一种应用于临时结构的新型可拆卸支座节点及设计方法

摘要： 针对某反应堆临时开合顶盖的支座设计，提出一种新型可拆卸节点——夹持型节点。首先仿照钳盘式制动器的结构形式和工作原理设计了夹持型节点的具体构造，通过推导传力装置所传递的挤压力和摩擦力，阐述了节点的传力机理；然后通过确定螺栓力、螺栓扭矩及夹持结构的简化分析，提出了节点的简化设计方法；最后使用通用有限元分析软件ABAQUS对夹持型节点的受力性能进行有限元分析。结果表明：夹持型节点能满足连接强度要求且对所连接构件无损伤，理论上验证了夹持型节点的实用性和设计方法的可行性。研究可为类似的支座节点设计提供参考。

关键词： 夹持型节点；钳盘式制动器；节点构造；传力机理；设计方法

Abstract： This paper proposes a new detachable joint，namly，clamping joint，for the design of the support for temporary operable roof of a certain reactor. The specific structure of the clamping joint based on the structure and working principle of the caliper disc brake is firstly designed. Then the force transfer is explained by deriving the extrusion force and friction force transmitted by the force transfer device. A simplified design method is proposed for the joint by determining the bolt force，bolt torque and simplified analysis of clamping structure. Finally，the finite element analysis software ABAQUS is used to analyze the performance of the clamping joint. The results show that the clamping joint can meet the requirements of connection strength without damaging the connected components，which theoretically verify the application of clamping joint and the feasibility of the design method. This paper can provide a reference for similar support design.

Keywords： clamping joint；disc brake；joint structure；force transfer mechanism；design method

我国反应堆厂房一般位于沿海地区，如果使用开顶式施工方式，则在建造过程中将遇到很多问题，如大量积水、大量腐蚀等，所以需要设置临时顶盖 ^[1-2] 。采用可开合钢桁架临时顶盖结构（图1）便于建造过程中的吊装作业。顶盖由主梁、平动屋盖、旋转屋盖和动力装置组成，平动屋盖位于主梁上，可水平滑动开启；旋转屋盖对称布置，旋转轴位于主梁上，可旋转开启。顶盖通过支座固定在大跨度薄壁安全壳上 ^[3] 。

图1　某反应堆可开合钢桁架临时顶盖结构

Fig.1　A temporary operable steel truss roof structure for a reactor

一个反应堆厂房的临时顶盖一般要经历3次拆卸，且需要重复用于相同型号的反应堆厂房，因此该顶盖应便于安装和拆除 ^[4-7] ，设计一个可拆卸的连接支座用以连接安全壳与临时顶盖也变得必不可少；由于安全壳损伤对核反应堆厂房内的敏感部件有重大影响，因此在安装和拆卸顶盖的过程中不允许安全壳出现损伤；沿海地区可能会遭遇17级台风，此时顶盖将产生600t左右的上拔力，风吸力主要由主梁支座和旋转屋盖支座抵抗，因此，支座必须具有足够的强度。

常规设计中，空间网格结构往往通过支座节点与基础或者支承结构连接，常用的支座形式主要有平板支座、球铰支座、橡胶支座和销轴支座等 ^[8] 。随着空间结构的形式越来越复杂，传统节点已经无法满足工程要求，新型节点应运而生。张虎 ^[9] 根据管桁架下弦焊接空心球节点的实际受力，设计了主肋加次肋的新型加劲肋，显著提高了节点的极限承载力；朱正浩 ^[10] 根据聚四氟乙烯和不锈钢垫板之间摩擦力小及不生锈的特点设计了新型的单向滑动网架支座，解决了传统螺栓球支座底板和预埋板之间摩擦力大以及因生锈而不能滑动的问题；沈银澜等 ^[11] 将传统球形支座进行了改进，解决了球形支座在水平力作用下转动灵活性差的问题；王天柱等 ^[12] 将传统球形支座的上滑板分为两个楔形部分，然后进行组合，形成了一种新型抗拔型单向滑移球形支座，显著提高了传统支座的力学性能。

针对在反应堆厂房安全壳上安装顶盖的问题，郑明光等 ^[13] 发明了一种套环支座，可以将顶盖或上部结构与下部安全壳连接，但无法同时满足安全壳与临时顶盖之间连接支座的可拆卸、不损伤安全壳和抵抗巨大上拔力这3项功能需求，因此本文提出一种新型可拆卸节点——夹持型节点。本文从该夹持型节点的构造出发，通过分析其传力路径确定节点关键部位的受力，并提出相应的简化设计方法；然后使用通用有限元分析软件ABAQUS对夹持型节点的强度和抗拔性能进行有限元分析，以验证设计的合理性。

1　夹持型节点简介

本节参考钳盘式制动器的结构和工作原理设计了夹持型节点。

1.1　钳盘式制动器

钳盘式制动器 ^[14-16] 主要由壳体、支架、摩擦片、活塞及制动盘组成，可分为固定式钳盘式制动器和浮动式钳盘式制动器。其中，固定式钳盘式制动器（图2）的壳体横跨制动盘两侧，并固定于车桥部；活塞位于壳体油缸内；2~4个摩擦片位于活塞和制动盘之间。

图2　固定式钳盘式制动器

Fig.2　Fixed caliper disc brake

钳盘式制动器通过油缸供油产生液压力，推动活塞和摩擦片紧靠制动盘，摩擦片与制动盘的挤压产生摩擦力，使制动盘停止转动。在制动时，制动器受到轴向液压力和切向摩擦力的作用，轴向液压力由壳体承担，切向摩擦力则通过摩擦块和活塞传递给壳体，最终传递给支架。

钳盘式制动器制动时，摩擦片与制动盘之间产生滑动摩擦，将动能转化为热能，使制动盘停止转动，达到制动效果。本文仿照钳盘式制动器壳体中液压油推动活塞，从而挤压制动盘产生摩擦力这一工作原理，设计了夹持型节点，用于顶盖支座。夹持型节点与钳盘式制动器的不同之处在于支座节点需提供更大的挤压力，以产生足够的摩擦力，保证顶盖与安全壳之间不产生相对位移，同时节点的设计还需要满足传递水平力和竖向力的功能。

1.2　夹持型节点构造

仿照钳盘式制动器的结构形式，设计了夹持型节点，如图3所示。夹持型节点由夹持结构和传力装置组成。其中，夹持结构由顶板、竖板、竖向加劲板、螺纹孔板和定位板组成，传力装置由挤压式螺栓、钢套筒和摩擦块组成。

图3　夹持型节点

Fig.3　Clamping node

夹持型节点的组装过程为：将开有螺栓孔的顶板置于顶端；竖板和竖向加劲板焊接形成T形板，对称焊接于顶板下侧；定位板（一般为3对）焊接于竖板内侧；竖板开预制孔，用以放置配有摩擦块的钢套筒；螺纹孔板焊接于竖板外侧，螺纹孔与竖板预制孔同轴线；螺纹孔板的螺纹与挤压式螺栓的螺纹组成螺纹副，根据工程需求可设置多排、多个螺栓。

传力装置中，螺栓通过钢套筒挤压摩擦块（图4），三者配套使用，而不是螺栓端部直接作用于安全壳或螺栓直接挤压摩擦块。挤压式螺栓以夹持结构为支承，旋入过程中将提供侧向挤压力；摩擦块与钢板的接触代替了钢-钢接触，相同挤压力下可提供更大的摩擦力；钢套筒用于连接挤压式螺栓和摩擦块，其上侧开有半球形槽，用来连接挤压式螺栓的半球形端头，其下侧开有圆柱形槽，用来放置圆柱形摩擦块，半球形槽的直径和圆柱形槽的直径较螺栓端头和摩擦块的直径稍大。钢套筒的作用有：（1）避免螺栓与摩擦块直接接触，半球形槽的设置避免了螺栓倾斜导致的端部应力集中而破坏摩擦块；（2）圆柱形槽约束摩擦块，传递挤压力时，摩擦块处于三轴受压状态，极大地提高了摩擦块的承载能力。

图4　传力装置

Fig.4　Force transmission device

夹持型节点最大的特点在于可拆卸，其构造如图5所示。临时顶盖的节点为焊接球节点，通过支座加劲板及支座底板与夹持型节点连接形成顶盖支座。安装时，首先将装有摩擦块的钢套筒置于竖板预制孔中，将夹持型节点骑跨于安全壳钢板上，然后拧紧夹紧式螺栓夹紧支座底板与夹持型节点，最后旋入挤压式螺栓，推动摩擦块，使摩擦块与安全壳钢板接触，产生足够的静摩擦力使顶盖、夹持型节点和安全壳钢板之间具有足够的连接强度；拆卸时，按安装的相反过程进行即可。

图5　夹持型节点构造

Fig.5　Detail of clamping node

2　夹持型节点传力机理

顶盖的荷载通过夹持型节点传递给安全壳钢板。一般上部结构的杆件节点处有环向力、径向力和竖向力（F _x 、F _y 、F _z ）3个力（图6），传递到支座处产生M _x 、M _y 两个附加力矩。在力和力矩的作用下，节点部件之间存在3种状态：分离、挤压和趋于滑动，因此力的传递分为以下两种：

（1）挤压型传力

竖直向下的力通过顶板与安全壳顶端的挤压进行传递。假设节点在径向力F _x 作用下绕螺栓群中心线y'轴转动（图7），则附加弯矩M _y =F _x h _OO' （h _OO' 为上部结构杆件节点中心与y'轴的距离），F _x 和M _y 通过传力装置（螺栓群）与安全壳壁的挤压进行传递。各螺栓的初始挤压力F相等时，可假设F _x 由各螺栓均匀传递。则各螺栓力在F _x 和M _y 作用下的变化量为：

图6　节点受力

Fig.6　Forces of node

图7　挤压型传力分析

Fig.7　Analysis of pressured-type force transfer

（2）摩擦型传力

式中：f _i 为第i个摩擦块传递摩擦力大小；f ⁱ _y 和f ⁱ _z 为沿y''轴和z''轴的分力；l _i 为第i个螺栓与旋转轴x''的距离，且满足l _{i +1} ≤l _i ；a _i 和b _i 为l _i 沿z''和y''的分量；θ _i 为“螺栓-O''”连线与y''轴夹角。

图8　摩擦型传力分析

Fig.8　Analysis of friction-type force transfer

3　夹持型节点设计方法

夹持型节点的设计分为两步（图9）：对夹持型节点进行受力分析确定螺栓力大小，然后确定螺栓扭矩大小；将夹持型节点拆解为夹持结构和螺栓，对简化后的夹持结构进行受力分析，最终确定构件尺寸。

图9　夹持型节点的设计步骤

Fig.9　Design steps of clamping node

3.1　螺栓力的确定

设计节点螺栓力大小时，遵守在各荷载作用下所有摩擦块均不产生滑动的原则，则需满足摩擦块的最大静摩擦力小于需提供的摩擦力，取20%冗余度进行设计，即：

式中：μ _s 为摩擦块与钢板之间的静摩擦力系数，取为0.3；F _N 为螺栓轴向挤压力。将式（1）、式（2）代入式（3）后可求得需要施加的初始螺栓力F‘ _N 。

3.2　螺栓扭矩的确定

实际工程中常采用施加扭矩的形式来控制螺栓力的大小。本节推导了螺栓扭矩与螺栓力的关系。

挤压式螺栓在旋入过程中所受到的力包括：施加于螺母的扭矩M、螺纹副之间的阻力矩M _k （摩擦力f ₁ 和挤压力F‘ _N 形成的扭矩）和螺栓球形端部与摩擦块钢套筒间的阻力矩M _g 。根据螺栓力和力矩平衡（图10），可得到以下关系：

（1）力的平衡

螺栓与钢板螺纹孔接触面上的力包括螺纹副的等效挤压力F‘ _N 和等效摩擦力f ₁ ，满足f ₁ =μ _k F‘ _N ，其中μ _k 为螺栓与螺纹孔之间的摩擦系数。根据螺栓受力平衡，可得：

（2）力矩平衡

① 螺纹副阻力矩M _k

②　螺栓球形端部阻力矩M _g

旋入挤压式螺栓的过程中，由力矩平衡得：

从扭矩和螺栓挤压力关系中可以看出，螺栓、螺纹孔、钢套筒和摩擦块接触面的粗糙程度越小，扭矩转化为挤压力的效率就越高，所以，在上述接触面均喷涂机械润滑油，以降低摩擦系数。

图10　螺栓受力

Fig.10　Forces of bolt

图11　螺栓螺纹挤压力、摩擦力

Fig.11　Compression force and friction force of bolt thread

图12　螺栓球形端部受力

Fig.12　Forces in spherical ends of bolt

3.3　节点夹持结构设计

由于节点在使用过程中需满足可拆卸要求，因此在设计节点夹持结构时，需满足在设计荷载作用下，节点所有部位均不屈服。螺栓使用高强螺栓，现仅考虑夹持结构的设计。以2排8个螺栓为例进行夹持结构的简化分析，节点在环向力方向具有较强的刚度，所以仅分析节点在x-z平面内的受力。

（1）节点安装阶段

将三维节点简化为二维受力图，用夹紧式螺栓预紧，支座底板与夹持结构顶板成为整体，简化为矩形梁；T形板与顶板焊接；挤压式螺栓看作夹持结构的支座，此阶段仅有螺栓力，支座1~4均为两个螺栓的共同作用，如图13所示。

图13　安装阶段夹持结构简化受力图

Fig.13　Simplified force diagram of clamping structure during installation stage

（2）正常使用阶段

在支座反力荷载作用下，夹持结构的受力如图14所示。

图14　使用阶段夹持结构简化受力图

Fig.14　Simplified force diagram of clamping structure during service stage

顶板受夹紧式螺栓的螺栓力和剪力作用，大小满足以下要求：

4　设计实例

4.1　设计参数

某个反应堆的安全壳高度为20m，直径为43m，壁厚为52mm，以旋转屋盖支座为例，需抵抗的上拔力为130kN，径向力为30kN（安全壳外侧指向内侧），环向力为25kN。

4.2　节点设计

根据上拔力大小，共设置2排、8个螺栓（图15a））。采用12.9级、长度为150mm的M30螺栓，摩擦块选用厚度为10mm、直径为45mm的圆柱状摩擦块，材质为无石棉含铜丝，钢套筒配套使用。初步确定节点外轮廓尺寸为370mm×370mm×400mm，根据节点设计流程，首先根据式（3）确定所需的最大螺栓力为85kN，然后根据式（9），并考虑工业用钢板常用厚度，将顶板和竖向加强板设置为40mm厚，竖板和竖向加劲肋设置为30mm厚。

图15　夹持型抗拔支座模型

Fig.15　Model of clamping anti-pull support

4.3　有限元分析

使用有限元分析软件ABAQUS对抗拔支座节点进行有限元模拟。首先通过Solidworks软件进行三维建模，然后将模型以STEP格式导入ABAQUS中，部件采用结构化网格，如图15a）所示，模型采用8节点线性六面体单元，并采用减缩积分和沙漏控制。采用12.9级螺栓，摩擦块为无石棉含铜丝材质，节点其余部分均采用Q355钢材，材料性质如表1所示。螺栓和钢材均采用双折线模型。

焊缝采用“绑定”约束；其余构件间接触均采用硬接触分析模型。设置润滑钢材之间、粗糙钢材之间、摩擦块与钢板之间的切向摩擦系数分别为0.1、0.15和0.3。

在模型受力分析中，共设置两个荷载步：施加螺栓力荷载步（静力，通用）和施加支座反力荷载步（动力，隐式）。在施加螺栓力荷载步时，以螺栓荷载的形式将85kN的螺栓力施加在每个挤压式螺栓上；在施加支座反力时以集中力的形式将支座反力施加在焊接球的耦合点上。将安全壳下端面设置为固接，如图15b）所示。

4.4　有限元分析结果

旋入挤压式螺栓后和施加支座反力后，夹持结构、传力装置、安全壳钢板的Mises应力云图如图16所示，从图中可以看出：

（1）旋入挤压式螺栓后，夹持结构及支座底板的最大应力为320.2MPa；当施加1倍设计荷载时，最大应力为352.7MPa，构件均未进入屈服。竖板下侧三角形区域几乎没有应力，所以可将竖板设计为上厚下薄、上高下矮的楔形板。

（2）施加支座反力后，安全壳外侧上排螺栓和内侧下排螺栓的螺栓力增大，其他螺栓的螺栓力减小，出现了螺栓力分布不均的现象，这与第2节中确定螺栓力大小时的分析一致。

（3）旋入挤压式螺栓后，安全壳钢板的最大应力为58.4MPa，施加完支座反力后，安全壳钢板的最大应力为108.6MPa，可以看出在支座反力作用下，摩擦块出现部分应力集中，但应力很小，夹持型节点对安全壳产生的影响较小。

图16　支座各部件应力云图对比（单位：MPa）

Fig.16　Comparison of stress contour of each component of support（Unit：MPa）

图17a）为节点整体位移云图（变形放大20倍），可以看出：施加螺栓力时，主要是节点竖向板发生对称形变；支座反力作用时，主要是节点发生侧向刚体位移，这是由于外侧摩擦块产生滑动（图17b）），引起了节点整体的侧翻。从图17c）也可以看出：节点的竖向变形很小，所以顶盖不会被拔出，且实际工程中节点有侧向支承，很大程度上减小了节点的侧向变形，故该节点可以满足使用要求。

图17　支座位移结果分析

Fig.17　Analysis of displacement results of support

5　结  论

本文针对反应堆临时顶盖支座设计了可拆卸夹持型节点，经设计和分析，可以得出以下主要结论：

（1）节点由夹持结构和传力装置组成（可灵活拆卸），且在设计时不允许节点部件屈服，所以节点可进行多次拆卸。

（2）摩擦块钢套筒的设计极大地提高了螺栓扭矩转化为挤压力的效率，且对安全壳无损伤。

（3）本文提出的节点设计方法可基本确定节点的尺寸，大大降低了设计和优化节点的工作量。

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