138 m鋼箱疊拱橋耳板錨固結(jié)構(gòu)應(yīng)力分析

劉 深

(中鐵第一勘察設(shè)計(jì)院集團(tuán)有限公司橋梁隧道設(shè)計(jì)處,西安 710043)

138 m鋼箱疊拱橋耳板錨固結(jié)構(gòu)應(yīng)力分析

劉 深

(中鐵第一勘察設(shè)計(jì)院集團(tuán)有限公司橋梁隧道設(shè)計(jì)處,西安 710043)

鋼箱疊拱橋耳板錨固結(jié)構(gòu)構(gòu)造較復(fù)雜，受力集中，是控制設(shè)計(jì)的關(guān)鍵部位，對哈大鐵路客運(yùn)專線新開河特大橋1-138 m鋼箱疊拱橋通過彈性力學(xué)解析法、模型試驗(yàn)法、有限元分析法研究耳板錨固結(jié)構(gòu)的應(yīng)力分布規(guī)律，分析耳板應(yīng)力，其最大點(diǎn)位于銷孔上緣，耳板下部遠(yuǎn)離銷孔區(qū)域應(yīng)力依次遞減?？梢酝ㄟ^加焊圓盤鋼板降低銷孔附近應(yīng)力值，同時(shí)應(yīng)當(dāng)重視加焊圓盤鋼板下焊趾處的設(shè)計(jì)。

鐵路橋；鋼箱疊拱；耳板；銷孔；應(yīng)力分析

吊桿和系梁連接的耳板,在承受巨大的吊桿拉力后,因其結(jié)構(gòu)復(fù)雜、應(yīng)力集中,成為控制設(shè)計(jì)的關(guān)鍵部位。吊桿作為可更換桿件,依據(jù)歐洲Eurocode3,只要銷接節(jié)點(diǎn)有更換需求就必須控制銷孔的接觸應(yīng)力［1]。因此有必要對哈大鐵路客運(yùn)專線新開河特大橋主跨138 m鋼箱疊拱橋耳板的錨固結(jié)構(gòu)進(jìn)行應(yīng)力分析。

本橋的吊桿和耳板通過銷釘固定,吊桿力通過銷釘以接觸應(yīng)力的形式傳遞給耳板,再進(jìn)一步擴(kuò)散傳遞給系梁。銷孔部位受局部應(yīng)力很大,需要較厚的耳板才能滿足受力要求,耳板一般采用等厚鋼板,但是耳板與梁體連接通過深入箱梁與內(nèi)部隔板焊接完成,從耳板滿足受拉應(yīng)力來講,耳板不需要很厚,而且耳板越厚其質(zhì)量越難保證,梁體開孔也越大。通過彈性力學(xué)解析法、模型試驗(yàn)法、有限元分析法研究耳板合理構(gòu)造形式、應(yīng)力分布和傳力性能。

1 哈大鐵路客運(yùn)專線新開河特大橋1-138 m鋼箱疊拱橋概況

哈大鐵路客運(yùn)專線跨越長春市區(qū)富民大街,該路為雙向8車道,路寬80 m,與線路斜交59°,由于該路毗鄰長春西站,建筑高度受立交凈空和線路高度控制,另外特殊的地理位置對于景觀的需求決定了該橋應(yīng)具有標(biāo)識性,最終采用1-138 m鋼箱疊拱橋型,新開河特大橋的鋼箱疊拱橋型及實(shí)體圓鋼剛性吊桿形式在國內(nèi)鐵路橋梁中均為首次應(yīng)用［2-5]。新開河特大橋1-138 m鋼箱疊拱橋橋型照片見圖1。

圖1 新開河特大橋1-138 m鋼箱疊拱橋

本橋拱軸線采用二次拋物線,上拱矢跨比采用1/4,下拱矢跨比采用1/4.82。吊桿間距為8 m。上下拱肋結(jié)構(gòu)均采用等截面鋼箱,系梁采用等寬變高度鋼箱。梁寬度為14.0 m,跨中梁高為3.4 m,支點(diǎn)附近范圍梁高為4.5 m。全橋共4道等高度工字鋼縱梁,兩縱梁之間的中心距離為2.0 m。中橫梁采用等高度工字鋼梁,相鄰橫梁之間的中心距離除輔助橫梁間距為5.0 m外,其余均為8.0 m,端橫梁采用等高度箱形鋼箱。橫向兩榀拱肋之間設(shè)3道″X″橫撐,橫撐縱向間距24 m。上、下拱肋之間連桿采用強(qiáng)度等級為460 MPa實(shí)心圓鋼連接,直徑為100 mm,間距2.667 m；拱肋與系梁間吊桿采用強(qiáng)度等級為460 MPa實(shí)心圓鋼連接,直徑為130 mm,間距8.0 m。拱肋、系梁、縱橫梁、橫撐、橫隔板及上下拱肋聯(lián)結(jié)板均采用Q370qE鋼材。

2 彈性力學(xué)解析法

根據(jù)彈性力學(xué)理論,研究兩彈性體局部接觸時(shí)體內(nèi)的局部應(yīng)力和應(yīng)變分布可采用赫茲公式,對于兩圓柱體接觸面上最大應(yīng)力的計(jì)算,實(shí)際上就是接觸面橢圓的長半軸a→∞,短半軸b為有限的特殊情況,表明接觸面變成一個(gè)寬度為2b的無限長條帶,赫茲公式圖示見圖2。

圖2 赫茲公式圖示

此時(shí)赫茲公式如下:

式中,μ1和μ2為兩接觸體材料的泊松比；R1和R2為兩接觸體半徑；E1和E2為兩接觸體彈性模量,正號用于外接觸,負(fù)號用于內(nèi)接觸。吊桿與耳板的泊松比均為0.3,彈性模量均為E,最大接觸應(yīng)力公式簡化后為σHmax=0.418FER/t,對于兩個(gè)有限長度圓柱體的接觸問題,可以采用該公式近似計(jì)算耳板與銷釘?shù)慕佑|應(yīng)力最大值。式中R為綜合曲率半徑,R=依據(jù)《鐵路橋梁鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》規(guī)定,銷釘與銷孔直徑之差宜盡可能小。本橋銷釘及銷孔半徑設(shè)計(jì)為69.9 mm及70 mm。

對于新開河138 m鋼箱疊拱橋的耳板式錨固結(jié)構(gòu),彈性模量E=210 GPa,銷孔內(nèi)半徑R1=70 mm,銷釘外半徑R2=69.9 mm,耳板厚度t=120 mm,設(shè)計(jì)吊桿力F=3 500 kN。代入公式得最大接觸應(yīng)力σHmax= 146.5 MPa。

日本道橋規(guī)范規(guī)定,利用赫茲公式計(jì)算兩圓柱體最大接觸應(yīng)力時(shí),兩圓柱體的半徑之比應(yīng)滿足R1/R2＞1.02,當(dāng)R1/R2≤1.02時(shí),兩圓柱體的接觸面積急劇增加,此時(shí)可按平面接觸來處理,即只需驗(yàn)算構(gòu)件的名義承壓應(yīng)力即可［1]。本橋半徑比值為1.001 4,根據(jù)日本規(guī)范采用名義承壓應(yīng)力即可,名義承壓應(yīng)力計(jì)算結(jié)果為132.6 MPa?？紤]到其他規(guī)范未對赫茲公式適用范圍加以限制,而名義承壓應(yīng)力又小于赫茲接觸應(yīng)力,為安全起見,本橋理論設(shè)計(jì)值采用赫茲公式計(jì)算結(jié)果,即接觸應(yīng)力值采用146.5 MPa。

設(shè)計(jì)耳板時(shí),按軸心受力構(gòu)件驗(yàn)算耳板垂直于受力方向銷孔直徑處的凈面積［6],通常耳板為方便同系梁連接將平面尺寸設(shè)計(jì)較大,因此耳板不需要很厚。根據(jù)理論計(jì)算并進(jìn)行結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)優(yōu)化,耳板采用40 mm板厚并且在銷孔附近兩側(cè)各加焊40 mm厚圓盤鋼板,既滿足局部承壓和應(yīng)力集中要求,又可以減小耳板厚度以確保材料的均勻性,便于加工。

赫茲公式可以分析圓形接觸面的接觸應(yīng)力,而無法計(jì)算接觸面外的應(yīng)力［7],對于耳板設(shè)計(jì)還需借助有限元分析法和模型試驗(yàn)法加以驗(yàn)證。

3 模型試驗(yàn)法

模型試驗(yàn)法目的一是通過對銷孔處局部應(yīng)力的測試,以掌握其應(yīng)力分布規(guī)律,目的二是由于增焊鋼板的焊趾處由于截面突變,是否存在過大的應(yīng)力集中需要測試?；谏鲜鰞牲c(diǎn)原因,設(shè)計(jì)成1∶1銷釘部位結(jié)構(gòu)的銷座耳板局部應(yīng)力測試試驗(yàn)?zāi)Ｐ?見圖3。模型結(jié)構(gòu)上部的實(shí)體圓鋼吊桿維持實(shí)際狀態(tài),直接可與試驗(yàn)機(jī)上夾頭相連,下部的耳板在銷釘連接部位結(jié)構(gòu)與實(shí)橋完全相同,在銷釘結(jié)構(gòu)以外增加設(shè)計(jì)了與試驗(yàn)機(jī)底座連接的工裝,以提供反力,耳板銷座試件加工時(shí)采用部分特殊工序以減小焊接變形。試件加載的實(shí)現(xiàn)是在上部通過20 000 kN液壓伺服試驗(yàn)機(jī)夾頭夾住吊桿施加拉力,靜載試驗(yàn)選定設(shè)計(jì)吊桿力3 500 kN作為靜力測試最大加載噸位,為掌握吊桿結(jié)構(gòu)的極限受力情況,完成靜載測試后對模型進(jìn)行了破壞試驗(yàn),破壞試驗(yàn)的最大加載噸位達(dá)到7 200 kN。

圖3 吊桿與耳板連接

銷釘周邊和耳板的截面變化處,共選定144個(gè)應(yīng)變測點(diǎn)進(jìn)行測試分析。耳板測點(diǎn)應(yīng)力見圖4。耳板的受力特征為銷孔上部受壓,下部受拉。加厚圓盤上的應(yīng)力總體看不高,最大者僅40 MPa,表明加厚的效果明顯。耳板較大的應(yīng)力測點(diǎn)分布在耳板加厚圓盤底部下焊趾處,最大應(yīng)力為150.1 MPa,該測點(diǎn)位置距離銷孔約11 cm,為銷孔最大接觸應(yīng)力經(jīng)耳板擴(kuò)散后最大值。與彈性力學(xué)理論計(jì)算結(jié)果146.5 MPa差異不大。耳板下部遠(yuǎn)離焊趾的測點(diǎn)應(yīng)力,依次減弱分為5層,最遠(yuǎn)處為65 MPa。由于銷釘與銷孔之間配合精度較高,間隙僅為0.1 mm,銷孔處由于不能布置測點(diǎn)而無法測得最大壓應(yīng)力數(shù)值,還需結(jié)合有限元程序進(jìn)行分析。

圖4 耳板測點(diǎn)應(yīng)力（單位：MPa)

4 有限元分析法

采用ANSYS程序模擬耳板與吊桿通過銷釘與銷孔接觸連接的構(gòu)造,進(jìn)行有限元分析。模型共劃分了5 100個(gè)SOLID186節(jié)點(diǎn)塊體單元,834個(gè)SOLID187節(jié)點(diǎn)塊體單元。除此之外,還有549個(gè)TARGE170目標(biāo)單元和549個(gè)CONTA174接觸單元,用于模擬銷釘與銷孔、吊桿夾持面與耳板接觸面的3個(gè)接觸無摩擦面。計(jì)算時(shí),將耳板底部約束,在吊桿另一側(cè)施加263.7 MPa的拉應(yīng)力,相當(dāng)于在端部施加3 500 kN的拉力,具體約束和單元?jiǎng)澐忠妶D5。為方便與試驗(yàn)數(shù)據(jù)對照,有限元計(jì)算結(jié)果標(biāo)識在試驗(yàn)測點(diǎn)應(yīng)力圖上,見圖6。

圖5 單元?jiǎng)澐?/p>

圖6 有限元計(jì)算結(jié)果（單位：MPa)

經(jīng)對比圖4和圖6可以看出,耳板計(jì)算結(jié)果和實(shí)測數(shù)據(jù)接近。耳板較大的應(yīng)力結(jié)果分布在耳板加厚圓盤底部下焊趾處,最大應(yīng)力為140.6 MPa,與彈性力學(xué)理論計(jì)算結(jié)果146.5 MPa及試驗(yàn)結(jié)果150.1 MPa差異不大。耳板上應(yīng)力分布規(guī)律與試驗(yàn)實(shí)測規(guī)律基本吻合。

有限元計(jì)算結(jié)果中耳板銷孔處最大壓應(yīng)力為199.6 MPa,與理論計(jì)算結(jié)果差異較大。但結(jié)合試驗(yàn)結(jié)果看,即使經(jīng)過施加的最大荷載為7 200 kN的破壞試驗(yàn),此時(shí)耳板銷孔處最大壓應(yīng)力410.6 MPa,已超過屈服強(qiáng)度,按說應(yīng)該發(fā)生塑性變形。但試驗(yàn)結(jié)束后銷釘仍然可以取出,而且比較安裝時(shí),沒有更費(fèi)勁,這說明銷釘和銷孔沒有太大的變形。由此可以推斷銷釘局部的應(yīng)力集中在達(dá)到屈服后發(fā)生了應(yīng)力重分布,從而使結(jié)構(gòu)在7 200 kN荷載后仍能保持狀態(tài)良好。而7 200 kN荷載大約是設(shè)計(jì)荷載的2倍,表明耳板銷釘結(jié)構(gòu)是安全的。

5 結(jié)語

(1)吊桿與耳板的連接構(gòu)造采用40 mm的耳板厚度,通過在銷孔附近兩側(cè)各加焊40 mm圓盤鋼板,以滿足局部承壓的構(gòu)造形式合理可行。

(2)銷釘與耳板連接處應(yīng)力集中問題雖然試驗(yàn)無法測試,但從耳板表面測點(diǎn)的實(shí)測結(jié)果與有限元計(jì)算結(jié)果的對比分析看,尤其是從破壞試驗(yàn)的結(jié)果看,銷釘與耳板連接處的局部應(yīng)力經(jīng)過重分布,具有2倍設(shè)計(jì)荷載的安全儲備。

(3)耳板上圓盤下焊趾處,是耳板應(yīng)力控制位置,外加熱點(diǎn)應(yīng)力的影響,該部位應(yīng)當(dāng)錘擊改變焊縫的受力狀態(tài)或采取相應(yīng)的措施加強(qiáng)。

(4)彈性力學(xué)解析法、模型試驗(yàn)法和有限元分析法3種結(jié)果相近,在前期設(shè)計(jì)中可以通過解析法粗略估算,模型試驗(yàn)法和有限元分析法所得應(yīng)力分布的規(guī)律基本一致。

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Stress Analysis on Ear-Plate Anchorage Structure of 138-m Steel-Box SuPerimPosed Arch Bridge

LIU Chen
(Bridge and Tunnel Design Department,China Railway First Survey and Design Institute Group Co.,Ltd.,Xi'an 710043,China)

With complicated mechanical composition and concentrated stresses,the ear-plate anchorage structure of steel-box superimposed arch bridge is a key part which dominates the design.This paper was based on the 1-138 m steel-box superimposed arch bridge,a super major bridge over the Xinkai River. In this paper the stress distributions of the ear-plate anchorage structure and the ear-plate were researched by using elastic mechanics analysis method,model test method and finite element analysis method.The research results show that the maximum stress will appear in the top edge of pin hole；the stresses will decrease progressively along the ear-plate's lower part away from the pin hole.It is suggested in this paperthat the stresses around the pin hole can be decreased by additional welded disc plates；and at the same time,more attentions should be paid to the design of the lower weld toes of the additional welded disc plates.

railway bridge；steel-box superimposed arch bridge；ear-plate；pin hole；stress analysis

U448.22

A

10.13238/j.issn.1004-2954.2014.07.023

1004-2954(2014)07-0098-04

2013-11-14；

2013-12-12

劉 琛(1982―),男,工程師,2004年畢業(yè)于石家莊鐵道學(xué)院土木工程專業(yè),工學(xué)學(xué)士,E-mail:9693549@qq.com。