基于hyperworks的大吨位铸钢径向支座设计

基于hyperworks的大吨位铸钢径向支座设计

0抗拉、抗剪及地震反应措施的应用链式扩张床是一种常见的结构组成，广泛应用于桥梁和大型空间结构。相比于固定支座,万向铰支座能够释放温度应力、改善下部构件受力,具有更广阔的应用前景。但目前建筑中常用的万向铰支座通常受拉、受剪能力较弱,而在一些大跨空间结构(如北京某重点工程大跨屋盖结构)中,由于温度荷载的影响已经对支座提出了超强抗拉、抗剪及万向转动的设计要求。目前已有的万向铰支座均不能满足要求。针对这种需求,本文基于某原型支座设计了一种具有超大受拉和受剪承载能力的新型大吨位铸钢万向铰支座,该支座受力明确、传力直接、性能可靠,能够满足工程要求(拉力4103kN、压力5970kN或者剪力3254kN,同时具有万向转动能力),并具有较大的安全储备。1施工条件1.1解释模型的建立由于在北京某重点工程中的设计需求比较典型,因而本文将基于该工程设计需求进行大吨位铸钢万向铰支座的设计与分析。支座在设计时考虑了支座节点的三种不利工况,各工况的荷载组合如表1所示,设计控制内力如表2所示。其中工况1为拉力起控制作用的拉剪工况;工况2为压力起控制作用的压剪工况;工况3为剪力起控制作用的剪拉工况。1.2gs-20mn5试验由于铸钢支座与主体结构通过焊接连接,因而选用了符合德国DIN17182标准的GS-20Mn5经调质处理可焊接高韧性的铸钢材料。该标准严格限制C、S、P的含量,可以保证材料具有较好的塑性、韧性和可焊性。其化学成分和力学性能如表3、4所示。1.3解释一:铸钢横向授权支护支座设计时参考了目前已有的铸钢万向铰支座。其中在坦桑尼亚体育场工程中采用的铸钢万向铰支座是国内目前唯一经过试验验证并已应用到实际工程中的铸钢万向铰支座。该支座由上支座和下支座通过组装而成,如图1所示。在下支座上有圆冠状球头,在上支座上对应的球槽,用于实现支座万向转动。组装时通过旋转将上支座旋入下支座球碗中,然后用高强螺栓和缓冲弹簧连接。支座受拉时,荷载通过上支座与下支座环板的接触来传递;支座受压和受剪时,荷载均通过球头与球槽之间的接触来传递。在文献中提出的铸钢万向铰支座如图2、3所示。该支座由上支座和下支座组成,如图2a所示,其中下支座由两部分拼装而成,在下支座上有圆冠状球头,在上支座上有对应的球槽,用于实现支座万向转动。上、下支座之间通过高强螺栓和缓冲弹簧连接,组装时将转动垫块和上支座球饼依次置于下支座球碗中,然后通过高强螺栓将下支座两部分以及上下支座连接在一起,如图2b所示。支座组装完成后插入下部钢管中,然后用焊缝相连,通过下部钢管将荷载传递给下部结构。支座受拉时,荷载通过连接上下支座的高强螺栓和缓冲弹簧来传递;支座受压和受剪时,荷载均通过球头与球槽之间的接触来传递,球碗不直接参与受力。可以看到两者受压和受剪时的传力机理相同,受拉时的传力机理不同,组装方式也不相同。由于组装方式的不同导致前者的球琬必须是不连续的,而后者的球琬则可以是连续的。由于连续的球琬可能具有更大的受拉承载潜力,因而本文选择以该专利支座为原型,利用大型有限元软件ANSYS并依据CECS235:2008《铸钢节点应用技术规程》进行了大吨位铸钢万向铰支座的设计与分析。2元模型的构建为了分析支座的力学性能,建立了能够考虑材料非线性、几何非线性以及接触非线性影响的三维弹塑性有限元模型。2.1稳定弹性模量有限元分析时,参考规程中的相关规定,选用弹塑性双折线模型,Mises屈服准则和Prandtl-Reuss流动准则。初始弹性模量取2.06×105MPa,强化模量取初始弹性模量的3%;泊松比取0.3;材料屈服强度根据板件厚度按表4取值。2.2铸钢合成模型考虑到支座构造复杂以及接触区域的不规则性,分三个步骤建立了支座的有限元模型:首先建立支座的实体模型,然后将实体模型导入HYPERMESH中划分网格,最后将有限元模型导入ANSYS中进行加载、求解和后处理。由于支座构造相对复杂、且存在三维实体倒角,在ANSYS中无法完成建模,采用三维实体建模软件SOLIDWORKS建立了铸钢支座的三维实体模型。为了提高计算效率,利用模型的对称性建立了1/2模型。由于铸钢支座为三维实体,需要采用实体单元,采用四面体网格划分较为简便,但计算费时;采用六面体网格划分可以节省计算机时,但网格划分较为复杂,且不便于控制局部高应力梯度区网格密度。因而选用了混合网格划分,在低应力梯度区采用六面体单元,在高应力梯度区采用二阶四面体单元,在过渡区采用金字塔单元过渡。采用HYPERWORKS软件中的HYPERMESH模块对支座进行了混合网格划分。混合网格划分时,六面体单元选用ANSYS软件中的8节点六面体单元SOLID45、四面体单元选用10节点四面体单元SOLID92、过渡单元选用退化的9节点SOLID95金字塔单元。在接触区域及应力梯度较大区域网格加密。支座有限元模型如图4所示(以工况2为例)。网格划分后,在接触面上覆盖接触对单元CONTA174和TARGE170,以模拟支座各个部分之间的接触。为便于加载,在加载面上覆盖表面效应单元SURF154,以施加任意方向荷载。2.3政府行政管理根据支座实际应用时的受力情况确定了模型的边界条件及加载方式,如图5所示。边界条件为上支座顶面固定、在对称面上施加对称边界条件,同时耦合下支座底面的竖向位移,以保证支座只能水平平动,而不能转动。加载时,在下支座加载面上施加均布荷载。2.4有限元模型的建立为了验证有限元模型的正确性,按照坦桑尼亚铸钢万向铰支座试验情况建立了该支座的有限元模型,有限元结果和试验结果的对比如图6所示。从图6可见,本文有限元分析曲线和试验曲线吻合良好,说明本文的建模方法能够较好地模拟铸钢万向铰支座的力学性能。3原型支架的有限分析利用验证后的有限元模型分析了原型支座承受三种工况下荷载的可行性。3.1螺栓尺寸受限由于原型支座通过高强螺栓来传递拉力,考虑到支座所受拉力较大,且螺栓尺寸受限,实际中很难由4个高强螺栓来单独承受支座所受拉力。而且高强螺栓施加的预紧力过大将影响支座的转动能力,因而在分析时没有考虑高强螺栓的作用,而是通过上支座和下支座球碗之间的接触来传递拉力。3.1.1基于拉剪荷载作用的支护区域分析原型支座在设计荷载作用下的Mises应力云图如图7a～7c所示,塑性区分布如图7d所示,图中灰色的部分为屈服区域。从图7可见,在拉剪荷载作用下支座的关键区域为上支座十字肋和球饼连接部位,该区域净截面面积最小且同时存在较大的应力集中。在设计荷载作用下,该区域局部屈服,如图7d所示。由于原型支座并未设计利用上支座和下支座球碗之间的接触作用来传递拉力,上支座球饼倒角过大,使得上支座和下支座球碗之间接触区域不规则,且为线面接触,导致接触区域应力高度集中。3.1.2初始刚度分析由于支座通过上下支座组装而成,为了分析支座整体以及上、下支座的性能,在计算荷载-位移曲线时选取了有代表性的点作为支座位移计算时的参考点,如图8a所示。各参考点相应于固定端的荷载-位移曲线如图8b所示。从图8可见,由于支座接触面不规则导致不同位移计算参考点的荷载-位移曲线差异较大。同时由于支座接触面为线面接触且接触面形状不规则,支座整体的初始刚度较小。在1.0倍设计荷载之前,支座的刚度随着荷载的增加逐渐增大,这是由于随着荷载的增加,支座的线性接触区域的长度逐渐增大的原因。之后由于支座局部屈服刚度逐渐降低。3.22工作23.2.1压剪工况下上下成张力的影响原型支座在设计荷载作用下的Mises应力云图如图9a～9c所示,塑性区分布如图9d所示。从图9可见,支座的关键区域为受压接触区域,由于压力和剪力均通过球头与球槽之间的接触来传递,因而压剪工况下上下支座的接触区域位于球头的右侧的角部区域,且为点面接触。该区域局部屈服,最大Mises应力为335MPa。从球头区域的应力分布来看在压剪荷载作用下球头有整体冲切破坏的趋势。3.2.2定的荷载-位移曲线支座的位移计算参考点如图10a所示。各参考点相应于固定端的荷载-位移曲线如图10b所示。从图10可见,支座在1.5倍设计荷载之前,荷载-位移曲线近似呈线形变化,此后随着荷载的增加,支座由于局部屈服刚度逐渐降低。3.32个场景33.3.1塑性区分布原型支座在设计荷载作用下的Mises应力云图如图11a～11c所示,塑性区分布如图11d所示。从图11可见,由于原型支座并未设计利用上支座和下支座球琬之间的接触来传递剪力,支座接触区域不规则,接触面积较小,导致支座应力超限,且上支座球饼出现了明显的冲切破坏趋势。3.3.2定的荷载-位移曲线支座的位移计算参考点如图12a所示。各参考点相应于固定端的荷载-位移曲线如图12b所示。从图12可见,支座在1.1倍设计荷载之前,荷载-位移曲线近似呈线形变化,此后随着荷载的增大,支座由于局部区域屈服刚度逐渐降低。4改进的风格4.1重拉提拉回收入困境原型支座利用高强螺栓和缓冲弹簧来承受拉力,但是受限于高强螺栓的规格以及支座的转动需求,支座的受拉能力受到限制。原型支座利用球头与球槽之间的接触来传递剪力,由于接触区域形状不规则且为线面接触以及受到支座转动需求的限制球头尺寸不可能很大,支座受剪能力受到限制。4.2无无发生支护受拉和受拉为了提高支座的受拉和受剪承载能力,针对原型支座中存在的问题主要进行了以下几个方面的改进,如图13所示。其中①～③为针对受拉传力路径的改进,④～⑥为针对受剪传力路径的改进,⑦为针对受压传力路径的改进。①由于支座所受拉力较大,利用螺栓和弹簧来承担全部拉力很难实现,因而改变了支座受拉时的传力路径。利用上下支座之间的接触来传递支座所受拉力,螺栓主要起安装定位作用,也可以作为受拉时的第二道防线,相应修改了螺栓和弹簧的尺寸。②利用上下支座接触传递拉力时,考虑到上下支座接触区域不明确,且为线面接触,对支座受力不利,修改了上下支座接触区域尺寸,使上下支座通过面面接触传力。③为了通过上下支座接触来传递拉力,对下支座球碗进行了加强,加劲肋由4个增加到8个,以增强球碗的刚度,提高支座的受拉承载力。④支座受剪时荷载通过球头与球槽之间的接触传递,接触型式为点面接触,应力高度集中,且球头受剪面积很小,难以承受巨大的水平剪力,因而采取“放”的策略,改变了支座受剪时的传力路径,将球头变成滑块,可以在下支座顶板上自由滑动。⑤球头释放后,考虑利用上支座和球碗的接触来传递剪力,相应的修改了接触区域的尺寸。⑥由于支座为万向铰支座且所受剪力较大,为防止支座沿最不利方向受剪,增加了连接螺栓的数量。⑦将球头变成滑块以后,减小了下支座顶板的厚度,削弱了下支座的受压承载力,相应的采取了增加下支座顶板厚度和加腋的方式来提高下支座的受压承载力。经过多次改进和试算后最终确定了支座的构造和尺寸,改进后支座的构造细节和详细尺寸如图14、15所示。改进后支座的传力机制如图15a所示。支座受拉时,荷载通过接触区域1传递给下支座,缓冲螺栓主要起安装定位作用,同时也可以作为受拉时的第二道防线。支座受压时,荷载通过接触区域2传递给转动垫块,然后通过接触区域3传递给下支座,下支座通过下部钢管将荷载传递给下部结构。支座受剪时,上支座带动转动垫块在下支座上滑动,剪力随着剪力作用方向的不同通过接触区域4或5传递。4.3倍荷载设计值改进后支座与原型支座的对比如图16所示。可以看到改进后支座的承载力和刚度大大提高,在2倍荷载设计值之前,荷载-位移曲线呈线性变化,在3倍荷载设计值时刚度下降很小。从图16a可见,改进后支座受拉接触区域明确,接触型式由不规则的线面接触变为面面接触,使得支座的受拉刚度大大增加。5试验结果和分析通过对大吨位铸钢万向