14新型销轴支座竖向极限承载力研究邢超卿

1、淘宝：第 45 卷 第 3 期2015 年 2 月上结构Building StructureVol 45 No 3Feb 2015新型销轴支座竖向极限承载力研究*田稳苓1，2，河北工业大学，张瑶1，邢超3，丹1，2 ， 卿龙邦1，2( 1300401;河北省土木工程技术研究中心，石家庄 050011)300401;23 北方工程摘要 提出在传统销轴支座的上下耳板间距中加入叠层橡胶垫的新型销轴支座。由于传统销轴连接的研究成果不能充分适用于新型销轴支座，并且目前仍缺乏对销轴支座极限承载力的研究，主要运用试验与有限元模拟的 研究新型销轴支座在竖向受压时的极限承载力。通过比较试验与有限元模拟得到的荷载

2、 位移曲线及部分应变片的测量结果，验证了模拟过程中参数选择的合理性，表明有限元法可以较好地再现支座竖向受压的全过程反应。进一步运用有限元模拟结果分析新型销轴支座的屈服机制与失效机制，总结支座的内力分布规律与荷载传递规律; 并运用有限元模拟对比新型销轴支座与传统支座在竖向作用下的反应。结果表明，新型销轴支座具有足够的承载能力及安全储备，到达极限状态时塑性变形明显，支座在竖向作用下呈现延性破坏的特征。 销轴支座; 极限承载力; 试验; 有限元号: TU317 + 2文献标识码: A文章编号: 1002 848X( 2015) 03 0068 05Study on vertical ultimate

3、 bearing capacity of a new pin bearingTian Wenling1，2 ，Zhang Yao1 ，Xing Chao3 ，Kong Dandan1，2 ，Qing Longbang1，2( 1 Hebei University of Technology，Tianjin 300401，China; 2 Civil Engineering Technology esearch Center of Hebei Province，Tianjin 300401，China; 3 Norendar International ，Shijiazhuang 050011，

4、China)Abstract: A new pin bearing was put forward with adding laminated rubber pad in spacing of ear plates of the traditional pin bearing The research achievements of the traditional pin connection could not be fully applied to the new pin bearing，and research on the ultimate bearing capacity of th

5、e pin bearing was lack The ultimate bearing capacity of the new pin bearing under the vertical compression was studied through the test and finite element simulation The load displacement curve and measurement results of parts of strain gauges obtained by the test and finite element simulation were

6、compared to verify the rationality of selection of parameters in the simulation process and indicate that finite element method can well reproduce the whole process reaction of the bearing under vertical compression The yield mechanism and failure mechanism of the bearing were analyzed by using fini

7、te element simulation results to summarize the internal force distribution law and load transfer law eactions of the new and traditional bearings under vertical compression were compared using finite element simulation method esults show that the new bearing has enough bearing capacity and safety re

8、serve The plastic deformation of the bearing is obvious to reach the ultimate state The bearing features the ductile failure characteristics under vertical compressionKeywords: pin bearing; ultimate bearing capacity; experiment; finite element引言空间结构的支座形式多种多样，常用的有平板 支座、弧形支座、板式橡胶支座、球形支座、销轴支座 及隔震橡胶支座等。

9、目前，销轴支座以其施工方便、合理、构造简单、外形美观等特点得到广泛应用。载力计算方法。以往的研究多集中在销轴连接局部构件的力学性能及接触问题上: 如文献3 5对传统销轴连接进行了受力分析与承载力公式的推0导。文献6，7销轴与销孔间的接触应力展开研究。然而，目前国内外的研究多集中在局部构件的力学性能以及销轴连接的接触问题上，仍缺乏对于销轴支座整体性能的研究。特别对于新型销轴 支座来说，现有的研究结论显然不能满足其发展应用的需求。销轴支座主要承受竖向 ，研究新型销轴支座在竖向荷载作用下的极限承载力，可以为设计提为了使销轴支座更好地适应温度等其他不确定因素的作用，设计提出了在上下耳板的间距中加入叠层

10、橡胶垫的新型销轴支座。销轴连接是工程中常用的铰接连接形式。通过一根销轴将上 下耳板起来，由各部件间的相互接触传递荷载。文献1 2研究了耳板在不同破坏形式下的极限承载力以及销轴与销孔间隙较大时销轴连接的承自然科学基金( 51309073) 。*通讯作者: 张瑶，: 163 com。淘宝：田稳苓，等 新型销轴支座竖向极限承载力研究第 45 卷 第 3 期69供依据，了解新型销轴支座在竖向荷载作用下的安 全储备与承载能力，为其安全使用提供依据和保障。料试验得到 约为 630MPa。同时参考文献10中对销孔处压应力的限制，为了局部变形，文中对本文采用试验与有限元模拟两种座的竖向极限承载力进行研究。1试

11、验与有限元模拟对新型销轴支销轴与销孔间接触压应力的限值取为 0. 75Fy ( Fy 为钢材 Q235 的屈服强度) ，然后乘以销轴的投影面积得到为 202kN，按此公式计算的承载力约为试验概况新型销轴支座试件上下盖板1. 1400kN，取计算得到的承载力中的较小值 400kN 进行试验。将承载力设计值 400kN 代入文献1中有关销轴连接的各强度验算公式，结果均满足公式要求。均为 500mm 500mm，厚 20mm，支座总高度为 370mm，其中上耳板厚度为 16mm，宽度为 300mm，上耳板间距为 80mm，下耳板厚度为 20mm，宽度为 400mm，下耳板间距为 280mm，加劲肋板

12、厚度均为 12mm，销孔直径为 78mm，销轴直径为 75mm，销轴所用钢材为调质处理的 40Cr，其余部分钢材均选用 Q235，并在传统支座中加入聚四氟乙烯-高阻尼橡胶组合弹簧，新型销轴支座三维模型及试验试件分别如图 1，2 所示。试验由竖向 25 000kN、水平 2 500kN 的电液伺服试验机完成。竖向力及竖向位移由试验机直接测得。1. 2试验现象试验采用逐级加载，每级荷载为设计承载力的10% ( 40kN) ，加载速率为 4kN / s，每级持荷 3min，加载到设计承载力 400kN 后，继续逐级加载，每级100kN，加载速率为 4kN / s，每级持荷 3min，直至构件发生破坏

13、。试验从开始加载至荷载达到设计承载力期间， 试件变形并不明显，分析此阶段试验机的荷载-位移数值，发现位移与荷载基本成线性关系; 随着荷载的加大，试件逐渐出现了可见的竖向变形; 最后随着加载的不断进行，上组合耳板的底部与下盖板间发生试件相应部位的应变由 DH3816仪。了接触，试验停止。试件破坏如图 3 所示。对持荷前后位移取平均值，绘制试件的荷载-位移曲线，如图 4 所示。由图 4 可知，当荷载在 0400kN 时，试件处于弹性阶段，曲线成线性变化; 当荷载在 400 1 100kN 时，试件进入弹塑性发展阶段，刚度明显下降; 当荷载进入 1 100 1 200kN 时， 试件进入极限状态，销

14、轴严重弯曲，上组合耳板与下 盖板接触，此时销轴与销孔基本已失去了继续变形 的空间，耳板在平面内的转动受到更大的制约，与开 始假定的平面内铰接的节点形式不相符，传力模式 发生了改变，此后继续受力，支座将处于不稳定的状 态，认为此时试件达到极限状态。试件的极限承载 力约为 1 200kN，与初步设计时的承载力相比具有足够的安全储备和承载能力，整个试件呈现延性破 坏的特征，通过计算可知，延性系数 约为 13( =图 1 新型销轴支座三维模型对新型支座进行初步分析，考虑其关键部位为销轴与销孔，对销轴进行受力分析时认为当销轴的计算跨度大于其直径 d 的两倍时，受弯的销轴可近似按简支梁算，并假定各集中力作

15、用在与销轴接触的耳板的中心线上8。结合材料力学9相关知识及文献5的结论，使用公式 32 M / d3 计算得到销轴的承载力设计值约为 500kN，其中 M 为跨中截面弯矩， 为 40Cr 的屈服强度设计值，由材图 2 新型销轴支座试件图 3 试件破坏图 4 试件荷载 位移曲线淘宝：结构2015 年70u / y = 17 15 /1 3513，其中 u，y 分别为极限变形与屈服变形) 。试验结束后对试件进行了拆分，通过观察各部件的残余变形可以发现，发生塑性变形的部位主要为销轴和耳板销孔处，如图 5，6 所示。及接触问题，选择非协调模式单元 C3D8I。设置耳板处销孔的网格为 5mm，销轴作为主

16、面的网格为 8mm，其他部件边缘处设置网格20mm 或 30mm。钢材均取近似的双线性模型，即屈服后呈线性变化的应变强化模型，除销轴材料为调质处理的40Cr，其余钢材均为 Q235。参考材料试验结果及文献12，取 Q235 的屈服强度为 225MPa，极限强度为 375MPa，取调质 40Cr 的屈服强度为 700MPa，极为限强度为 880MPa。橡胶的本构关系选择Neo-Hookean 模型，使用橡胶的单轴压缩试验数据进行模拟。在装配实体时，使销轴与上下耳板之间相互接触，荷载分两阶段加 载，先将竖向荷载加至400kN，再加到 1 200kN。分析完成后，将有限元模拟结果与试验结果进行对比分

17、析。1. 4 结果对比图 5 销轴破坏图 6 耳板破坏依据文献9，对销轴按照简支梁进行分析，用结构力学中的虚功原理对销轴的弹性变形进行计算，算得由弯矩作用产生的变形为 0. 53mm，剪力作用产生的变形为 0. 07mm。参考文献10，11的公式，对耳板进行分析可以发现，当荷载达到设计承 载力时，16mm 厚的耳板变形为 0. 30mm，20mm 厚的耳板变形为 0. 24mm。运用以上理论公式算得的竖向总 位 移 为 1. 14mm，该 变 形 的 试 验 结 果 为 1. 35mm，数值模拟结果为 1. 15mm。出现差异的原因主要考虑以下几点: 理论计算没有考虑耳板平面外的变形、构件存在

18、的几何缺陷造成的局部应力集中产生的局部塑性变形等。考虑到理论、试验与模拟的竖向变形值较为接近，可以认为将销轴作为简支梁，同时将上耳板与销 轴接触面的中心线位置作为集中力作用点、下耳板与销轴接触面的中心线位置作为铰接支座的计算模 型是合理的。1. 3 有限元模型新型销轴支座的分析涉及多对两个部件之间的 接触。有限元软件 ABAQUS 可以较好地模拟接触问题4，因此，利用 ABAQUS 建立有限元分析模型，如图 7 所示。各部件间的接触对主要在以下部位建立: 上、下耳板与销轴接触区，上组合耳板底面与下盖板接触区，叠层橡胶垫与两侧耳板接触区。考虑到模型涉荷载-位移曲线结果对比1. 4. 1有限元模拟

19、与试验得出的荷载-位移曲线见图8。由图 8 可以看出，与试验曲线相似，模拟曲线同样是先经历线弹性阶段，再进入弹塑性发展阶段，最 后由于上组合耳板与下盖板接触，位移基本不变，且 支座处于弹性阶段的竖向刚度值基本相同。两曲线 的不同之处有以下两点: 1) 进入弹塑性发展阶段的荷载值不同，试验曲线的弹性极限承载力约为400kN，模拟曲线的约为 600kN; 2) 模拟曲线进入弹塑性阶段后位移增量大于试验曲线，模拟的最终位移量大于试验值。出现这些不同之处的主要是软件无法准确地模拟各部件之间的相互作用以及实际构件与模型之间的误差。图 8 新型销轴支座有限元模拟与试验荷载 位移曲线对比1. 4. 2部分测

20、点应变结果对比在 ABAQUS 中观察有限元支座的塑性变形情况，发生塑性变形的部位为销孔与销轴，这与试验所 观察到的现象相一致。选取处于弹性变形状态的部 分应变片( 图 9) 与模拟中相应位置的应变进行对比，结果如图 10 所示。由图 10 可知，各曲线的整体趋势相近，应变终值相近，并且各测点应变都随荷载增大而增大，尤其 荷载在 400kN 以内时，变化规律基本为线性。各测图 7 新型销轴支座有限元模型淘宝：田稳苓，等 新型销轴支座竖向极限承载力研究第 45 卷 第 3 期71间的间距段内，并基本对称地分布在中性层的上下部位。荷载传递规律与应力分布规律在整个过程中，竖向荷载通过盖板传递给上耳板

21、，上耳板间的加劲肋起到了协调变形与提高稳定性的作用; 上耳板通过与销轴的接触将竖向力传递给销轴，进而传递至下耳板与下盖板。橡胶垫随着销轴的受弯变形而产生转动位移，由于橡胶垫与耳板间存在微小的间距，在加载初期，销轴变形较小时 橡胶垫不与耳板发生接触，其对支座的竖向受力性能不产生影响; 当橡胶垫与耳板发生接触时，其作用近似于连接耳板间的弹簧，并且由于橡胶的刚度与钢材相比很小，故到达极限状态时，橡胶垫的整体受 力依然较小。产生塑性变形的主要部位是销孔与销轴，耳板 远离销孔处、销轴远离跨中处以及支座的其他部位 在整个过程中均处于弹性状态。随着塑性变形的不 断开展，销孔与销轴的接触面积不断增大，销孔处应

22、 力分布随着接触面积的增大及材料屈服逐渐均匀， 在极限状态时，整个接触面积基本均匀地处于屈服 状态。上耳板较下耳板薄，接触应力较大，因此销轴 与上耳板接触部位最先进入屈服状态。到达极限状 态时，对销轴的等效应力起决定作用的是销轴沿轴 向方向的正应力，即弯曲正应力，跨中截面的应力分 布与文献13中关于双线性材料的弹塑性弯曲理论具有较好的一致性，即中性层处正应力为 0，并迅速增大至屈服点，并在距离中性层最远的位置正应 力具有最大值。2. 2图 9 测点 1，2，12 分布图点的应变在一定程度上验证了试验现象。比较试验与模拟曲线，进一步验证了有限元分析的可靠性。 综上所述，本文建立的有限元计算模型是

23、合理的，模拟结果和试验结果具有较好的一致性，有限元 的计算结果可以较好地再现支座在竖向受压时的力 学性能。因此可以利用有限元的计算结果来分析支座的受力及变形情况。22. 1模拟结果分析 屈服与失效机制新型销轴支座的塑性发展过程为: 上下耳板销孔与销轴接触部位首先产生塑性变形，接着紧邻销孔下的加劲肋板端部产生塑性变形，最后销轴产生塑性变形。在荷载作用下，由于销轴与销孔之间存在空隙， 两者接触面积很小，开始接触时存在应力集中点，故 在荷载到达 60kN 左右时，上下耳板的销孔处开始出现屈服，同时由于销轴材料的屈服强度远远大于 耳板的屈服强度，此时在相同接触应力作用下，销轴 处于弹性状态; 加劲肋板

24、位于销孔下的端部受到销孔屈服后较大变形的影响，在荷载达到 300kN 左右 时开始产生塑性变形，由于主要是受销孔变形影响 产生的塑性变形，在到达极限状态时塑性变形范围 仅仅集中于端部较小范围; 随着荷载的不断加大，销轴与上耳板接触部位开始屈服，此时荷载约为500kN。随着荷载的增大，作为受弯构件，其跨中截面的弯矩不断增大，进而应力不断增大，并首先在销 轴跨中的最外层处产生受弯塑性变形，到达极限状态时，销轴的塑性变形范围主要位于上耳板之极限承载力分析支座进入塑性变形阶段的2. 3是耳板销孔处的应力集中造成的局部塑性变形，随着塑性变形的不 断开展，支座的刚度逐渐降低，在达到极限状态时， 支座的变形

25、已十分明显，但在整个过程中均未发生 脆性断裂，支座各部分连接完好，塑性变形主要在局 部构件上发展，具有延性破坏的特征，支座的竖向极限承载要由位移。由以上分析可知，荷载开始作用时耳板销孔注: MAX 代表最大主应变，MIN 代表最小主应变。图 10 试验与有限元模拟应变 荷载曲线对比淘宝：结构2015 年72处的应力集中现象明显，该位置处的内力增加也 最快，较早进入屈服; 随着塑性变形范围的增大， 支座整体刚度发生了降低，荷载-位移曲线出现转折点，最后由于销轴与销孔塑性变形不断累积使 得上耳板与下盖板接触，此时支座已失去了稳定 的传力模式到达极限状态。影响受弯构件在弹性 阶段挠度的主要因素是荷载

26、与跨度，进入塑性阶段后还应包括材料的本构关系的影响。因此，合是橡胶垫并不能显著支座的竖向力学性能。结论通过对新型销轴支座进行足尺试验与有限元模拟分析，得出如下结论:( 1) 新型销轴支座的足尺试验真实地模拟了支座各部件的受力特点及相互作用，验证了支座的安全储备及承载能力。( 2) 将销轴作为简支梁、上耳板与销轴接触面的中心线位置作为梁的集中力作用点、下耳板与销轴接触面的中心线位置作为铰接支座的简化模型是 合理的。( 3) 有限元分析与试验结果表明，从曲线的整体趋势、曲线变化的特征点以及曲线的终值考虑，有 限元结果在较大程度上与试验结果相符合，验证了有限元分析的合理性。运用有限元的分析结果可以4

27、理地选择钢材的品种及设计构件的几何制极限承载力的关键。是控3传统支座与新型销轴支座的对比运用有限元模拟的方法研究传统支座与新型销轴支座的关系。建立传统支座有限元模型如图 11 所示。传统支座不存在橡胶垫，两支座模型中其他部分的材较好地支座在竖向受压时的力学性能。( 4) 在整个受力过程中，销孔由于应力集中最先进入屈服，接近销孔的加劲板端受销孔塑性变形 的影响随后发生塑性变形，销轴材料的高强度特点 使其最晚屈服，其受力与变形情况接近于简支梁。图 11 传统支座有限元模型料本构、几何、网格大小均相同。对传统支座施加同样的荷载进行模拟，得到传统支座的荷载-位移曲线如图 12 所示。对比图 12 的曲

28、线可知，两曲线基本重合，仅在弹塑性发展阶段有较小的区别，在一定程度上，橡胶垫提 高了支座在弹塑性发展阶段的刚度，对整体刚度降 低过程起到了一定的减缓作用，但其在弹性和极限 变形阶段与新型销轴支座是一致的。通过分析传统 支座的屈服与失效机制以及荷载传递与应力分布规 律发现，传统支座与新型销轴支座的结果也是十分 相近的。支座的极限承载力受位移。材料的本构关系与构件是影响极限承载力的关键因素。( 5) 对比传统支座与新型销轴支座的竖向受力情况可知，橡胶垫对支座竖向力学性能的不明显，但其结果是符合设计初衷的。作用参考文献1 DAVID DUEPinnedconnection strength andb

29、ehaviorJ Journal of Structural Engineering，2006， 132( 2) : 182 1942 DAVID DUE Deformation behavior of pinned connection with large pin clearance J Journal of Structural Engineering，1986，112( 7) : 1731 17363 苏善根，许宏亮 斜拉桥销铰连接锚固形式初探J中国铁道科学，2003，24( 1) : 94 984 王帅，赵宪忠，陈以一 销轴受力性能分析与设计J结构，2009，39( 6) : 77

30、815 李举鹏，王永新 机械销轴强度计算J 机械工程师，2013( 2) : 170 1726 朱浩 大型钢结构节点销轴连接接触力分布研究D图 12 传统支座与新型销轴支座有限元模拟荷载 位移曲线由此表明，在竖向受压状态下，新型销轴支座中 橡胶垫作用不明显，甚至可以忽略，符合预期结果。因为新型销轴支座的设计初衷是: 通过加入橡胶垫使得新型支座在偶然的、不确定的平面外水平力作 用下的传力更加可靠，性能更加优越。支座的主要受力为竖向，对竖向极限承载力的研究具有重要意义。分析表明: 新型支座在承受竖向 作用下具有足够的安全储备与承载能力，但:理工大学，20117 颜东煌，刘雪锋，田仲初，等 销轴连接

31、结构的接触应力分析J 工程力学，2008，25( 1) : 229 2408 JTJ 025北京:9 刘鸿文86 公路桥涵钢结构及木结构设计规范S，1988交通材料力学M 北京: 高等教育，1992( 下转第 67 页)淘宝：朱正浩，等 一种新型单向滑动网架支座有限元模拟及试验研究第 45 卷 第 3 期67分最大应力为 26. 1MPa，未超过聚四氟乙烯板的抗压极限强度，满足要求。( 4) 新型单向滑动支座由在传统螺栓球网架支座上增加的聚四氟乙烯板和不锈钢板组成，制作工有限元分析与试验研究的对比在竖向荷载作用下，对比有限元分析和试验结果可知:艺简单方便，施工速度快，具有很大的优越性。4参考文

32、献( 1) 极限承载力试验中竖向荷载达到 11 杜文风，张慧 空间结构M 北京: 中国电力2008，400kN时，支座肋板大部分屈服，有较大变形，底板上表面焊缝处也产生局部屈服破坏; 有限元分析中，施加等效为 1 500kN 的竖向荷载，底板上表面十字区局部和支座肋板大部分应力达到了 235MPa，即强度极限，肋板屈服明显; 对比有限元分析和试验破坏图( 图 12) 可知，有限元分析结果与支座实际屈服变形的轮廓基本一致。( 2) 试验荷载达到 1 400kN，支座开始屈服时，产生的竖向位移为 13. 90mm，比有限元分析中的竖向位移 14. 428mm 略小，但考虑到有限元分析施加2 沈银澜

33、，范重，张培基结构球形支座设计分析J 钢结构，2011，26( 6) : 6 113 袁杨，陈忠范 雪荷载下加油站罩棚倒塌事故分析及若干建议J 江苏，2009( 1) : 34 364 杜文风，高博青，董石麟 单层网壳动力失效的形式与特征研究J 工程力学，2009，26( 7) : 39 465 董继斌 网架结构支座形式对房屋结构整体性能的影响C/ / 庆贺刘锡良教授执教五现代结构工程学术报告会256第一届，2001: 253集6 杜文风，高博青，董石麟 网壳结构周期总费用的荷载较大以及实际支座结果还是合理的。中的误差，有限元分析计算方法研究J 土木工程学报，2011，44 ( 6) : 127 1377 GB 50017 2003 钢结构设计规范S 北京: 中国计( 3) 根据有限元分析结果，支座下部聚四氟乙烯板承