基于模型試驗的城市軌道交通正交異性鋼橋面板應(yīng)力特征研究

曾 勇， 李學(xué)欽， 張 路， 況 楊， 李 強

(1.重慶交通大學(xué)山區(qū)橋梁及隧道工程國家重點實驗室，重慶 400074；2.重慶交通大學(xué)山區(qū)橋梁結(jié)構(gòu)與材料教育部工程研究中心，重慶 400074；3.重慶市涪陵區(qū)交通規(guī)劃與技術(shù)發(fā)展中心，重慶 408000；4.中冶建工集團有限公司，重慶 400084)

軌道車輛在通過橋梁過程中，正交異性橋面板局部位置不但要直接承受車輛輪載的豎向壓力，還要作為縱橫梁上翼緣傳遞剪力彎矩，同時伴隨著車輛移動，力的大小還在隨時間變化，這就使其處于復(fù)雜的時變?nèi)S應(yīng)力狀態(tài)。正交異性鋼橋面板的受力問題是一個相當(dāng)復(fù)雜的問題[1,2]。

近些年來，國內(nèi)外相關(guān)領(lǐng)域?qū)＜遗c學(xué)者往往基于公路橋梁和鐵路橋梁中的橋面板受載特性進行深入研究。但是針對軌道交通橋梁，其受力與前者有較大的差異，現(xiàn)行的鋼結(jié)構(gòu)規(guī)范中有關(guān)疲勞的內(nèi)容并不能很好地適用于軌道交通正交異性鋼橋面板的設(shè)計和施工，因此基于軌道交通正交異性鋼橋面板[3-9]開展相關(guān)研究是很有必要的。本文以某軌道交通斜拉橋為依托工程，對其進行了足尺節(jié)段模型疲勞加載試驗，通過對不同工況下得到的應(yīng)力數(shù)據(jù)進行分析，得出橋面板各細節(jié)處的應(yīng)力分布及變化規(guī)律。最后，結(jié)合試驗數(shù)據(jù)提出了改善措施并結(jié)合ANSYS[10]仿真模擬來檢驗其可行性和有效性。

1 試驗?zāi)Ｐ?/h2>

某軌道交通橋梁總長為594 m，其中中跨長340 m，梁體采用正交異性橋面板鋼箱梁，全寬19.6 m。橋面板縱肋一共采用兩種截面形式，在鋼軌下方的對應(yīng)位置布置兩道倒T縱肋，其高796 mm，厚20 mm，下部倒T部分長340 mm；在其它位置采用U型加勁肋，其上寬300 mm，下寬180 mm，厚8 mm；橫隔板每間隔3 m布置一道，其厚度為12 mm，這樣的布置方式在一定程度上增強了構(gòu)件的整體剛度。

正交異性鋼橋面板模型主體結(jié)構(gòu)均采用Q345qD鋼，為了確保構(gòu)件的焊接質(zhì)量且提高工作效率，焊接材料均經(jīng)過相關(guān)測試評定后選用。試件模型橫向尺寸為1 800 mm，沿橫向共布置3個U肋，各鄰近U肋中心線間距為600 mm，U肋高300 mm，上寬300 mm，下寬180 mm，厚8 mm。試件模型縱向尺寸為3 000 mm，沿縱向共設(shè)置3道橫隔板，其間距827 mm，厚12 mm。此外，試件端頭采用厚度為12 mm的鋼板進行封閉，縱向在兩端底部設(shè)置了1 800 mm×121 mm×281 mm的方形鋼箱來承載整個結(jié)構(gòu)，頂板厚度為16 mm。試件具體尺寸及形式如圖1所示。模型為足尺節(jié)段模型。

圖1 正交異性板足尺模型設(shè)計尺寸(單位：mm)

2 試驗方案

試驗?zāi)Ｐ妥骱喼Ъs束處理，通過4塊3 cm厚的鋼板支撐在鋼箱梁上，將鋼板用精軋螺紋鋼與地槽進行固定連接后，將正交異性板使用龍門吊和叉車擺放至合理位置后進行焊接。本次試驗在重慶交通大學(xué)結(jié)構(gòu)工程實驗室完成，采用具有五通道結(jié)構(gòu)動態(tài)試驗系統(tǒng)的25 t全自動液壓作動器。試件進行試驗時，疲勞機的作動頭下方設(shè)置一塊加載墊板和橡膠板，目的是使作動頭施加在試件正中心區(qū)域的荷載作用更加趨近于試驗所需的均布荷載。加載面積取軌底寬度300 mm×300 mm，加載位置選取試驗?zāi)Ｐ偷闹行奈恢?。試件模型簡圖及荷載加載位置見圖2、圖3。

圖2 試驗仿真模型 圖3 加載現(xiàn)場

試驗?zāi)Ｐ蜏y點貼片主要分布在中橫隔板(HGB1)、邊橫隔板(HGB2、HGB3)、U肋以及頂板部位。將各構(gòu)件獨立編號。本次試驗在各細部位置共布置71片應(yīng)變花，其中：中橫隔板(HGB1)布置35片，邊橫隔板HGB2布置19片，由于邊橫隔板HGB3與HGB2位置對稱、僅布置5片，U肋布置6片，頂板布置6片。測點具體布置位置見圖4～圖7所示。

圖4 頂板應(yīng)變測點(D1～D6)布置

圖5 U肋應(yīng)變測點(U1～U6)布置

圖6 中橫隔板(HGB1)應(yīng)變測點布置

圖7 邊橫隔板(HGB2)應(yīng)變測點布置

3 試驗?zāi)Ｐ蛻?yīng)力分布及特征分析

和結(jié)構(gòu)的靜力設(shè)計不同，鋼橋抗疲勞設(shè)計所采用的荷載不應(yīng)是按最不利情況采用強度設(shè)計的標準活荷載，而應(yīng)考慮采用最經(jīng)常作用的各種實際的車輛荷載，從而計算它們所引起的各種累積損傷。制定荷載譜的關(guān)鍵在于確定標準疲勞車及其疲勞次數(shù)。相較于軌道交通，公路車輛多樣化，軸距和軸重不一，荷載較??；鐵路車輛與軌道交通相似，車輛類型單一，具有規(guī)律性，但重量更大，所以需要針對軌道交通制定自己的荷載譜。軌道車輛在行駛過程中唯一變化的就是客流量以及車輛編組，其軸重隨著客流量的變化而發(fā)生變化，軌道交通疲勞車軸重不可取值過小，過小的軌道疲勞車軸重不能保證結(jié)構(gòu)的安全性，同時采用偏于安全的軌道車設(shè)計荷載進行疲勞驗算也是不合理的。因此本文將設(shè)計軸重乘以疲勞荷載系數(shù)0.8作為疲勞設(shè)計荷載標準。本文分析所施加的靜載大小為131.6 kN，將細部位置各測點應(yīng)變值代入公式計算得到Von-mises等效應(yīng)力，最終進行各測點不同方向和軌跡之間的應(yīng)力比較與分析。因文章篇幅限制，并未列出試驗數(shù)據(jù)同數(shù)值計算結(jié)果的對比情況，主要通過試驗數(shù)據(jù)以對模型各組成部分的應(yīng)力分布特征進行研究。

3.1 橋面板應(yīng)力

橋面板上共布置6個測點，其中D3位于U肋和橫隔板與頂板連接位置的頂板上，此處空間結(jié)構(gòu)復(fù)雜，測點D4應(yīng)變花距離三者連接處焊縫稍遠；測點D5和測點D6沿U肋與橋面板焊縫方向，間距20 mm；D1和D2沿橫隔板與橋面板焊縫方向，間距20 mm。橋面板上的測點應(yīng)力分布分別如圖8、圖9所示。

圖8 沿橫隔板方向測點應(yīng)力 圖9 沿U肋方向測點應(yīng)力

從圖8可以看出：沿橫隔板方向上的各測點應(yīng)力值差距很大，其隨著測點距離U肋越來越遠而大幅度降低。測點D1應(yīng)力值為15.14 MPa，對比測點D3應(yīng)力值其降幅達到了90.3%；此外，D3測點到D2測點的應(yīng)力下降速率明顯高于D2測點到D1測點的應(yīng)力下降速率，主要是因為其更靠近加載位置，對應(yīng)力變化的影響更大。從圖9可以觀察到沿U肋方向上的應(yīng)力值均處于較高水平，測點應(yīng)力走勢雖有起伏變化，但變化范圍較小，不超過5%。同時觀察在非焊縫位置的測點D4，其應(yīng)力值比沿橫隔板與橋面板焊縫方向同一位置的測點D2大56.11 MPa，這是因為在與加載位置距離相同的情況下，由于測點D4位置沒有橫隔板的支撐，剛度相對較小，橋面板變形較大；與沿U肋與橋面板焊縫方向同一位置的測點D5應(yīng)力值相比小了51.61 MPa，這是因為測點D4位置雖然沒有U肋支撐，但相較于測點D5距離加載位置遠。分析應(yīng)力沿橫隔板方向比沿U肋方向橋面板下表面的應(yīng)力下降明顯的原因，主要是由于沿U肋方向的測點都位于加載位置的邊緣，而沿橫隔板方向的測點距離加載位置越來越遠，進一步表明了橋面板受載后將產(chǎn)生應(yīng)力集中效應(yīng)。

3.2 U肋應(yīng)力

U肋上共布置6個測點，其布置方式與頂板相似，其中測點U3位于橋面板-U肋-橫隔板三者連接位置的U肋上，測點U1、U2的連線和橋面板與U肋間焊縫相平行，測點U5、U6則位于橫隔板與U肋間焊縫所處平面內(nèi)。U肋上的測點應(yīng)力分布分別如圖10、圖11所示。

圖10 沿U肋方向測點應(yīng)力 圖11 沿橫隔板方向測點應(yīng)力

由圖10可以看出：沿U肋與橋面板焊縫方向測點的應(yīng)力最大值為64.69 MPa，隨著離開橫隔板距離的增大應(yīng)力有下降趨勢，但下降幅度不大，與同一位置橋面板上的測點(D3、D5、D6)的應(yīng)力相比要小的多，這是因為橋面板直接承受荷載作用，測點應(yīng)變花與荷載垂直，而U肋側(cè)上的測點應(yīng)變花與荷載幾乎平行，所測得的應(yīng)力是由于U肋面外變形引起的。由圖11可以看出，沿U肋與橫隔板焊縫方向的測點應(yīng)力隨著離開橋面板的距離增加逐漸下降，說明距離加載位置越遠受力越小。比較測點U4與測點U2、U5的應(yīng)力值，可以發(fā)現(xiàn)測點U4因為相較于后兩者更加遠離焊縫處，應(yīng)力值處于三者中的最低水平。

3.3 橫隔板應(yīng)力

由于模型試驗中橫隔板處設(shè)置的測點較多，可將其劃分為三部分依次進行分析。第一部分按照沿橫隔板與橋面板焊縫方向和沿橫隔板與U肋焊縫方向進行分析；第二部分分析各個橋面板-U肋-橫隔板三者匯集處測點的應(yīng)力；第三部分分析橫隔板開孔邊緣一周的應(yīng)力分布。橋橫隔板上的測點應(yīng)力在不同焊縫方向上的分布分別如圖12、圖13所示。

圖12 沿橫隔板方向測點應(yīng)力 圖13 沿U肋豎向測點應(yīng)力

由圖12和圖13可以看出：無論是沿著橫隔板方向還是U肋方向，中橫隔板最大應(yīng)力值為89.29 MPa，且都出現(xiàn)在橋面板-U肋-橫隔板三者連接位置(HGB1-10)，隨著距離的增加，應(yīng)力值逐漸下降。比較測點HGB1-11與測點HGB1-9、HGB1-12的應(yīng)力值，可以發(fā)現(xiàn)應(yīng)力值受與加載位置的橫向距離的影響超過了與焊縫距離的影響，而與加載位置的豎向距離對應(yīng)力的影響小于與焊縫距離的影響。

下面比較橋面板-U肋-橫隔板三者連接位置測點的應(yīng)力情況，鑒于橫隔板2與橫隔板3在結(jié)構(gòu)與受力兩方面都對稱，選擇其中一個橫隔板便能分析其應(yīng)力分布情況，于是選擇橫隔板1和橫隔板2的測點進行分析，其應(yīng)力分布如圖14所示。

圖14 U肋-橫隔板-橋面板三者連接處測點應(yīng)力

可以發(fā)現(xiàn)以加載位置為中心，對稱位置的應(yīng)力雖然不是完全相同，但相差不大。在橫橋向上，對比橫隔板1測點HGB1-10(HGB1-29)與測點HGB1-7(HGB1-30)應(yīng)力都發(fā)生了突變，應(yīng)力由89.29 MPa(92.67 MPa)下降到了28.98 MPa(22.76 MPa)，下降幅度達到了67.5%(75.4%)；在縱橋向上，對比橫隔板1和橫隔板2對應(yīng)位置測點應(yīng)力值，可以發(fā)現(xiàn)橫隔板2測點的應(yīng)力水平遠低于橫隔板1，最大值不超過10 MPa，且無應(yīng)力集中現(xiàn)象。說明外加荷載的影響具有局部效應(yīng)，僅在一定的加載區(qū)域內(nèi)產(chǎn)生應(yīng)力集中。

將橫隔板開孔的測點應(yīng)力分為橫橋向和縱橋向進行對比，對應(yīng)的折線圖如圖15、圖16所示。通過觀察折線圖可以看出橫隔板開孔上的應(yīng)力在橫隔板開孔端部即與U肋連接的焊趾位置應(yīng)力較大，其次開孔下邊緣應(yīng)力較大。在橫橋向上位于加載位置下方的橫隔板開孔1各個測點的應(yīng)力值除橫隔板開孔外邊緣測點外都比相鄰開孔2對應(yīng)測點的應(yīng)力值大，說明橫隔板開孔外緣最不利受力位置不是位于加載位置正下方，而是位于相鄰橫隔板開孔處。在縱橋向上，橫隔板1開孔各測點的應(yīng)力值都比橫隔板2開孔對應(yīng)測點大，以加載位置為中心，應(yīng)力呈對稱分布。

圖15 橫橋向橫隔板開孔應(yīng)力對比

圖16 縱橋向橫隔板開孔應(yīng)力對比

4 基于試驗結(jié)果的改進措施

4.1 構(gòu)造形式的選取

為了盡可能避免正交異性板在承受荷載時各細部連接位置處于較為不利的應(yīng)力集中情況，美國學(xué)者提出了在U肋內(nèi)增設(shè)內(nèi)隔板的方法，隨后該方法在美國多座鋼橋中得到廣泛使用。隨著研究的深入，各國學(xué)者對內(nèi)隔板的不同構(gòu)造形式進行了研究，但關(guān)于此改進方法的研究在國內(nèi)還較少，有必要進行加強。在U肋處設(shè)置了3種不同布置形式、不同尺寸的內(nèi)隔板(如圖17所示)，并與未經(jīng)處理的正交異性板進行相同受載情況下的對比分析。第一種方案內(nèi)隔板兩面圍焊，上部距離頂板20 mm，下至U肋圓弧；第二種方案三面圍焊，上部與頂板相連，底部與橫隔板開孔端部相接；第三種方案上部與頂板相連，下至U肋圓弧。本節(jié)研究的計算模型除了增設(shè)內(nèi)隔板外，其建立與試驗?zāi)Ｐ拖嗤?，包括網(wǎng)格的劃分、加載位置和荷載大小以及邊界條件。

圖17 內(nèi)隔板設(shè)置方式

4.2 計算結(jié)果分析

在分析過程中重點關(guān)注橋面板、橫隔板及U肋三者中兩兩之間的連接處以及橫隔板在U肋通過處開孔邊緣的應(yīng)力水平和分布狀況，具體數(shù)值如表1所示。

表1 不同內(nèi)隔板設(shè)置方式應(yīng)力分布 MPa

由不同方案下的U肋Von-mises等效應(yīng)力對比可以發(fā)現(xiàn)內(nèi)隔板的設(shè)置與否以及相應(yīng)的構(gòu)造形式都對U肋的應(yīng)力分布狀況產(chǎn)生明顯影響。無內(nèi)隔板與第一種方案U肋應(yīng)力集中明顯，主要集中在加載位置的U肋連接處，應(yīng)力梯度較大。后兩種布置方案則大大改善了U肋的應(yīng)力集中效應(yīng)，應(yīng)力的整體分布較為均勻。

增設(shè)內(nèi)隔板后，U肋上的應(yīng)力值由90.8 MPa分別降低，降低幅度分別為12.2%、57.8%、58.1%。由此可見，當(dāng)增設(shè)的內(nèi)隔板與橋面板相連接時(即內(nèi)隔板采用三面圍焊)，U肋的應(yīng)力值降低速率處于較高水平；同時比較方案二和方案三，這兩種方案，應(yīng)力降低的幅度幾乎一致，說明內(nèi)隔板的高度對U肋的應(yīng)力影響不大。存在這種現(xiàn)象是由于內(nèi)隔板的存在，它從一定程度上增強了U肋的剛度，增加了其抵抗變形的能力，降低了應(yīng)力；同時，在無內(nèi)隔板時，應(yīng)力集中在很小范圍內(nèi)，第一種方案內(nèi)隔板的高度還未到達應(yīng)力集中區(qū)，所以對應(yīng)力集中現(xiàn)象改善不明顯。

通過對中橫隔板的結(jié)算結(jié)果分析可以得出，在增設(shè)內(nèi)隔板后，雖然對橫隔板的應(yīng)力分布有一定的影響，但依然存在應(yīng)力集中明顯的問題，應(yīng)力集中部位也隨之發(fā)生了改變，第一種布置方案下中橫隔板處最大的Von-mises等效應(yīng)力從起初的與橋面板連接區(qū)域轉(zhuǎn)移到了與內(nèi)隔板連接區(qū)域，第二種及第三種布置方案下中橫隔板處最大的Von-mises等效應(yīng)力則出現(xiàn)在橫隔板開孔邊緣的端部。增設(shè)內(nèi)隔板后，中橫隔板處最大的Von-mises等效應(yīng)力從171.3 MPa分別降低，降低幅度分別為41.8%、54.2%、61.5%；對于橫隔板開孔處外緣以及橫隔板開孔端部的應(yīng)力，內(nèi)隔板的增設(shè)與否以及構(gòu)造形式對該位置影響都不大，但是對于橫隔板與頂板連接區(qū)域的應(yīng)力水平，增設(shè)內(nèi)隔板以及不同內(nèi)隔板構(gòu)造形式都對該部位受力有很大影響，當(dāng)內(nèi)隔板與頂板連接時，應(yīng)力值降低了約140 MPa。

同時，通過對橋面板計算結(jié)果云圖分析可以得出，在增設(shè)內(nèi)隔板后，橋面板上最大的Von-mises等效應(yīng)力由橋面板與橫隔板、U肋兩者的連接處轉(zhuǎn)移到了U肋正上方；在第二種和第三種方案中，應(yīng)力分布均勻化程度明顯大于無內(nèi)隔板與第一種方案。

5 結(jié)論

(1)橋面板頂板處測點的應(yīng)力水平隨著與U肋的距離愈來愈遠而大幅降低。

(2)對于U肋處測點的應(yīng)力水平而言，測點距橋面板的距離大小對其的影響更大。

(3)橫隔板處測點的應(yīng)力最大值均出現(xiàn)在橋面板-橫隔板-U肋三者共同連接區(qū)域，同時橫隔板開孔上的應(yīng)力在橫隔板開孔端部即與U肋連接的焊趾位置應(yīng)力較大，其次開孔下邊緣應(yīng)力較大。此外，橫隔板開孔外緣最不利受力位置不是位于加載位置正下方，而是位于相鄰橫隔板開孔處。

(4)通過對試驗?zāi)Ｐ驮鲈O(shè)不同圍焊形式以及不同尺寸的內(nèi)隔板，分別計算了內(nèi)隔板增設(shè)前后橫隔板、U肋以及橋面板頂板的Von-mises等效應(yīng)力，計算結(jié)果表明當(dāng)內(nèi)隔板與橋面板頂板連接時可以有效降低橋面板的應(yīng)力水平，改善應(yīng)力集中。