支座是连接上部结构和下部结构的重要构件，其可以将上部结构的反力传递到下部结构，协调或者释放上部结构的变形等。球形支座是钢支座的一种，于20世纪70年代初在国外发展起来，以使用寿命长、承载力高、转动灵活、可适应桥梁大转角和大位移等优点而得到广泛应用，在我国的高速铁路中得到大量推广和应用。近年来，因其具有传力可靠、转动灵活、承载力高、允许位移量大的优点在大跨空间结构中被广泛使用。

在大跨度建筑结构中，除重力荷载、温度作用外，风荷载及水平地震作用往往起控制作用。因此屋盖支座处于复杂受力状态，在地震、风荷载及温度作用下可能承受很大的水平力，同时风荷载还可能引起很大的风吸力。

但现有的单向滑移球形支座的抗拔力较弱，只能用在上拔力较小的结构部位。本文正是针对传统的单向滑移球形支座在抗拔性能方面的不足，设计出了一种新型抗拔单向滑移球形支座。采用ABAQUS软件验算该球形支座在设计荷载作用下的受力性能，进而考察其是否满足设计、使用要求。

传统球形支座主要由上滑板、上盖板、球芯、下支座组成。上滑板与上部结构相连，下支座与墩台相接，球芯是球形支座的核心部分。抗拔球形支座是在传统球形支座的基础上，为了提高垂直方向的拉拔力而设计的。支座除具备传统球形支座的基本结构外，上滑板下部设计为锯齿形凸起，上盖板上部设计为对应的锯齿形内凹，将上滑板与上盖板的相应锯齿对接，可以增大支座整体的抗拔性能。并且将上盖板的圆筒内壁加工成球面内壁，底座上凸缘外侧也加工成球面，使底座上凸缘外侧球面与上盖板圆筒内壁球面光滑接触，可以在水平力作用下实现支座转动。该抗拔球形支座尺寸、剖面分别如图1、图2所示。

图1 新型抗拔球形支座尺寸

1—上滑板；2—上盖板；3—钢板；4—聚四氟乙烯涂层；5—球芯；6—底座。图2 新型抗拔球形支座结构剖面

2.1设计依据

球形钢支座的设计依据主要为GB/T 17955—2009《桥梁球形支座》和GB 50017—2017《钢结构设计标准》。其中GB/T 17955—2009对球形支座的产品规格、技术要求、试验方法、检验规则以及标志、包装、储存、运输、安装和养护等进行了规定，适用于桥梁工程及其他采用球形支座的工程。

2.2有限元模型

通过CAD建立新型抗拔型支座和传统球形支座的三维立体模型，然后导入到ABAQUS中进行分析，支座底端采用固定端约束，并在上滑板的上表面上模拟试验施加竖向荷载，水平推力施加在上滑板上，等效于表面压强，两种球形支座的有限元模型如图3所示。

2.3材料模型

支座材料采用Q345B钢材，弹性模量E=2.1×105MPa，泊松比υ=0.3，钢材与聚四氟乙烯板之间的摩擦系数取0.03，聚四氟乙烯滑板在有硅脂润滑剂条件下，适用温度范围为-40～60 ℃。支座的主要设计参数如表1所示。

表1 支座设计主要参数kN

定义材料参数，选定单元类型为C3D8R，该单元为线性减缩积分单元，并根据各部分尺寸的差异，以不同的尺寸进行网格划分。

2.4接触设置

在实际情况下，上滑板和上盖板、球芯和支座板之间都是接触在一起的，之间可以有滑动位移，没有完全固定，所以在计算中，本支座模型中4个部分的相互作用采用接触方式进行关联。

根据抗拉拔球形支座的实际工作情况，确定以下4种工况：

1)工况1,3 400 kN竖向压力;2)工况2,2 300 kN竖向拉力;3)工况3,3 400 kN竖向压力和600 kN水平剪力;4)工况4,2 300 kN竖向拉力和600 kN水平剪力。

4.1竖向压力

为了模拟支座实际工况，在支座上表面施加面荷载，荷载分布施加至设计值，其支座模型各部分的应力云图如图4所示。可以看出：上滑板在竖向设计载荷作用下的应力较大，分布不均匀，其应力分布在2.165～92.19 MPa之间，最大应力主要集中在楔形部位，为92.2 MPa。其次为上盖板，为85.87 MPa，也主要集中在楔形部位，都远低于材料的屈服强度，满足设计要求。

a—上滑板;b—上盖板；c—球芯;d—支座板。图4 新型抗拔支座四部分在竖向压力作用下的应力云图 MPa

将该新型支座和传统支座在竖向压力作用下进行了上滑板应力随加载时间变化的曲线对比，如图5所示。可以看出：两种支座的上滑板的应力均随着荷载的增大而增大，并且变化趋势接近，当荷载达到设计荷载时，传统支座的最大应力达到126.4 MPa，而新型支座为92.19 MPa，降低了27%，二者最大应力均远小于材料的屈服强度，材料均处于弹性状态，满足设计要求。

图5 两种支座在竖向压力下上滑板应力对比

该新型支座的位移云图如图6所示。可以看出：该新型抗拔支座的最大位移为0.092 mm，位于上盖板部位。取球芯最大位移点和上盖板最大位移点进行位移分析，绘制其时间-变形曲线如图7所示。可以看出，在竖向压力作用下，新型球形支座的位移明显小于传统球形支座，具有很好的抗压性能。

a—上滑板；b—上盖板；c—球芯；d—支座。图6 新型抗拔支座四部分在竖向压力作用下的位移云图 mm

a—竖向位移；b—水平位移。

图7 两种支座在竖向压力作用下的位移对比

4.2竖向拉力

为了模拟支座实际工况，在支座上表面施加面荷载，荷载分布施加至设计值，其支座各部分的应力云图如图8所示。由于在竖向拉力作用下，球芯与上盖板脱离，不受力，因此图8中没有给出其应力云图。

a—上滑板；b—上盖板；c—支座板。

图8 新型抗拔支座在竖向拉力作用下的应力云图 MPa

在拉力作用下，新型抗拔支座的上滑板和上盖板接触，上盖板与下支座板接触，支座整体最大应力为315 MPa，位于上滑板的楔形部位，且范围很小，因为在拉力作用下，上滑板和上盖板通过楔形部件相互咬合在一起，所以受力较大，容易产生应力集中现象，应力分布不均。支座板处最大应力为226 MPa，位于支座的4个凸缘处，该处也是在拉力作用下受力最大的部位。相比之下，传统的球形支座的最大拉应力为315 MPa，位于支座板处，并且范围较大，因此该新型抗拔支座在抗拔性能方面明显优于传统球形支座。

将该新型支座和传统支座在竖向拉力作用下进行了各部分应力随加载时间变化的对比，如图9所示。可以看出，在拉力作用下，新型抗拔支座和传统球形支座上滑板的应力比较接近，在60 MPa左右，而支座板处的应力相差较大，说明该新型抗拔支座上滑板与上盖板采用楔形连接的方式可降低拉力向支座板处的传递，从而达到了减小应力的作用。

a—上滑板；b—上盖板；c—支座板。

图9 新型支座和传统支座在竖向拉力作用下的应力对比

新型支座各部分的位移云图如图10所示。可以看出，该新型抗拔支座的最大竖向拉位移为0.348 mm，位于上滑板部位，最大水平位移为0.048 mm，位于支座部位。

a—上滑板；b—上盖板；c—支座板。

图10 新型抗拔支座在竖向拉力作用下的位移云图 mm

取两个支座的最大位移进行对比分析，绘制其时间-变形曲线如图11所示。可以看出：在竖向拉力作用下，新型球铰支座的位移明显小于传统球铰支座的位移，具有很好的抗拉性能。

a—竖向位移；b—水平位移。

图11 两种支座在竖向拉力作用下的位移对比

4.3压剪共同作用下

为了模拟支座实际受压力和剪力共同作用工况，在支座上表面施加面荷载，荷载分布施加至设计值，其支座各部分的应力云图如图12所示。可以看出：上盖板在压力和剪力共同作用下的应力较大，其应力分布在2.33～130.1 MPa之间，最大应力主要集中在楔形部位；上滑板应力为115.2 MPa，也主要集中在楔形部位，并且因为剪力方向为单向作用，所以在剪力作用一侧的应力也明显大于另一侧，支座板的应力都低于材料的屈服强度，满足设计要求。

a—上滑板；b—上盖板；c—球芯；d—支座板。

图12 新型抗拔支座在压剪作用下的应力云图 MPa

将该新型支座和传统支座在压力和剪力共同作用下进行了上盖板和球芯的应力随加载时间变化的对比，如图13所示。可以看出：新型抗拔支座的应力明显均小于传统球形支座，且传统球形支座的上盖板和球芯的应力达到了屈服强度345 MPa，而新型支座在压剪荷载下处于弹性状态，小于屈服强度。

a—上盖板;b—球芯。

图13 两种支座在压剪作用下的应力对比

新型抗拔支座各部分的位移云图如图14所示。可以看出，该新型抗拔支座的最大位移为0.213 7 mm，位于上滑板部位。

a—上滑板；b—上盖板；c—球芯；d—支座板。

图14 新型抗拔支座在压剪作用下的位移云图 mm

取两个支座的最大位移进行对比分析，绘制其时间-变形曲线如图15所示。

a—竖向位移;b—水平位移。

图15 两种支座在压剪作用下的位移对比

可以看出：在竖向压力和水平剪力共同作用下，新型球形支座的位移明显小于传统球形支座的位移，具有很好的抗剪压性能。

4.4拉剪共同作用下

为了模拟支座实际工况，在支座上表面施加竖向拉力和水平剪力面荷载，荷载分布施加至设计值， 其支座各部分的应力云图如图16所示。由于在拉剪作用下，球芯与上盖板脱离，不受力，因此图16中没有给出其应力云图。

a—上滑板；b—上盖板；c—支座板。图16 新型抗拔支座在拉剪作用下的应力云图 MPa

在拉力和剪力共同作用下，新型抗拔支座的上滑板和上盖板接触，上盖板的凸缘处与下支座板凸缘处接触，支座整体最大应力为315 MPa，位于上滑板的楔形部位，而上盖板的楔形部位最大应力为151.7 MPa，因为在拉力和剪力作用下，上滑板和上盖板通过楔形部件相互咬合在一起，所以受力较大，容易产生应力集中现象，应力分布不均。支座的最大应力为229.8 MPa，位于支座的4个凸缘处，该处也是在拉力和剪力作用下受力最大的部位。

将该新型支座和传统支座在拉剪作用下进行了各部分应力随加载时间变化的对比，如图17所示。可以看出：在拉剪作用下，新型抗拔支座和传统球形支座上滑板的应力比较接近，在120 MPa左右，而上盖板和支座板处的应力相差较大，所以该新型抗拔支座上滑板与上盖板采用楔形连接的方式，可降低拉力向支座板处的传递，从而达到了减小应力的作用。

a—上滑板；b—上盖板;c—支座板。图17 两种支座在拉剪作用下的应力对比

该新型抗拔支座各部分的位移云图如图18所示。可以看出，该新型抗拔支座的最大竖向拉位移为0.618 2 mm，位于上滑板部位，并且由于水平剪力的推力作用，支座三部分的位移呈现一侧大、一侧小的现象。

a—上滑板；b—上盖板;c—支座板。图18 新型抗拔支座在拉剪作用下的位移云图 mm

取两个支座的最大位移进行对比分析，绘制其时间-变形曲线如图19所示。

a—竖向位移;b—水平位移。

图19 两种支座在拉剪作用下的位移对比

可以看出：在拉剪作用下，新型球形支座的位移明显小于传统球形支座的位移，具有很好的抗拉剪性能。

1)竖向压力工况下，在设计载荷作用时，该新型抗拔球形支座的应力、位移均处于弹性范围内，且远小于传统支座的应力、位移值，满足设计使用要求。

2)竖向拉力工况下，在设计载荷作用时，该新型抗拔球形支座的应力、位移值较大，但处于弹性范围，小于传统支座的应力、位移值，并且集中在改进的楔形锯齿部位，所以在实际应用中可以重点加强这些部位。

3)在竖向压力和水平剪力组合工况下，该新型抗拔球形支座的应力、位移值大于竖向压力单独作用下的值，也均处于弹性范围内，而传统球形支座的应力值部分达到了屈服强度。

4)在竖向拉力和水平剪力组合工况下，该新型抗拔球形支座的应力、位移值较大，该工况也是4个工况中最不利的工况，其应力、位移值较大，但小于传统支座的应力、位移值，满足设计要求，并且最大应力集中在改进的楔形锯齿部位和上盖板与支座板的接触部位，所以在实际使用中对这些部位可以重点加强和优化。