基于模型試驗(yàn)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(qiáng)

(1.重慶交通大學(xué)山區(qū)橋梁及隧道工程國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)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(tuán)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(jìn)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(jì)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?yàn)橐劳泄こ蹋瑢ζ溥M(jìn)行了足尺節(jié)段模型疲勞加載試驗(yàn)，通過對不同工況下得到的應(yīng)力數(shù)據(jù)進(jìn)行分析，得出橋面板各細(xì)節(jié)處的應(yīng)力分布及變化規(guī)律。最后，結(jié)合試驗(yàn)數(shù)據(jù)提出了改善措施并結(jié)合ANSYS[10]仿真模擬來檢驗(yàn)其可行性和有效性。

1 試驗(yàn)?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(qiáng)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(jìn)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(jì)尺寸(單位：mm)

2 試驗(yàn)方案

試驗(yàn)?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(jìn)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(jìn)行焊接。本次試驗(yàn)在重慶交通大學(xué)結(jié)構(gòu)工程實(shí)驗(yàn)室完成，采用具有五通道結(jié)構(gòu)動態(tài)試驗(yàn)系統(tǒng)的25 t全自動液壓作動器。試件進(jìn)行試驗(yàn)時，疲勞機(jī)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(yàn)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(yàn)?zāi)Ｐ偷闹行奈恢谩Ｔ嚰Ｐ秃唸D及荷載加載位置見圖2、圖3。

圖2 試驗(yàn)仿真模型 圖3 加載現(xiàn)場

試驗(yàn)?zāi)Ｐ蜏y點(diǎn)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(dú)立編號。本次試驗(yàn)在各細(xì)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(diǎn)具體布置位置見圖4～圖7所示。

圖4 頂板應(yīng)變測點(diǎn)(D1～D6)布置

圖5 U肋應(yīng)變測點(diǎn)(U1～U6)布置

圖6 中橫隔板(HGB1)應(yīng)變測點(diǎn)布置

圖7 邊橫隔板(HGB2)應(yīng)變測點(diǎn)布置

3 試驗(yàn)?zāi)Ｐ蛻?yīng)力分布及特征分析

和結(jié)構(gòu)的靜力設(shè)計(jì)不同，鋼橋抗疲勞設(shè)計(jì)所采用的荷載不應(yīng)是按最不利情況采用強(qiáng)度設(shè)計(jì)的標(biāo)準(zhǔn)活荷載，而應(yīng)考慮采用最經(jīng)常作用的各種實(shí)際的車輛荷載，從而計(jì)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(biāo)準(zhǔn)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，荷載較小；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(jì)荷載進(jìn)行疲勞驗(yàn)算也是不合理的。因此本文將設(shè)計(jì)軸重乘以疲勞荷載系數(shù)0.8作為疲勞設(shè)計(jì)荷載標(biāo)準(zhǔn)。本文分析所施加的靜載大小為131.6 kN，將細(xì)部位置各測點(diǎn)應(yīng)變值代入公式計(jì)算得到Von-mises等效應(yīng)力，最終進(jìn)行各測點(diǎn)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(yàn)數(shù)據(jù)同數(shù)值計(jì)算結(jié)果的對比情況，主要通過試驗(yàn)數(shù)據(jù)以對模型各組成部分的應(yīng)力分布特征進(jìn)行研究。

3.1 橋面板應(yīng)力

橋面板上共布置6個測點(diǎn)，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(diǎn)D4應(yīng)變花距離三者連接處焊縫稍遠(yuǎn)；測點(diǎn)D5和測點(diǎn)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(diǎn)應(yīng)力分布分別如圖8、圖9所示。

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

從圖8可以看出：沿橫隔板方向上的各測點(diǎn)應(yīng)力值差距很大，其隨著測點(diǎn)距離U肋越來越遠(yuǎn)而大幅度降低。測點(diǎn)D1應(yīng)力值為15.14 MPa，對比測點(diǎn)D3應(yīng)力值其降幅達(dá)到了90.3%；此外，D3測點(diǎn)到D2測點(diǎn)的應(yīng)力下降速率明顯高于D2測點(diǎn)到D1測點(diǎn)的應(yīng)力下降速率，主要是因?yàn)槠涓拷虞d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(diǎn)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(diǎn)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(diǎn)D2大56.11 MPa，這是因?yàn)樵谂c加載位置距離相同的情況下，由于測點(diǎn)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(diǎn)D5應(yīng)力值相比小了51.61 MPa，這是因?yàn)闇y點(diǎn)D4位置雖然沒有U肋支撐，但相較于測點(diǎn)D5距離加載位置遠(yuǎn)。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(diǎn)都位于加載位置的邊緣，而沿橫隔板方向的測點(diǎn)距離加載位置越來越遠(yuǎn)，進(jìn)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(diǎn)，其布置方式與頂板相似，其中測點(diǎn)U3位于橋面板-U肋-橫隔板三者連接位置的U肋上，測點(diǎn)U1、U2的連線和橋面板與U肋間焊縫相平行，測點(diǎn)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(diǎn)應(yīng)力分布分別如圖10、圖11所示。

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

由圖10可以看出：沿U肋與橋面板焊縫方向測點(diǎn)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(diǎn)(D3、D5、D6)的應(yīng)力相比要小的多，這是因?yàn)闃蛎姘逯苯映惺芎奢d作用，測點(diǎn)應(yīng)變花與荷載垂直，而U肋側(cè)上的測點(diǎn)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(diǎn)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(yuǎn)受力越小。比較測點(diǎn)U4與測點(diǎn)U2、U5的應(yīng)力值，可以發(fā)現(xiàn)測點(diǎn)U4因?yàn)橄噍^于后兩者更加遠(yuǎn)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(yàn)中橫隔板處設(shè)置的測點(diǎn)較多，可將其劃分為三部分依次進(jìn)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(jìn)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(diǎn)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(diǎn)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(diǎn)應(yīng)力 圖13 沿U肋豎向測點(diǎn)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(diǎn)HGB1-11與測點(diǎn)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(diǎn)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(diǎn)進(jìn)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(diǎn)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(diǎn)HGB1-10(HGB1-29)與測點(diǎn)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(dá)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(diǎn)應(yīng)力值，可以發(fā)現(xiàn)橫隔板2測點(diǎn)的應(yīng)力水平遠(yuǎn)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(diǎn)應(yīng)力分為橫橋向和縱橋向進(jìn)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(diǎn)的應(yīng)力值除橫隔板開孔外邊緣測點(diǎn)外都比相鄰開孔2對應(yīng)測點(diǎn)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(diǎn)的應(yīng)力值都比橫隔板2開孔對應(yīng)測點(diǎn)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(yàn)結(jié)果的改進(jìn)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(xì)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(jìn)行了研究，但關(guān)于此改進(jìn)方法的研究在國內(nèi)還較少，有必要進(jìn)行加強(qiáng)。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(jìn)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(jì)算模型除了增設(shè)內(nèi)隔板外，其建立與試驗(yàn)?zāi)Ｐ拖嗤ňW(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(jì)算結(jié)果分析

在分析過程中重點(diǎn)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(qiáng)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(dá)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(jì)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(diǎn)的應(yīng)力水平隨著與U肋的距離愈來愈遠(yuǎn)而大幅降低。

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

(3)橫隔板處測點(diǎn)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(yàn)?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(jì)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(jì)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。