鐘明，趙彥龍，李軒

(西安中交土木科技有限公司，陜西 西安 710075)

1 引言

機(jī)荷高速公路作為橫跨深圳東西方向的交通大動(dòng)脈，車流量巨大，目前日均交通量達(dá)到12萬(wàn)～16萬(wàn)標(biāo)準(zhǔn)車。為緩解交通壓力，深圳市擬在機(jī)荷高速公路原線之上架設(shè)高架橋。為避免擬建高架橋在后期運(yùn)營(yíng)時(shí)頻繁更換支座，影響交通順暢，擬建高架橋?qū)⒉捎枚樟汗探Y(jié)結(jié)構(gòu)。

采用墩梁固結(jié)結(jié)構(gòu)的橋梁，整體結(jié)構(gòu)承受外力或內(nèi)力作用時(shí)，梁體變位均由伸縮裝置實(shí)現(xiàn)，這對(duì)橋梁伸縮裝置性能提出了更高的要求。

經(jīng)分析得出，機(jī)荷擬建高架橋相鄰梁體聯(lián)端承受圖1(a)所示不均勻荷載時(shí)，兩聯(lián)之間產(chǎn)生23 mm豎向剪刀錯(cuò)位[圖1(b)]。目前中國(guó)主要使用的橋梁伸縮裝置根據(jù)結(jié)構(gòu)形式分為模數(shù)式伸縮裝置、梳齒板式伸縮裝置、橡膠式伸縮裝置和異型鋼單縫式伸縮裝置4類。對(duì)于以上4種伸縮裝置的小規(guī)格型號(hào) (D160型)，規(guī)范僅要求豎向變位不小于15 mm，現(xiàn)有的伸縮裝置無(wú)法滿足小縫豎向23 mm的大變位要求。

為解決此問(wèn)題，該文提出一種多向大變位伸縮裝置設(shè)計(jì)方案，裝置結(jié)構(gòu)如圖2所示。該多向大變位伸縮裝置由活動(dòng)齒板、固定齒板、支承橫梁、變位箱體組成，其中活動(dòng)齒板與支承橫梁通過(guò)防松螺栓組件連接。

圖1 橋梁聯(lián)端剪刀錯(cuò)位

圖2 多向大變位降噪型伸縮裝置

變位箱內(nèi)支承橫梁上下方設(shè)有可自由轉(zhuǎn)動(dòng)的承壓變位支承及彈性支承，當(dāng)梁體發(fā)生豎向變位時(shí)，支承橫梁可在橋梁縱向發(fā)生轉(zhuǎn)動(dòng)，同時(shí)帶動(dòng)活動(dòng)齒板一起自由轉(zhuǎn)動(dòng)(圖3)。伸縮裝置被壓縮至最小狀態(tài)時(shí)，兩側(cè)承壓變位支承間距為360 mm，承壓變位轉(zhuǎn)動(dòng)0.07 rad即可滿足豎向23 mm的變位要求。同時(shí)，通過(guò)精確設(shè)計(jì)活動(dòng)齒板梳齒形狀及尺寸(坡度、厚度)，能夠?qū)崿F(xiàn)齒端無(wú)上翹，可以保證伸縮裝置表面的平整性和連續(xù)性，能夠避免扎胎，提高行車安全性，并降低車輛通行噪聲。此伸縮裝置采用模塊化設(shè)計(jì)，并且活動(dòng)齒板與固定齒板采用螺栓連接，伸縮裝置后期維修更換時(shí)，不需要對(duì)伸縮裝置整幅進(jìn)行更換，僅需對(duì)局部損壞部位進(jìn)行維修更換，能夠有效節(jié)約成本，同時(shí)最大程度減少對(duì)行車的干擾。

圖3 伸縮裝置變位功能示意圖

要實(shí)現(xiàn)伸縮裝置小規(guī)格(D160型)23 mm以上豎向大變位的目標(biāo)，該文提出多向大變位伸縮裝置以實(shí)現(xiàn)梁體轉(zhuǎn)動(dòng)與伸縮裝置順橋向伸縮的功能分離。該文首先對(duì)伸縮裝置變位結(jié)構(gòu)進(jìn)行系統(tǒng)設(shè)計(jì)，然后結(jié)合有限元方法對(duì)此裝置在靜力荷載和動(dòng)力荷載作用下的力學(xué)性能進(jìn)行分析研究。

2 伸縮裝置靜力分析

2.1 伸縮裝置有限元模型

多向大變位伸縮裝置中活動(dòng)齒板、固定齒板、支承橫梁、變位箱等部件均采用Q355鋼；承壓變位支承及彈性支承中滑板采用聚四氟乙烯材料；連接螺栓采用40Cr(淬火)，10.9級(jí)高強(qiáng)螺栓。具體材料參數(shù)如表1、2所示。

表1 材料參數(shù)

表2 橡膠材料參數(shù)

多向大變位伸縮裝置采用模塊化設(shè)計(jì)，各節(jié)段間具有較強(qiáng)的獨(dú)立性，因此該文選擇單節(jié)段作為研究對(duì)象，并主要針對(duì)兩種不同齒形的伸縮裝置進(jìn)行力學(xué)性能分析。兩種型號(hào)伸縮裝置除齒板外，其余部件均保持一致，且兩種齒形齒板質(zhì)量均為228 kg，如圖4所示。

圖4 不同齒形多向大變位降噪型伸縮裝置

使用Solid Works建立伸縮裝置三維模型后，將三維模型導(dǎo)入Abaqus中進(jìn)行網(wǎng)格劃分，生成有限元模型。伸縮裝置有限元模型中各部件均采用縮減積分C3D8R單元進(jìn)行劃分，該單元在承受彎曲荷載時(shí)不會(huì)出現(xiàn)剪力自鎖現(xiàn)象，并且能夠應(yīng)對(duì)復(fù)雜的接觸問(wèn)題，能夠較為真實(shí)地模擬伸縮裝置的受力情況。裝置各部件接觸通過(guò)基于罰函數(shù)的通用接觸算法定義。根據(jù)伸縮裝置實(shí)際工作狀態(tài)，變位箱體外側(cè)自由度全部約束，固定齒板與橋梁固結(jié)部分自由度全部約束。

2.2 靜力荷載

根據(jù)JTG D60—2015《公路橋涵設(shè)計(jì)通用規(guī)范》中對(duì)車輛荷載的規(guī)定：車輛后軸重力標(biāo)準(zhǔn)值為140 kN，軸距為1.4 m，輪距為1.8 m，車輪著地面積為200 mm×600 mm。D160型多向大變位伸縮裝置單節(jié)段長(zhǎng)1.5 m，最大開(kāi)啟狀態(tài)寬度為580 mm，可以確定僅有單軸單側(cè)輪胎荷載作用于裝置上。結(jié)合車輪著地面積及齒板尺寸，該文取表3所示兩種代表工況分別對(duì)A、B型號(hào)伸縮裝置進(jìn)行分析，荷載作用位置如圖5所示。

表3 荷載作用工況

圖5 荷載作用位置示意圖

2.3 計(jì)算結(jié)果分析

多向大變位伸縮裝置中活動(dòng)齒板、固定齒板、支承橫梁、連接螺栓為主要強(qiáng)度控制元件，僅需對(duì)以上元件計(jì)算結(jié)果進(jìn)行分析討論。

(1)工況1靜力計(jì)算結(jié)果

圖6、7分別為兩種型號(hào)伸縮裝置梳齒板在工況1靜力荷載作用下的Mises應(yīng)力分布結(jié)果和位移結(jié)果。

圖6 工況1荷載作用下齒板Mises應(yīng)力分布圖(單位：MPa)

圖7 工況1荷載作用下齒板位移計(jì)算結(jié)果(單位：mm)

從圖6、7可以看出：A、B型號(hào)齒板在工況1荷載作用下最大Mises應(yīng)力分別為92.97、93.96 MPa，均遠(yuǎn)小于屈服強(qiáng)度355 MPa；最大位移分別為0.524 8、0.699 7 mm，滿足伸縮裝置剛度要求；兩種型號(hào)齒板最大Mises應(yīng)力均出現(xiàn)在活動(dòng)齒板跨中頂面齒間位置。

圖8、9分別為兩種型號(hào)伸縮裝置支承橫梁在工況1靜力荷載作用下的Mises應(yīng)力分布及位移結(jié)果。

從圖8、9可以看出：A、B型號(hào)伸縮裝置支承橫梁在工況1荷載作用下最大Mises應(yīng)力分別為48.47、46.76 MPa，結(jié)構(gòu)未發(fā)生塑性變形；最大位移分別為0.158 3、0.232 4 mm，滿足伸縮裝置剛度要求；支承橫梁在荷載作用下耳板與梁體連接拐角處以及螺栓孔位置有一定的應(yīng)力集中，最大Mises應(yīng)力出現(xiàn)在這兩處。

圖10為兩種型號(hào)伸縮裝置連接螺栓在工況1靜力荷載作用下的Mises應(yīng)力分布結(jié)果。

從圖10可以看出：螺栓在彎剪組合作用下最大Mises應(yīng)力出現(xiàn)在活動(dòng)齒板與支承橫梁接觸截面；A型號(hào)伸縮裝置螺栓最大Mises應(yīng)力小于B型號(hào)，分別為64.85、72.63 MPa，這是由于工況1荷載作用下A型號(hào)伸縮裝置齒板變形小于B型號(hào)齒板，連接螺栓所承受彎曲作用也相對(duì)較小導(dǎo)致的。

圖8 工況1荷載作用下支承橫梁Mises應(yīng)力分布圖(單位：MPa)

圖9 工況1荷載作用下支承橫梁位移計(jì)算結(jié)果(單位：mm)

圖10 工況1荷載作用下螺栓Mises應(yīng)力分布圖(單位：MPa)

(2)工況2靜力計(jì)算結(jié)果

工況2車輪荷載作用在齒板搭接位置，圖11、12分別為兩種型號(hào)伸縮裝置梳齒板在工況2靜力荷載作用下的Mises應(yīng)力分布及和位移結(jié)果。

圖11 工況2荷載作用下齒板Mises應(yīng)力分布圖(單位：MPa)

圖12 工況2荷載作用下齒板位移計(jì)算結(jié)果(單位：mm)

從圖11、12可以看出：A、B型號(hào)齒板在工況2荷載作用下最大Mises應(yīng)力分別為71.29、75.46 MPa，均小于工況1荷載作用下的最大Mises應(yīng)力值；最大位移分別為0.417 8、0.699 7 mm，滿足伸縮裝置剛度要求。

圖13、14分別為兩種型號(hào)伸縮裝置支承橫梁在工況2靜力荷載作用下的Mises應(yīng)力分布及位移結(jié)果。

從圖13、14可以看出：A、B型號(hào)伸縮裝置支承橫梁在工況2荷載作用下最大Mises應(yīng)力分別為28.03、37.85 MPa，支承橫梁具有很高的安全系數(shù)；最大位移分別為0.123 4、0.178 5 mm，滿足伸縮裝置剛度要求。

圖15為兩種型號(hào)伸縮裝置連接螺栓在工況2靜力荷載作用下的Mises應(yīng)力分布結(jié)果。

從圖15可以看出：工況2荷載作用下兩種型號(hào)伸縮裝置螺栓最大Mises應(yīng)力分別為34.93、57.33 MPa，遠(yuǎn)小于屈服強(qiáng)度900 MPa。

圖13 工況2荷載作用下支承橫梁Mises應(yīng)力分布圖(單位：MPa)

圖14 工況2荷載作用下支承橫梁位移計(jì)算結(jié)果(單位：mm)

圖15 工況2荷載作用下螺栓Mises應(yīng)力分布圖(單位：MPa)

3 伸縮裝置動(dòng)力分析

為研究車輛通過(guò)多向大變位伸縮裝置時(shí)引起的動(dòng)力響應(yīng)，對(duì)車輛后軸單側(cè)輪胎分別以20、40、60、80 km/h的行駛速度通過(guò)多向大變位伸縮裝置單節(jié)段進(jìn)行動(dòng)力仿真分析。

圖16為齒板最大豎向位移與車輛行駛速度關(guān)系折線圖，圖17為齒板豎向振動(dòng)加速度幅值與車輛行駛速度關(guān)系折線圖。

從圖16、17可以看出：隨著車速的增加，活動(dòng)齒板所產(chǎn)生的最大豎向位移及豎向振動(dòng)加速度幅值均增加；相同速度下，輪胎經(jīng)過(guò)A型伸縮裝置時(shí)活動(dòng)齒板最大豎向位移及豎向振動(dòng)加速度幅值均小于B型伸縮裝置。

圖16 齒板豎向最大位移-車速關(guān)系曲線

圖17 齒板豎向振動(dòng)加速度幅值-車速關(guān)系曲線

圖18為支承橫梁最大豎向位移與車輛行駛速度關(guān)系折線圖，圖19為支承橫梁豎向振動(dòng)加速度幅值與車輛行駛速度關(guān)系折線圖。

圖18 支承橫梁豎向最大位移-車速關(guān)系曲線

圖19 支承橫梁豎向振動(dòng)加速度幅值-車速關(guān)系曲線

從圖18、19可以看出：隨著車速的增加，支承橫梁所產(chǎn)生的最大豎向位移及豎向振動(dòng)加速度幅值均增加；相同速度下，輪胎經(jīng)過(guò)A型伸縮裝置時(shí)支承橫梁最大豎向位移及豎向振動(dòng)加速度幅值均小于B型伸縮裝置。

由以上計(jì)算結(jié)果可知：隨著車速逐漸增加，伸縮裝置所受到的沖擊效應(yīng)逐漸提升，各部件所產(chǎn)生的位移也隨之增加。綜合對(duì)比兩型號(hào)伸縮裝置齒板及支承橫梁在動(dòng)態(tài)車輛荷載作用下產(chǎn)生的最大豎向位移及豎向加速度幅值，可以認(rèn)為車輛在通過(guò)A型伸縮裝置時(shí)，行車平穩(wěn)性更優(yōu)，駕駛員顛簸感更小。

4 結(jié)論

(1)汽車荷載作用下多向大變位伸縮裝置各部件強(qiáng)度及剛度均滿足設(shè)計(jì)要求。汽車輪載全部作用于活動(dòng)齒板頂面時(shí)(工況1)，伸縮裝置各部件產(chǎn)生更高的等效應(yīng)力和更大的變形。兩種型號(hào)伸縮裝置中，A型號(hào)伸縮裝置具有相對(duì)更高的強(qiáng)度及剛度安全儲(chǔ)備。

(2)多向大變位伸縮裝置活動(dòng)齒板與支承橫梁采用螺栓連接，后期維修時(shí)，便于拆卸進(jìn)行局部更換。螺栓作為連接件，疲勞破壞對(duì)其耐久性起主要影響作用，通過(guò)不同工況的計(jì)算可以看出，連接螺栓在汽車荷載作用下，具有相對(duì)較低的等效應(yīng)力值，這有助于連接螺栓抵抗疲勞破壞，證明了活動(dòng)齒板與支承橫梁采用螺栓連接的可行性。在工程應(yīng)用中，可根據(jù)道路交通量以及典型車輛噸位，適當(dāng)增加螺栓數(shù)量以防止螺栓發(fā)生疲勞破壞。

(3)對(duì)兩種型號(hào)伸縮裝置在不同車速下的動(dòng)力響應(yīng)進(jìn)行了有限元計(jì)算，計(jì)算結(jié)果表明：車輛通過(guò)多向大變位伸縮裝置時(shí)，隨著車速的增加，活動(dòng)齒板最大豎向位移與豎向加速度逐漸增大；兩種型號(hào)伸縮裝置相比，相同車速下，A型號(hào)伸縮裝置能夠提供更好的行車平穩(wěn)性，并且齒板豎向振動(dòng)加速度更小，有助于降低伸縮裝置的振動(dòng)噪聲。