基于模型试验的城市轨道交通正交异性钢桥面板应力特征研究

2022-03-19李学钦

国防交通工程与技术 2022年2期

曾勇，李学钦，张路，况杨，李强

(1.重庆交通大学山区桥梁及隧道工程国家重点实验室，重庆 400074；2.重庆交通大学山区桥梁结构与材料教育部工程研究中心，重庆 400074；3.重庆市涪陵区交通规划与技术发展中心，重庆 408000；4.中冶建工集团有限公司，重庆 400084)

轨道车辆在通过桥梁过程中，正交异性桥面板局部位置不但要直接承受车辆轮载的竖向压力，还要作为纵横梁上翼缘传递剪力弯矩，同时伴随着车辆移动，力的大小还在随时间变化，这就使其处于复杂的时变三轴应力状态。正交异性钢桥面板的受力问题是一个相当复杂的问题[1,2]。

近些年来，国内外相关领域专家与学者往往基于公路桥梁和铁路桥梁中的桥面板受载特性进行深入研究。但是针对轨道交通桥梁，其受力与前者有较大的差异，现行的钢结构规范中有关疲劳的内容并不能很好地适用于轨道交通正交异性钢桥面板的设计和施工，因此基于轨道交通正交异性钢桥面板[3-9]开展相关研究是很有必要的。本文以某轨道交通斜拉桥为依托工程，对其进行了足尺节段模型疲劳加载试验，通过对不同工况下得到的应力数据进行分析，得出桥面板各细节处的应力分布及变化规律。最后，结合试验数据提出了改善措施并结合ANSYS[10]仿真模拟来检验其可行性和有效性。

1 试验模型

某轨道交通桥梁总长为594 m，其中中跨长340 m，梁体采用正交异性桥面板钢箱梁，全宽19.6 m。桥面板纵肋一共采用两种截面形式，在钢轨下方的对应位置布置两道倒T纵肋，其高796 mm，厚20 mm，下部倒T部分长340 mm；在其它位置采用U型加劲肋，其上宽300 mm，下宽180 mm，厚8 mm；横隔板每间隔3 m布置一道，其厚度为12 mm，这样的布置方式在一定程度上增强了构件的整体刚度。

正交异性钢桥面板模型主体结构均采用Q345qD钢，为了确保构件的焊接质量且提高工作效率，焊接材料均经过相关测试评定后选用。试件模型横向尺寸为1 800 mm，沿横向共布置3个U肋，各邻近U肋中心线间距为600 mm，U肋高300 mm，上宽300 mm，下宽180 mm，厚8 mm。试件模型纵向尺寸为3 000 mm，沿纵向共设置3道横隔板，其间距827 mm，厚12 mm。此外，试件端头采用厚度为12 mm的钢板进行封闭，纵向在两端底部设置了1 800 mm×121 mm×281 mm的方形钢箱来承载整个结构，顶板厚度为16 mm。试件具体尺寸及形式如图1所示。模型为足尺节段模型。

图1 正交异性板足尺模型设计尺寸(单位：mm)

2 试验方案

试验模型作简支约束处理，通过4块3 cm厚的钢板支撑在钢箱梁上，将钢板用精轧螺纹钢与地槽进行固定连接后，将正交异性板使用龙门吊和叉车摆放至合理位置后进行焊接。本次试验在重庆交通大学结构工程实验室完成，采用具有五通道结构动态试验系统的25 t全自动液压作动器。试件进行试验时，疲劳机的作动头下方设置一块加载垫板和橡胶板，目的是使作动头施加在试件正中心区域的荷载作用更加趋近于试验所需的均布荷载。加载面积取轨底宽度300 mm×300 mm，加载位置选取试验模型的中心位置。试件模型简图及荷载加载位置见图2、图3。

图2 试验仿真模型图3 加载现场

试验模型测点贴片主要分布在中横隔板(HGB1)、边横隔板(HGB2、HGB3)、U肋以及顶板部位。将各构件独立编号。本次试验在各细部位置共布置71片应变花，其中：中横隔板(HGB1)布置35片，边横隔板HGB2布置19片，由于边横隔板HGB3与HGB2位置对称、仅布置5片，U肋布置6片，顶板布置6片。测点具体布置位置见图4～图7所示。

图4 顶板应变测点(D1～D6)布置

图5 U肋应变测点(U1～U6)布置

图6 中横隔板(HGB1)应变测点布置

图7 边横隔板(HGB2)应变测点布置

3 试验模型应力分布及特征分析

和结构的静力设计不同，钢桥抗疲劳设计所采用的荷载不应是按最不利情况采用强度设计的标准活荷载，而应考虑采用最经常作用的各种实际的车辆荷载，从而计算它们所引起的各种累积损伤。制定荷载谱的关键在于确定标准疲劳车及其疲劳次数。相较于轨道交通，公路车辆多样化，轴距和轴重不一，荷载较小；铁路车辆与轨道交通相似，车辆类型单一，具有规律性，但重量更大，所以需要针对轨道交通制定自己的荷载谱。轨道车辆在行驶过程中唯一变化的就是客流量以及车辆编组，其轴重随着客流量的变化而发生变化，轨道交通疲劳车轴重不可取值过小，过小的轨道疲劳车轴重不能保证结构的安全性，同时采用偏于安全的轨道车设计荷载进行疲劳验算也是不合理的。因此本文将设计轴重乘以疲劳荷载系数0.8作为疲劳设计荷载标准。本文分析所施加的静载大小为131.6 kN，将细部位置各测点应变值代入公式计算得到Von-mises等效应力，最终进行各测点不同方向和轨迹之间的应力比较与分析。因文章篇幅限制，并未列出试验数据同数值计算结果的对比情况，主要通过试验数据以对模型各组成部分的应力分布特征进行研究。

3.1 桥面板应力

桥面板上共布置6个测点，其中D3位于U肋和横隔板与顶板连接位置的顶板上，此处空间结构复杂，测点D4应变花距离三者连接处焊缝稍远；测点D5和测点D6沿U肋与桥面板焊缝方向，间距20 mm；D1和D2沿横隔板与桥面板焊缝方向，间距20 mm。桥面板上的测点应力分布分别如图8、图9所示。

图8 沿横隔板方向测点应力图9 沿U肋方向测点应力

从图8可以看出：沿横隔板方向上的各测点应力值差距很大，其随着测点距离U肋越来越远而大幅度降低。测点D1应力值为15.14 MPa，对比测点D3应力值其降幅达到了90.3%；此外，D3测点到D2测点的应力下降速率明显高于D2测点到D1测点的应力下降速率，主要是因为其更靠近加载位置，对应力变化的影响更大。从图9可以观察到沿U肋方向上的应力值均处于较高水平，测点应力走势虽有起伏变化，但变化范围较小，不超过5%。同时观察在非焊缝位置的测点D4，其应力值比沿横隔板与桥面板焊缝方向同一位置的测点D2大56.11 MPa，这是因为在与加载位置距离相同的情况下，由于测点D4位置没有横隔板的支撑，刚度相对较小，桥面板变形较大；与沿U肋与桥面板焊缝方向同一位置的测点D5应力值相比小了51.61 MPa，这是因为测点D4位置虽然没有U肋支撑，但相较于测点D5距离加载位置远。分析应力沿横隔板方向比沿U肋方向桥面板下表面的应力下降明显的原因，主要是由于沿U肋方向的测点都位于加载位置的边缘，而沿横隔板方向的测点距离加载位置越来越远，进一步表明了桥面板受载后将产生应力集中效应。

3.2 U肋应力

U肋上共布置6个测点，其布置方式与顶板相似，其中测点U3位于桥面板-U肋-横隔板三者连接位置的U肋上，测点U1、U2的连线和桥面板与U肋间焊缝相平行，测点U5、U6则位于横隔板与U肋间焊缝所处平面内。U肋上的测点应力分布分别如图10、图11所示。

图10 沿U肋方向测点应力图11 沿横隔板方向测点应力

由图10可以看出：沿U肋与桥面板焊缝方向测点的应力最大值为64.69 MPa，随着离开横隔板距离的增大应力有下降趋势，但下降幅度不大，与同一位置桥面板上的测点(D3、D5、D6)的应力相比要小的多，这是因为桥面板直接承受荷载作用，测点应变花与荷载垂直，而U肋侧上的测点应变花与荷载几乎平行，所测得的应力是由于U肋面外变形引起的。由图11可以看出，沿U肋与横隔板焊缝方向的测点应力随着离开桥面板的距离增加逐渐下降，说明距离加载位置越远受力越小。比较测点U4与测点U2、U5的应力值，可以发现测点U4因为相较于后两者更加远离焊缝处，应力值处于三者中的最低水平。

3.3 横隔板应力

由于模型试验中横隔板处设置的测点较多，可将其划分为三部分依次进行分析。第一部分按照沿横隔板与桥面板焊缝方向和沿横隔板与U肋焊缝方向进行分析；第二部分分析各个桥面板-U肋-横隔板三者汇集处测点的应力；第三部分分析横隔板开孔边缘一周的应力分布。桥横隔板上的测点应力在不同焊缝方向上的分布分别如图12、图13所示。

图12 沿横隔板方向测点应力图13 沿U肋竖向测点应力

由图12和图13可以看出：无论是沿着横隔板方向还是U肋方向，中横隔板最大应力值为89.29 MPa，且都出现在桥面板-U肋-横隔板三者连接位置(HGB1-10)，随着距离的增加，应力值逐渐下降。比较测点HGB1-11与测点HGB1-9、HGB1-12的应力值，可以发现应力值受与加载位置的横向距离的影响超过了与焊缝距离的影响，而与加载位置的竖向距离对应力的影响小于与焊缝距离的影响。

下面比较桥面板-U肋-横隔板三者连接位置测点的应力情况，鉴于横隔板2与横隔板3在结构与受力两方面都对称，选择其中一个横隔板便能分析其应力分布情况，于是选择横隔板1和横隔板2的测点进行分析，其应力分布如图14所示。

图14 U肋-横隔板-桥面板三者连接处测点应力

可以发现以加载位置为中心，对称位置的应力虽然不是完全相同，但相差不大。在横桥向上，对比横隔板1测点HGB1-10(HGB1-29)与测点HGB1-7(HGB1-30)应力都发生了突变，应力由89.29 MPa(92.67 MPa)下降到了28.98 MPa(22.76 MPa)，下降幅度达到了67.5%(75.4%)；在纵桥向上，对比横隔板1和横隔板2对应位置测点应力值，可以发现横隔板2测点的应力水平远低于横隔板1，最大值不超过10 MPa，且无应力集中现象。说明外加荷载的影响具有局部效应，仅在一定的加载区域内产生应力集中。

将横隔板开孔的测点应力分为横桥向和纵桥向进行对比，对应的折线图如图15、图16所示。通过观察折线图可以看出横隔板开孔上的应力在横隔板开孔端部即与U肋连接的焊趾位置应力较大，其次开孔下边缘应力较大。在横桥向上位于加载位置下方的横隔板开孔1各个测点的应力值除横隔板开孔外边缘测点外都比相邻开孔2对应测点的应力值大，说明横隔板开孔外缘最不利受力位置不是位于加载位置正下方，而是位于相邻横隔板开孔处。在纵桥向上，横隔板1开孔各测点的应力值都比横隔板2开孔对应测点大，以加载位置为中心，应力呈对称分布。

图15 横桥向横隔板开孔应力对比

图16 纵桥向横隔板开孔应力对比

4 基于试验结果的改进措施

4.1 构造形式的选取

为了尽可能避免正交异性板在承受荷载时各细部连接位置处于较为不利的应力集中情况，美国学者提出了在U肋内增设内隔板的方法，随后该方法在美国多座钢桥中得到广泛使用。随着研究的深入，各国学者对内隔板的不同构造形式进行了研究，但关于此改进方法的研究在国内还较少，有必要进行加强。在U肋处设置了3种不同布置形式、不同尺寸的内隔板(如图17所示)，并与未经处理的正交异性板进行相同受载情况下的对比分析。第一种方案内隔板两面围焊，上部距离顶板20 mm，下至U肋圆弧；第二种方案三面围焊，上部与顶板相连，底部与横隔板开孔端部相接；第三种方案上部与顶板相连，下至U肋圆弧。本节研究的计算模型除了增设内隔板外，其建立与试验模型相同，包括网格的划分、加载位置和荷载大小以及边界条件。

图17 内隔板设置方式

4.2 计算结果分析

在分析过程中重点关注桥面板、横隔板及U肋三者中两两之间的连接处以及横隔板在U肋通过处开孔边缘的应力水平和分布状况，具体数值如表1所示。

表1 不同内隔板设置方式应力分布 MPa

由不同方案下的U肋Von-mises等效应力对比可以发现内隔板的设置与否以及相应的构造形式都对U肋的应力分布状况产生明显影响。无内隔板与第一种方案U肋应力集中明显，主要集中在加载位置的U肋连接处，应力梯度较大。后两种布置方案则大大改善了U肋的应力集中效应，应力的整体分布较为均匀。

增设内隔板后，U肋上的应力值由90.8 MPa分别降低，降低幅度分别为12.2%、57.8%、58.1%。由此可见，当增设的内隔板与桥面板相连接时(即内隔板采用三面围焊)，U肋的应力值降低速率处于较高水平；同时比较方案二和方案三，这两种方案，应力降低的幅度几乎一致，说明内隔板的高度对U肋的应力影响不大。存在这种现象是由于内隔板的存在，它从一定程度上增强了U肋的刚度，增加了其抵抗变形的能力，降低了应力；同时，在无内隔板时，应力集中在很小范围内，第一种方案内隔板的高度还未到达应力集中区，所以对应力集中现象改善不明显。

通过对中横隔板的结算结果分析可以得出，在增设内隔板后，虽然对横隔板的应力分布有一定的影响，但依然存在应力集中明显的问题，应力集中部位也随之发生了改变，第一种布置方案下中横隔板处最大的Von-mises等效应力从起初的与桥面板连接区域转移到了与内隔板连接区域，第二种及第三种布置方案下中横隔板处最大的Von-mises等效应力则出现在横隔板开孔边缘的端部。增设内隔板后，中横隔板处最大的Von-mises等效应力从171.3 MPa分别降低，降低幅度分别为41.8%、54.2%、61.5%；对于横隔板开孔处外缘以及横隔板开孔端部的应力，内隔板的增设与否以及构造形式对该位置影响都不大，但是对于横隔板与顶板连接区域的应力水平，增设内隔板以及不同内隔板构造形式都对该部位受力有很大影响，当内隔板与顶板连接时，应力值降低了约140 MPa。

同时，通过对桥面板计算结果云图分析可以得出，在增设内隔板后，桥面板上最大的Von-mises等效应力由桥面板与横隔板、U肋两者的连接处转移到了U肋正上方；在第二种和第三种方案中，应力分布均匀化程度明显大于无内隔板与第一种方案。