖紙，加工廠根據(jù)詳細(xì)工程設(shè)計(jì)圖紙加工制作規(guī)格為GPZ(II)2000DX的新型大行程可調(diào)高支座。

新型可調(diào)支座各部件全部采用機(jī)加工，尺寸誤差不超過0.5 mm，嚴(yán)格控制不銹鋼滑板表面平整度。不銹鋼滑板與上支座采用氬弧周邊連續(xù)焊接法焊接，焊接時(shí)用工裝壓緊不允許有間隙，并且焊縫應(yīng)該光滑、平整、致密性好，焊接后打磨平整。支座采用的鋼構(gòu)件應(yīng)該符合TB/T 2331-2013《鐵路橋梁盆式支座規(guī)范》中相關(guān)性能規(guī)定，并且加工完成后將構(gòu)件的鐵屑、毛刺等清除后噴涂防腐處理[9]。

支座各構(gòu)件加工完成進(jìn)行裝配工作前，應(yīng)將構(gòu)件的飛邊、鐵銹、泥污等雜物清理干凈，將各部件配合表面打磨光滑，防止出現(xiàn)支座裝配不到位的情況。將鋼盆旋合到調(diào)高量的中間位置，安放承壓橡膠板時(shí)盆腔內(nèi)涂抹5201-2硅脂潤(rùn)滑，然后依次放置中間鋼襯板、聚氨酯滑板、上支座板等完成新型支座的組裝。組裝完成后用連接件將支座連接成整體，保證在運(yùn)輸過程中構(gòu)件不會(huì)相互滑動(dòng)碰撞受損。

3.2 試驗(yàn)方案

新型調(diào)高支座試驗(yàn)參考TB/T 2331-2013《鐵路橋梁盆式支座規(guī)范》[10]執(zhí)行，分別對(duì)支座試件進(jìn)行豎向承載能力試驗(yàn)、調(diào)高功能可靠性試驗(yàn)、水平承載能力試驗(yàn)、摩擦系數(shù)試驗(yàn)，觀察新型調(diào)高支座在承載力作用下的變形情況，從而驗(yàn)證新型支座調(diào)高前后承載能力是否符合設(shè)計(jì)要求。結(jié)合支座實(shí)際使用情況，為支座的研制提供試驗(yàn)依據(jù)并且與ABAQUS數(shù)值模擬分析結(jié)果對(duì)比分析補(bǔ)充數(shù)據(jù)。

豎向承載能力試驗(yàn)與調(diào)高功能可靠性試驗(yàn)同時(shí)進(jìn)行，先將支座高度調(diào)節(jié)至-50 mm位置進(jìn)行超負(fù)荷承載力試驗(yàn)，豎向壓力為3750 kN，使調(diào)高螺紋副之間緊密壓實(shí)，再依次進(jìn)行支座調(diào)節(jié)至±0，+50，-50 mm高度的承載力試驗(yàn)，確保支座在不同高度承受荷載后，不會(huì)對(duì)調(diào)高功能產(chǎn)生影響[11]。每次加載前先用豎向設(shè)計(jì)承載能力2000 kN進(jìn)行預(yù)壓，正式加載分10級(jí)依次加載，最終檢驗(yàn)荷載為3000 kN。

水平承載能力試驗(yàn)使用25000 kN壓剪試驗(yàn)機(jī)在豎向荷載為2000 kN狀態(tài)下進(jìn)行。壓剪機(jī)通過輸入位移量，在測(cè)試系統(tǒng)中得到反饋的水平推力，從而進(jìn)行水平荷載的控制，并測(cè)得支座的水平變形值，繪制荷載-水平變形曲線。在試驗(yàn)前，通過螺栓桿將支座下座板與壓剪機(jī)底板固定，為了防止支座高度過高時(shí)固定螺栓桿被剪斷，只在支座高度為290 mm(-50mm)工況下加載至極限水平荷載600 kN，340，390 mm工況下，只加載至水平設(shè)計(jì)承載力400 kN。

支座摩擦系數(shù)試驗(yàn)應(yīng)在壓剪機(jī)試驗(yàn)裝置上進(jìn)行，試驗(yàn)時(shí)先對(duì)支座施加豎向荷載2500 kN，使得調(diào)高支座的各個(gè)構(gòu)件充分接觸，然后用水平力加載裝置對(duì)支座施加水平推力，并通過傳感器記錄水平推力大小和水平位移的變化，支座一發(fā)生滑動(dòng)即停止施加水平荷載。反復(fù)上述水平力加載過程，直至支座第五次水平滑動(dòng)。

3.3 豎向承載能力試驗(yàn)

豎向承載能力試驗(yàn)結(jié)果如表1，2所示：

表1 豎向荷載與豎向壓縮變形率

表2 豎向荷載與盆環(huán)徑向變形率

結(jié)合表1，2所示，在設(shè)計(jì)荷載(2000 kN豎向承載能力設(shè)計(jì)值)下，支座豎向壓縮變形小于支座總高的2%，鋼盆徑向變形小于盆環(huán)外徑的0.5‰，滿足鐵路橋梁盆式支座規(guī)范要求。

3.4 調(diào)高功能可靠性試驗(yàn)

對(duì)支座進(jìn)行超負(fù)荷預(yù)壓實(shí)驗(yàn)的目的在于：先使得支座的各個(gè)構(gòu)件充分接觸，確定測(cè)量?jī)x器可以正常工作，另外也可以觀察螺紋副在受到超負(fù)荷載后是否仍可以保持可調(diào)性。支座在承受3750 kN豎向荷載的超負(fù)荷承載力試驗(yàn)過程中，外觀正常，測(cè)得的變形情況分布穩(wěn)定。

針對(duì)新型可調(diào)高支座的調(diào)高操作，操作人員需要施加的力根據(jù)式(2)求得使用1 m長(zhǎng)的鋼棒需要施加的力是146.4 N左右，但是限于現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)條件，只有0.5 m左右的鋼棒。并且受機(jī)械加工精度的影響，實(shí)際需要施加的力大于理論值，但是1～2名工人依舊能夠完成操作，具體操作如圖11所示，對(duì)支座調(diào)高操作計(jì)時(shí)，當(dāng)支座調(diào)高螺紋之間潤(rùn)滑油涂抹均勻后，支座完成一次50 mm的高度調(diào)節(jié)操作用時(shí)1 min，相比于其他調(diào)高方式極大地提高了施工效率。

(2)

式中：N為新型可調(diào)高支座自身重量；D為螺紋中徑；L為工具棒長(zhǎng)度；λ為螺紋升角；φv為螺紋副的摩擦角；F為轉(zhuǎn)動(dòng)支座需要施加的力。

圖11 支座調(diào)高操作現(xiàn)場(chǎng)照片

3.5 水平承載能力試驗(yàn)

支座高度分別為290，340，390 mm時(shí)的水平荷載-水平變形曲線如圖12所示，其螺紋工作調(diào)高分別為-50，±0，+50 mm。其中，水平承載能力設(shè)計(jì)值為豎向承載能力設(shè)計(jì)值的20%，即400 kN。當(dāng)水平加載至400 kN時(shí)，支座表面未存在裂縫和明顯變形，撤去水平荷載后水平變形可恢復(fù)，則該支座試樣滿足400 kN水平承載力要求。

圖12 支座水平荷載-水平變形曲線

從圖12可知，支座在剛開始增加水平荷載時(shí)存在大約1.7 mm的水平變形，這可能是由于豎向荷載作用所造成的支座徑向變形，當(dāng)水平荷載增加到大約150 kN過程中，鋼滑板通過與四氟乙烯板間的靜摩擦力將水平荷載傳遞給了鋼盆環(huán)，支座構(gòu)件之間不存在相互滑動(dòng)，水平變形量主要由盆環(huán)的彎曲變形所致；當(dāng)水平荷載達(dá)到150 kN時(shí)，鋼滑板與四氟乙烯板發(fā)生相對(duì)滑動(dòng)，滑動(dòng)距離大約為7 mm；當(dāng)水平荷載從150 kN增加至400 kN時(shí)，構(gòu)件間無相對(duì)滑動(dòng)，盆環(huán)的彎曲變形增大。

3.6 摩擦系數(shù)試驗(yàn)

通過摩擦系數(shù)試驗(yàn)得到支座的幾組摩擦系數(shù)如表3所示。

表3 支座摩擦系數(shù)試驗(yàn)結(jié)果

數(shù)據(jù)處理時(shí)，根據(jù)規(guī)范應(yīng)舍去第一組試驗(yàn)數(shù)據(jù)，將第2組至第5組的摩擦系數(shù)取平均值，作為該支座摩擦系數(shù)的實(shí)測(cè)值，最終結(jié)果如表3所示，在硅脂潤(rùn)滑條件下，支座摩擦系數(shù)不大于0.03，滿足規(guī)范要求。

4 結(jié) 語

本文設(shè)計(jì)了一種新型大行程可調(diào)高支座，可實(shí)現(xiàn)100 mm的調(diào)高行程，并且擁有2000 kN設(shè)計(jì)承載能力。通過建立ABAQUS有限元模型對(duì)其進(jìn)行承載能力分析，得到支座的豎向極限承載能力、支座剛度與支座調(diào)高量的關(guān)系。對(duì)新型調(diào)高支座試件進(jìn)行承載力以及摩擦試驗(yàn)，證明了設(shè)計(jì)方案的可行性以及支座調(diào)高功能的可靠性，研究結(jié)果為支座在工程中的運(yùn)用提供了參考依據(jù)。