正交异性钢桥面板（精选八篇）
正交异性钢桥面板 篇1
正交异性钢桥面板是由纵横向互相垂直的加劲肋和桥面顶板焊接成整体以共同承受车轮荷载的结构。钢桥面板不仅作为桥面系直接承受车轮荷载作用,而且还作为主梁的一部分参与主梁共同受力,其力学行为十分复杂[1]。为了简化,在分析正交异性钢桥面板的应力状态时,通常采用叠加的方法,分为如下3个基本体系加以研究。
1)主梁体系,由顶板和纵肋组成主梁的上翼缘,参与主梁共同受力。
2)桥面体系,由纵肋、横梁和顶板组成的结构,顶板被视为纵肋、横梁上翼缘的一部分。该体系起着把桥面上的荷载传递到主梁和刚度较大的横梁的作用。
3)盖板体系,被视作支承在纵肋和横梁上的各向同性连续板,直接承受车轮局部荷载。
在荷载作用下,钢桥面板任何一点的应力可由上述3个基本结构系的应力适当叠加而近似求出。在主梁体系中,钢桥面板的内力计算与一般梁桥结构的内力计算相同,可用影响线求出。在盖板体系中,随着顶板上的轮重逐渐加大,顶板的弯曲应力便逐步地进入薄膜应力状态,顶板具有很大的超额承载力,其应力往往可以忽略不计。桥面体系,由于其刚度在互相垂直的2个方向上有所不同,因而造成构造上的正交异性,所以它的应力状态要按正交异性板来计算。
对于构造正交异性钢桥面板的分析,有解析法和数值法[2]。解析法中,以Pelkan-Esslinger法最为著名。但是,P-E法计算繁杂、适用性差、对于间距较大的横肋计算精度误差大,随着计算机技术的发展,有逐渐被数值法所替代的趋势。数值法,即有限单元法,是适应现代电子计算机技术而发展起来的一种新颖、高效的结构分析方法。本文将以某构造正交异性板为例,采用多种建模方法对其进行分析,并对计算结果作了比较。
2有限元计算模型
本例的桥面系为开口型正交异性钢桥面板,由小纵梁、纵向加劲肋、横梁及顶板组成。桥面板厚16 mm,U型肋厚8 mm,间距600 mm;倒T形小纵梁高1 000 mm,横向间距3 600 mm;U型横梁高2 000 mm,宽1 200 mm,纵向间距5 500 mm。U型肋、小纵梁与横梁相交处设过焊孔,以减小相交部位的局部应力。半桥面板构造见图1。
本文拟对上述构造型正交异性桥面板采用分析方法如下。
1)方法1,格子梁法。
忽略平板的剪切刚度,将顶板从纵肋中间切开;纵肋及横梁的顶板采用有效分布宽度。
2)方法2,梁板混合建模法。
纵肋、纵梁及横梁用空间梁单元离散,板用板壳元离散。
3)方法3,带肋板单元法。
纵梁及横梁用空间梁单元离散,纵肋及板用带肋板壳元离散。
4)方法4,板单元法。
所有板件均采用板壳元离散。
各方法采用的断面构造见图2。考虑结构对称性,有限元模型取1/2结构,限于篇幅,仅示方法1、4的部分有限元模型,见图3～图4。
根据桥面系自重及其承受的恒载、活载均通过横梁传递给主体承重结构的受力特点,模型的边界为在每根横梁的相应位置设置简支支承。
结构分析中考虑的荷载包括:桥面自重,10 cm沥青混凝土铺装,栏杆及车辆荷载。车辆荷载采用JTG D60—2004《公路桥涵设计通用规范》中的标准值,总重550 kN,并根据其主要技术标准和横向布置规定对桥面板施加荷载。方法1中,为计算简便,将车轮分布荷载简化为集中荷载计算;方法2～方法4中,车轮荷载采用面荷载施加。
3各方法的比较
方法1,目前的商业程序(如桥梁博士、MIDAS等)均有相应的计算功能,实现起来比较方便。方法2～方法3为采用梁板单元混合建模法,采用MIDAS程序实现。方法4的模型采用ANSYS程序实现,单元类型为弹性板壳单元SHELL63。SHELL63板壳单元既包含弯曲应力的特征,又能体现结构的薄膜应力,具有4个节点,每个节点有6个自由度,符合钢桥面板的应力特征和几何特性。因此,分析结果的比较以方法4为基准进行。
鉴于本文讨论的桥面体系中,横梁主要起到将桥面板承受的恒活载传递到主体结构的作用,其受力情况比较明确。可以采用简化的纵横向分离方法,或者与主体结构共同建立空间梁单元模型进行分析,对前后处理都更方便,计算结果可以满足工程要求,因此,下文中对横梁的受力情况不作比较。
各方法得到的纵梁、纵肋和桥面板的应力结果比较见表1～表3。
恒载作用下,桥面板的应力各方法计算结果相差不大,方法3与方法4的纵肋应力较接近,方法1与方法4的纵梁应力较接近。车辆荷载作用下,方法2、方法3与方法4的桥面板应力较接近,方法3与方法4的纵肋及纵梁应力较接近。恒载+活载作用下,方法1与方法4的桥面板应力较接近,方法3与方法4的纵肋及纵梁应力较接近。
综合而言,以板壳元建模分析桥面板时结构的变形、内力的连续性效果较其他方法都更能反映结构的真实状态,如果考虑建模分析的简便,可以采用方法3分析桥面板,分析结果中桥面板及纵肋的应力偏小,而纵梁的应力偏大。
由于桥面结构的应力绝对值较小,虽然用方法3算得的应力相对偏差达到50%左右,但是绝对数值并不大,因此方法3是一种简便实用的分析正交异性板方法。
4结语
正交异性桥面体系的主要问题是动载作用下的疲劳,若能将空间应力分析与先进的疲劳评价结合起来,对系统考察正交异性桥面的性能有重要意义。经过比较,可以发现采用带肋板单元模拟正交异性桥面板进行有限元分析,结果较为精确,简单实用。
摘要：以某构造型正交异性钢桥面板为例,采用多种建模方法进行有限元分析,得到各组件特征部位的应力结果。通过数据对比,可以发现采用带肋板单元模拟正交异性桥面板进行的有限元分析,结果较为精确,且简单实用。希望可为同类设计提供参考。
关键词：钢桥,正交异性板,有限元分析
参考文献
[1]吴冲.现代钢桥(上册)[M].北京:人民交通出版社,2006.
正交异性钢桥面板 篇2
作 者：张玉玲 辛学忠 刘晓光 Zhang Yuling Xin Xuezhong Liu Xiaoguang 作者单位：张玉玲,刘晓光,Zhang Yuling,Liu Xiaoguang(中国铁道科学研究院铁道建筑研究所,北京,100081)
辛学忠,Xin Xuezhong(铁道部科技司,北京,100844)
正交异性钢桥面板 篇3
关键词：桥梁结构；正交异性桥面板；夹层结构；简单支承；稳定性能；实验及数值计算
中图分类号：U448.38 文献标识码：A
夹层结构正从航空航天、船舶制造及修理领域引入桥梁建造及加固中，特别是钢桥面板中传统的正交异性钢桥面板由于钢面板的平面尺寸大，需要焊接密集的加劲肋才能保证钢面板有足够的刚度，而且车轮下局部应力集中严重，加上桥面板在整体受力下的其他应力作用，焊缝容易出现疲劳裂纹，国内外多座正交异性钢桥面板都出现此病害.
过多地增加钢面板厚度或加劲肋尺寸将导致成本增加过大.考虑到夹层板刚度大，芯层材料相对钢材有一定弹性，对抗冲击、振动有利，重要的是芯层材料要有很小的重力密度，尽量少增加自重.在提高结构使用性能的同时，少增加或不增加综合成本.目前土木建筑中，采用钢板聚氨酯夹层板结构是比较理想的，芯层为实心时，一般厚20～50 mm，再厚宜做成蜂窝空心的芯层.该种夹层板现已用于船舶制造和修理中，也正处于桥梁应用和实验研究中.文中模拟桥面受力状态，首先对简支钢板聚氨酯正交异性夹层板进行模型实验及数值计算分析，探讨该种板的基本稳定性能.再采用ANSYS软件对纵向加劲肋间距、芯层厚度、面板厚度改变时的夹层板进行线性稳定和考虑材料及几何非线性的稳定性能计算分析.
1模型实验及数值计算
1.1模型实验
考虑到实桥中正交异性钢桥面板的纵隔板间距大于横隔板间距，即一个节段内桥面板横向尺寸大于纵向尺寸，桥面板原型取纵桥向一个横肋间距，横桥向约布置两台车的宽度，即纵向取2.8 m，横向取5.76 m.实验模型采用相似比1/4缩小，钢板聚氨酯正交异性桥面板模型的其他尺寸均按与实桥同一相似比缩小，但采用实桥材料，即材料相似比1/1.此外，考虑到实桥中一个节段内的钢桥面板的四边为变化复杂的弹性支承，实验中难以准确模拟，本文先探讨该种正交异性夹层板简支状态下的基本稳定性能.
具体的夹层桥面板分析模型尺寸和材料为：板长700 mm，宽1 440 mm，纵向加劲肋长等于板长700 mm，芯层厚11 mm.考虑到实验模型的钢板太薄时会造成焊接困难，也不易购买，采用两层钢面板厚均为2 mm.普通钢桥面板闭口加劲肋间距一般为600 mm，考虑尺寸相似比1/4后为150 mm，由于夹层桥面板的面板刚度增加，纵向加劲肋间距可放大，考虑到模型制作及加载的方便，取普通钢桥面板的大约2倍，即288 mm，共4条.同样考虑，加劲肋的梯形截面尺寸可取肋高54 mm，上口宽60 mm，下口宽33 mm，肋板厚2 mm.单个车轮重按相关规范标准车轮重取70 kN，设计时认为是恒定的.考虑集中力相似比1/16缩小后为4.375 kN，车轮着地面积考虑相似比后为横向150 mm，纵向50 mm.如果严格按相关规范的车轮间距，应加4个车轮局部荷载，这样会降低板的整体屈曲临界荷载，但分散布置的车轮对有纵肋支承的连续板来说，反而会提高板的局部屈曲临界荷载.考虑到本文研究目的是该种正交异性夹层板在有竖向局部荷载作用下的稳定基本力学性能，需要尽量模拟桥面板的受力状况，但实验中是难以准确模拟的.如钢桥面板作为主梁的顶板，四周为梁的腹板和横肋变弹性支承，而非简支.因此暂加一个车轮荷载研究，采用多个重型锚具堆载即可满足加载要求，否则，需要同时设置水平向和竖向的反力架.钢板材料因采购问题，采用Q235钢板，弹性模量E=2.1×105 MPa，考虑材料非线性时，超过屈服强度后取Et=0.03E，即本构关系采用双折线简化模型.泊松比为0.35，重力密度为78.5 kN/m3.聚氨酯弹性模量为800 MPa，泊松比为0.46，重力密度为11.5 kN/m3.在将加工好的夹层板实验模型送到专业厂家灌注聚氨酯芯层前，钢面板与芯层结合面预先经过喷砂除锈及粗糙处理，以保证芯层与钢板的黏结力[11].
本实验制做了2个相同的模型，夹层板端部大样如图1所示.正交异性夹层板跨中截面、顶面及底面各应变采集点编号如图2和图3所示，各采集点均采集纵横2个方向的应变.板底应变片分布如图4所示，板顶应变片分布如图5所示.试验加载装置为平置反力架，采用2台150 t千斤顶同步按每10 kN逐级加载，模型板为长边简支状态，板中心将穿置重型锚具堆载，其下有考虑相似比后的车轮着地面积大小的垫板，以模拟车轮局部分布力，如图5所示.
这些应变主要用于监测各部位应变是否超出钢板屈服所对应的应变，同时反映失稳时板的应力分布规律.实验前经有限元稳定试算，发现当压力增加至1 362.8 kN时加劲肋端部附近先出现失稳现象，因此板底应变片大多布置在肋底.
虽然车轮的数量、重量和作用位置都会影响失稳时临界荷载的大小，但对桥面板的受力规律或性能影响不大，且避免了设置双向反力架装置的困难.因此，千斤顶水平加载前，只在板顶中心固定有局部均布力作用面积大小的垫板，再在垫板的底盘上堆载重型锚具加载，以模拟车轮作用.第一块板按10 kN逐级加载至1 301.3 kN时有多个肋底采集点应变明显超出钢板屈服所对应的应变，即达到临界荷载而停止.卸载后发现加劲肋两端附近的肋板出现凹凸，说明纵向加劲肋数量减少一半后，夹层板的刚度仍较大，如图6所示.第二块板按相同方式加载，并超过第一块板临界荷载至1 401.5 kN时，端部附近钢面板有测点应变超出屈服强度所对应的应变，卸载后观察到，不仅加劲肋两端附近的肋板出现凹凸，钢面板也凹凸变形，如图7所示.主要原因是由于该端是加力端，即使板件尺寸加工准确，也有一定的应力集中现象，从而使板端受力较大，首先出现局部凹凸变形.1.2数值计算
数值计算模型与实验模型的尺寸、材料、受力和支承方式完全相同.为了让夹层板的两钢面板及芯层共同传力，不采用夹层单元Shell99，从而将夹层
板按3层考虑，两层钢面板采用Shell93板单元，共1 814个，芯层采用Solid95实体单元，共778个，梯形加劲肋也采用Shell93单元，横截面上底板及腹板均划分为2个单元，共518个单元.由于钢板与芯层的结合面经过喷砂粗糙处理，其黏结强度能满足正常使用要求[11]，因此，钢板与芯层单元共用节点，即结合面不会产生滑移.板平面单元的网格划分一般为40 mm×40 mm大小，但在应变采集点及荷载作用位置附近逐渐加密至10 mm×10 mm.模型的边界条件仍为板的长边简支.计算中，为了让加力端的压应力沿板长边方向均匀施压，加力端均设置了刚性板，均布压力向板顶稍有偏心.板的两侧设边板并适当加厚，以防夹层板两侧自由端先失稳而中止计算，加力图式如图8所示.计算考虑了材料非线性及几何非线性影响.
1.3实验及计算结果分析
由于沿板短边方向的应力相对于长边方向较大，本实验测点多，图形也会多，以下仅给出第一块板被加载至失稳时各测点的实验测试和有限元计算沿板短边方向的应力变化值，如图9～图13所示.
从图9和图10可看出，板顶各测点沿板短边方向的压应力越靠近板中心越大，显然受到车轮作用下板的弯曲影响而增大了板顶压应力.从图11至图13可看出，板底各测点沿板短边方向的压应力越靠近板中心越小，显然也受到车轮作用下板的弯曲影响而减小了板底压应力，但影响程度远不如板顶应力.这与车轮作用下夹层桥面板截面弯曲中性轴位置有关.无论是板顶或板底测点，不考虑轮压影响时靠加力端越近应力越大，但考虑轮压影响时对板顶应力的影响程度大于对板底应力的影响.第一块板的计算临界荷载与实验临界荷载比值为1 362.8/1 301.5=1.047，说明较吻合.
2夹层桥面板参数变化对稳定性的影响
采用ANSYS软件对上述计算模型分别进行尺寸参数的改变，分析对临界荷载及失稳状态的影响.模型的尺寸、材料、单元划分、支承条件、受力状态均与上述有限元计算模型相同，计算分为线性稳定性计算和考虑钢板材料非线性及几何非线性计算，前者主要用于分析参数变化对前4阶屈曲模态的影响，后者用于分析对稳定临界荷载的影响.
2.1加劲肋间距变化对稳定性能的影响
夹层桥面板模型的面板厚度，肋板厚度均为2 mm，芯层厚11 mm，其他条件不变时，加劲肋间距分别为：240 mm， 288 mm， 360 mm和480 mm，即加劲肋条数分别为5， 4， 3和2条时，临界荷载的变化如图14.线性计算前四阶屈曲模态描述见表1.夹层板的平面尺寸一定时，加劲肋数量减少，肋的总刚度减小，同时由于夹层板的肋间距离增加，夹层板的面外刚度也在减小.本模型的4阶屈曲模态始终伴随有肋屈曲，说明夹层板的初始刚度较大.因此，其他条件不变时，通过改变加劲肋间距，肋的刚度发生变化，夹层板的刚度也随之发生相应变化.
纵向加劲肋间距/mm
2.2芯层厚度变化对稳定性能的影响
夹层桥面板模型的面板厚度，肋板厚度均为2 mm，加劲肋间距为288 mm，其他条件不变时，芯层厚度分别为：5 mm， 7 mm， 9 mm， 11 mm， 13 mm和15 mm时临界荷载的变化如图15所示，线性计算的前4阶屈曲模态描述见表2.纵向加劲肋一定时，芯层厚度的增加意味着夹层板刚度的增加.当芯层厚度为9 mm时，结构屈曲由夹层板先屈曲转变为加劲肋屈曲，成为板和肋屈曲的分界值，也说明前述加载实验模型在纵向加劲肋数量比普通正交异性钢桥面板少一半时，芯层厚度为11 mm仍属偏厚.也说明芯层厚度的变化对夹层桥面板的刚度影响较大.且随着总刚度的增加，屈曲临界荷载值也增加.
芯层厚度/mm
2.3钢面板厚度变化对稳定性能的影响
夹层桥面板模型的肋板厚2 mm，芯层厚11 mm， 加劲肋间距288 mm，其他条件不变时，钢面板厚度分别为：1 mm， 1.25 mm， 1.5 mm， 1.75 mm和2 mm时，临界荷载的变化如图16所示，线性计算前4阶屈曲模态描述见表3.纵向加劲肋及芯层厚度一定时，夹层板的钢面板厚度缓慢增加意味着夹层板刚度缓慢增加，而屈曲始终发生在加劲肋上，这说明夹层板的刚度初始值太大，且随着总刚度的缓慢增加，屈曲临界荷载也缓慢增加.
钢面板厚度/mm
以上各参数变化时弹性稳定计算代表性的3种屈曲模态如图17～图19所示.由于本文试验模型的边界条件及车轮数量与实桥受力状况有一定差异，以下所得结论主要为定性方面的.
3结论
1）简支正交异性夹层桥面板模型的实验值基本与非线性有限元稳定计算值吻合，临界荷载时板的端部应力大于板中部应力，特别是纵向加劲肋底部的应力较明显.
2）当夹层桥面板处于受压状态时，轮压作用对板顶应力的影响大于对板底应力的影响.
3）芯层厚度、纵向加劲肋间距、钢面板厚度，这3个参数对桥面板的稳定性能影响依次减弱.由于夹层板厚度关系着整个桥面板的造价和自重，厚度变化范围相对较小，建议设计时先设定合理的芯层和钢板厚度，再通过试算选择纵向加劲肋的数量，或者通过多参数优化计算，确定最佳参数组合.
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正交异性钢桥面板 篇4
关键词：钢桥面板,疲劳细节,影响面,损伤度,疲劳寿命,ANSYS
正交异性钢桥面板结构复杂,存在大量焊接构造,在车轮荷载长期反复作用下,焊缝易开裂[1]。下面根据正交异性钢桥面板中闭口纵肋常用的U形和V形截面形式,选取4个横梁间距建立正交异性钢桥面板局部有限元模型,计算单轮荷载作用下常见疲劳细节的影响面,用雨流法进行疲劳损伤度计算[2],从而对两种不同截面形式的闭口纵肋进行对比分析。
1 有限元模型的建立
局部有限元模型纵桥向取4个横梁间距,相邻横梁间距为2 m,横桥向共计15个纵肋,相邻纵肋间距为0.6 m,总宽度为9.5 m。纵肋、横梁采用shell63单元,桥面铺装采用solid64单元。将跨中横梁与最外侧2个横梁下翼缘的平动与转动位移全部约束。为了模拟纵梁对正交异性板真实的支撑作用,将梁单元与正交异性板横梁下翼缘底部位移耦合,使其位移一致。三维ANSYS有限元模型见图1。
2 疲劳细节
钢桥面板容易开裂的部位主要是焊接连接点,即钢桥面板各部件连接处的焊缝。当然也有因应力集中导致易开裂的部位,如横梁腹板的开孔处[3]。结合国外文献中已经报道的疲劳裂纹位置绘制了典型的闭口纵肋正交异性钢桥面板易于产生疲劳裂纹的关键部位,见图2。
经过初步计算分析,横梁腹板开孔边缘、纵隔板与顶板焊缝、横梁腹板与顶板焊缝等处应力较小,不再进行分析。选取计算的疲劳关键部位及疲劳等级见表1。
3 影响面的计算
以轮迹带中心线为中心,影响面计算范围在横桥向为一个轮迹带分布宽度,即1.1 m。
根据先前计算横桥向影响线的精度来看,横桥向50 mm间距一个工况即可保证计算精度,因此确定每个纵桥向影响线的间距为50 mm时,总共计算23条纵桥向影响线。
影响面纵桥向长度为6 m,纵桥向影响线上每隔100 mm为一个计算工况,则每条纵桥向影响线共有61个工况。影响面计算范围见图3。
限于篇幅,仅给出U形肋ZZ1验算点的影响面计算结果(见图4)。
4 疲劳寿命计算
将钢桥面板各疲劳细节的抗力按照Eurocode中相关规定执行,为保持一致,在疲劳寿命分析中选用Eurocode规范中的疲劳曲线。
利用抽样法计算轮载作用下钢桥面板各细节的疲劳寿命,并利用简化法计算Eurocode等效轴重作用下钢桥面板各细节的疲劳寿命。
疲劳寿命计算流程见图5,表2列出了U形和V形肋ZZ2、DD5、ZH4、ZD6验算点结果。
根据Miner线性累积损伤理论的破坏准则,当细节损伤度为1时,疲劳细节损坏。通过表2数据可知,各疲劳细节损伤度均<1,50 a内不会发生疲劳破坏。相同尺寸的U形闭口肋累积损伤小于V形闭口肋,疲劳特性优于V形纵肋,具有更长的疲劳寿命。两种闭口肋常见疲劳细节的疲劳寿命都有很大的富余,能够满足使用要求。
5 结语
通过有限元模型计算结果的对比分析可以发现,当闭口肋开口宽度、高度、厚度相同时,U形肋常见疲劳细节的疲劳性能要优于V形肋,具有更长的疲劳寿命,能够满足使用年限的要求。在大跨度栓焊结构中,U形闭口肋可以比V形闭口肋更好地改善正交异性钢桥面板的疲劳开裂问题,增强疲劳细节的耐久性。
参考文献
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正交异性钢桥面板 篇5
关键词：正交异性钢桥面系统,横隔板挖孔形式,应力分布
正交异性钢桥面板是指用纵横向相互垂直的加劲肋 (纵肋和横隔板) 连同桥面盖板所组成的、共同承受车轮荷载的结构, 横隔板设置有挖孔, 纵肋连续穿过。在汽车移动荷载的作用下, 纵肋往复挠曲变形, 迫使横隔板产生面外往复变形, 该面外变形受到约束时, 将产生很大的弯曲次应力, 约束刚度越大, 弯曲次应力越大[1,2]。横隔板挖孔可以有效降低纵肋与横隔板连接细节的应力, 但在弧形挖孔处存在较高的应力集中[3], 这主要受到挖孔形式及其几何尺寸影响, 不同的挖孔形式对该连接细节焊缝端部的竖向应力也有一定的影响[4]。实际工程中, 钢桥面板弧形挖孔处、纵肋与横隔板连接焊缝端部出现大量疲劳裂纹[5]。因此, 合理布置横隔板挖孔的构造细节, 降低其疲劳应力水平, 避免典型疲劳裂纹的发生, 是钢桥面板抗疲劳设计中需重点解决的问题。
为深入研究不同挖孔形式对纵肋与横隔板连接细节疲劳应力的影响, 基于某钢桥有限元模型, 选取几种不同的弧形挖孔形式, 计算车轮作用下该连接细节的应力分布, 根据结果推荐相对较优的钢桥面板布置形式。
1 有限元模型
某钢桥钢箱梁沿桥轴方向共分20个节段, 标准节段长16 m。钢箱梁横断面为双箱并列, 中间以横梁连接, 横梁间距3.2 m, 桥梁中线处梁高3.0 m, 箱梁顶宽23.0 m。顶板板厚14 mm, 底板和斜底板板厚为16 mm, 横隔板板厚10 mm。纵向加劲肋为U形闭口加劲肋, 其上口宽260 mm, 下口宽300 mm, 标准高度260 mm。梁体钢材采用16Mnq, 构件的连接方式为焊接。钢箱梁标准横断面示意图见图1。
采用ABAQUS有限元分析软件建立3个横隔板间距的钢箱梁段计算模型, 见图2。边界条件为钢箱梁梁端固结, 荷载为单轴双轮面荷载, 加载于1号车道中间横隔板正上方。为提高计算精度, 建立1号车道下中间横隔板U肋与横隔板子模型如图3所示, 划分更精细的网格。
2 横隔板挖孔形式的影响
根据各国规范给出的弧形缺口形式及我国应用实例[6], 共选取6种缺口形式进行对比分析, 包括无挖孔形式、天津市海河大桥采用形式、Eurocode推荐公路桥形式、AASHTO推荐形式、Eurocode推荐铁路桥形式、大半径圆孔形式, 其构造及具体尺寸见图4, 子模型中六个纵肋位置编号见图5。计算这六种不同挖孔形式的子模型应力分布, 得到不同挖孔形式下横隔板最大主应力云图见图6。
图6a) 无挖孔形式横隔板最大主应力为52.5 MPa, 在六种横隔板挖孔形式中最低, 但是横隔板下部产生的应力要高于其他五种形式。如果U肋下翼缘与横隔板直接焊接, 在轮载作用下, U肋下翼缘变形会直接传递给横隔板, 由于横隔板与U肋下翼缘的焊缝约束着横隔板的面外变形, 会造成横隔板与U肋下翼缘的焊缝发生疲劳破坏。以下主要分析后五种挖孔形式横隔板应力的分布情况。
图7是不同挖孔形式对应横隔板上最大主应力、横向最大应力和竖向最大应力关系图。
由图7可知横隔板最大主应力、横向最大应力和竖向最大应力三者基本保持一致的变化趋势。有利于减小横隔板最大应力的挖孔形式依次是挖孔形式Ⅳ、挖孔形式Ⅴ、挖孔形式Ⅰ、挖孔形式Ⅲ、挖孔形式Ⅱ。
为进一步研究横隔板弧形挖孔处与焊缝端部两个易开裂位置应力与挖孔形式之间的关系, 图8绘制了不同挖孔形式对应U1~U6应力较大的易开裂位置最大主应力关系图。
不同的易开裂位置最大主应力与挖孔形式之间呈现不同的趋势关系。12个易开裂位置中, 挖孔形式Ⅳ有9个位置最大主应力值最小, 挖孔形式Ⅰ有2个位置最大主应力值最小, 挖孔形式Ⅱ有1个位置最大主应力值最小。挖孔形式Ⅱ有6个位置最大主应力值最大, 挖孔形式Ⅲ有3个位置最大主应力值最大, 挖孔形式Ⅴ有2个位置最大主应力值最大, 挖孔形式Ⅳ有1个位置最大主应力值最大。
综合考虑, 确定有利于横隔板受力的挖孔形式依次为Eurocode推荐铁路桥形式、大半径圆孔形式、海河大桥采用形式、AASHTO推荐形式、Eurocode推荐公路桥形式。观察挖孔边缘的应力可知挖孔半径的增大有利于孔径边缘受力。实际公路钢桥中应用海河大桥采用形式比较多, 虽然Eurocode推荐铁路桥形式受力最有利, 但其切割制作要求较高, 对于横向荷载并不是固定的公路钢桥来说, 需进一步讨论。
3 结语
对比正交异性钢桥面系统横隔板与纵肋连接构造细节在不同挖孔形式下的应力分布可以得知Eurocode推荐铁路桥形式受力最优, 但是其制作复杂, 推荐天津市海河大桥采用形式用于公路钢桥。
参考文献
[1]刘兴.正交异性钢桥面板的构造细节对疲劳性能的影响及优化研究[D].北京:北方工业大学, 2011.
[2]Zhi-Gang Xiao, Kentaro Yamada, Samol Ya, et al.Stress analyses and fatigue evaluation of rib-to-deck joints in steel orthotropic decks[J].International Journal of Fatigue, 2008, 30 (8) :1387-1397.
[3]Michèle S.Pfeil, Ronaldo C.Battista, Aluísio J.R.Mergulho.Stress concentration in steel bridge orthotropic decks[J].Journal of Constructional Steel Research, 2005, 8 (61) :1172-1184.
[4]陆林祥, 崔海军.横隔板缺口型式对正交异性钢桥面板力学性能的影响[J].西部交通科技, 2009 (10) :18.
[5]王春生, 冯亚成.正交异性钢桥面板的疲劳研究综述[J].钢结构, 2009, 24 (9) :10-13.
正交异性钢桥面板 篇6
正交异性钢桥面板:这种桥面板在纵、横两个方向上由于纵肋、横隔板的加强, 具有不同的抗弯刚度, 其力学性质与在两个互相垂直方向上具有不同弹模的板相似。正交异性钢桥面板有很高的承载力, 同时可以减轻钢梁的自重。
本文利用一段正交异性钢桥面板模型, 利用MIDAS2006进行理论分析, EXCEL进行数据统计、绘图分析, 研究U形纵肋对桥面板挠度、应力的影响, 以及不同厚度的U形纵肋对桥面板承载能力的影响。
取顶板宽1.1m, 长3.5m, 采用Q345q钢, 荷载包括整体自重和中心处车轮均布荷载。
1 U形纵肋厚7mm, 自重和车轮荷载下, 有U肋和无U肋下挠度、应力的比较
(1) 无U肋结构在自重和车轮荷载下的最大挠度为0.0093cm和1.185cm, 而有U肋的结构在自重和车轮荷载下的最大挠度为0.0048cm和0.1412cm。
(2) 以顶板上缘应力为例, 无U肋结构在自重和车轮荷载下的最大应力值为1.0 3 M P a和2 4 1 M P a, 而有U肋的结构在自重和车轮荷载下的最大应力值为0.945MPa和4 2.1M P a。
这说明U形纵肋的存在大大提高了结构的承载能力。
2 结构其他数值不变, 只改变U形纵肋的厚度为12mm, 比较其对应力的影响
(1) 以顶板上缘应力为例, 根据之前的分析, 7mmU肋结构在自重和车轮荷载下的最大应力值为0.945MPa和42.1MPa, 而12mmU肋结构在自重和车轮荷载下的最大应力值为0.875MPa和33.1MPa。
这说明增大U形纵肋的厚度也有助于提高结构的承载能力。
3 结语
通过MIDAS建模分析与EXCEL图表分析可以发现, U形纵肋可以大大提高桥面板的承载能力;增大U形纵肋的厚度, 桥面板的承载能力也有所提高。
参考文献
[1]苏彦江.钢桥构造与设计[D].成都:西南交通大学出版社, 2006.
正交异性桥面板焊接变形预测 篇7
1 低合金钢固有应变定量关系式
理论计算和实际工程表明, 影响固有应变的主要因素是焊接线能量qv和板厚h。单位长度上固有应变总和Wx和Wy与线能量存在如下关系
在实际工程中, 焊接线能量vq是已知的, 只要知道焊缝纵向和横向固有应变系数K、W qyv=ξ, 即可由式 (1) 、 (2) 求得单位长度上固有应变总和Wx和yW。从而可由固有应变有限元法计算结构的焊接变形。
固应变系数K、ξ与qv/h2的关系曲线如图1及图2所示。
通过MATLAB软件回归拟合可以得到数学表达式 (3) 、 (4) 。
2 正交异性桥面板焊接变形预测
图3为正交异性桥面板的有限元模型, 自由状态下正交异性桥面板的纵向焊接变形图 (放大50倍) 如图4所示, 可见构件的主要变形为整体挠度和端部角变形。
为控制焊接变形, 需在桥面板两端施加约束, 图5所示为两端施加约束后焊接变形的预测结果。图6所示为桥面板实际焊接时采用的焊接变形控制方法, 两端的固定装置对桥面板所施加的约束与图5所示模型计算时所施加的约束是相同的。由此可见, 采用固有应变有限元法预测低合金钢构件的焊接变形, 并指导实际工程焊接变形的控制是可行的。
结语
本文应用低合金钢固有应变规律的研究成果, 采用大型通用有限元分析软件ANSYS对大型正交异性桥面板的焊接变形进行数值模拟, 得到如下结论:固有应变有限元法是预测大型复杂焊接结构变形的有效方法。采用固有应变有限元法预测低合金钢构件的焊接变形, 并指导实际工程焊接变形的控制是可行的。
摘要：本文应用低合金钢固有应变规律的研究成果, 采用大型通用有限元分析软件ANSYS对大型正交异性桥面板的焊接变形进行数值模拟, 并对焊接残余变形结果进行分析, 为制定焊接方案提供可靠依据。
关键词：正交异性桥面板,低合金钢,固有应变
参考文献
[1]kawa.Prediction of welding distortion and residual stress in a thin plate butt-welded joint.Computational Materials Science, 2008:353-365.
[2]Xu lin, YAN Ren-jun.Inherent shear strain method for forecasting fillet weld’s angular distortion.Journal of Ship Mechanics.2007:895-903.
[3]魏良武.固有应变法预测焊接变形的研究及其工程应用.[D].2004:19-20.
钢桁梁正交异性桥面板组拼工艺研究 篇8
关键词：钢桁梁,正交异性,桥面板,组拼工艺
引言:钢桥梁在交通领域应用非常广泛, 尤其是在跨越大江大河、深谷时, 钢桥梁以其易于实现大跨度的特点被经常应用。钢析梁即为桥梁中的一种结构形式, 钢析梁按结构组成可分为主桁、联接系、桥面系等部分。针对影响钢桥面板受力性能的条件因素, 改变相关参数, 进一步定量分析各因素对受力行为影响。
1.钢桁梁正交异性桥面板
1.1 正交异性板即正交异性钢桥面板, 是用纵横向互相垂直的加劲肋 (纵肋和横肋) 连同桥面盖板所组成的共同承受车轮荷载的结构。正交异性板除作为桥面外, 还是主梁截面的组成部份, 它既是纵横梁的上翼缘, 又是主梁的上翼缘。这种结构由于其刚度在互相垂直的二个方向上有所不同, 造成构造上的各向异性。传统的分析方法是把它分成三个结构体系加以研究, 即主梁体系、桥面体系和盖板体系。解析法是将正交异性钢桥面板结构作为弹性支承连续正交异性板分析的较为成熟的经典计算方法。
1.2 钢桁梁桥由桁架杆件组成, 尽管整体上看钢桁梁桥以受弯和受剪为主, 但具体到每根桁架杆件则主要承受轴向力。与实腹梁相比是用稀疏的腹杆代替整体的腹板, 从而节省钢材和减轻结构自重, 又由于腹杆钢材用量比实腹梁的腹板有所减少, 钢桁梁可做成较大高度, 从而具有较大的刚度及更大的跨越能力。但是, 钢桁梁的杆件和节点较多, 构造较为复杂, 制造较为费工。目前较有成效的是有限差分法、有限条法和有限单元法。
1.3 拼装的顺序, 原则上是先合拢上、下游主桁的杆件, 使之尽快形成稳定的受力结构, 然后再将边上弦杆及下平联对接。把板从肋的中间分开, 并归并到纵横肋上去, 构成格子梁体系。它的缺点是未能考虑板的剪切刚度。把纵横梁分摊到板上, 也就是将板化成一种理想的正交异性板。当荷载作用在横肋上时, 这种方法是较好的, 但当荷载作用在两横肋中间时, 此法的精度就差了。随着计算机技术的发展, 正交异性板的求解又有了很多新的数值法。
2.钢桁梁正交异性桥面板组拼工艺
2.1 正交异性板钢桁梁节段组装及预拼在工厂完成, 然后再将整体节段运至工地吊装连接。组装及预拼在胎架上一体化连续匹配进行, 每次组装及预拼不少于3个节段。组装检查合格后出厂。为了加强节段在运输和吊装过程中的稳定性, 每个节段增加1 组临时连接板, 以构成封闭的三角形。在刚度等效的前提下, 平面桁架、单梁模型具有较高的计算精度, 能显著提高钢桁梁公路斜拉桥建模效率。 桥面板对焊接头、U肋对焊接头、板肋对焊接头及上弦杆内的板肋高栓连接。其中上弦杆内的板肋高栓连接可与上弦杆对接时同时完成, 其余接头在工地根据设计要求采用相应的角焊缝、坡口焊或加垫补强板焊缝等形式。考虑到轻轨轨道梁较重, 可与正交异性桥面板钢桁梁节段同期安装, 分两次吊装。
2.2 轨道梁安装具体作法为:先安装钢桁梁就位, 再把轨道梁吊装在钢桁梁的下平联上, 一端固定在已拼好的下横梁上, 另一端悬挂于上弦杆的稳定的位置上。杆件整体节点处焊缝密集, 熔敷金属的填充量大, 焊接变形突出且不易控制, 故焊接内部质量及变形控制是制作的重点和难点。杆件采用整体节点构造, 杆件接口的平面度和栓接面错台应严格控制, 以确保高强螺栓摩擦面有效传力。由于采用了正交异性桥面钢桁梁整体节点和整体节段的设计, 使大量的安装工作在工厂和桥下完成, 减少了桥上的拼接工作量。但同时也使连接的单元重量大大增加, 如此庞大的节段要完成空中的多点精确对接, 难度既大、要求又高, 需要精心组织、精心准备, 超前考虑, 认真对待每个细节, 才能确保安装顺利进行。为了防止钢桁梁上满高栓后把焊缝拉裂, 上弦杆与桥面板间并没有通长满焊, 在两端部均留有25cm的缝没有施焊, 因此在进行此部分的接头焊接时先将上弦杆与桥面板间的焊缝焊满。
2.3 节段接头在总体上分为钢桁梁接头及桥面正交异性板接头, 先进行钢桁梁接头的对接和连接, 钢桁梁对接完成后再进行桥面正交异性板的对接。为了争取工期, 在准备下次钢桁梁对接的同时进行前一个节段的桥面正交异性板的焊接, 但最多也只可拼装2 段钢桁梁后再焊接前面的正交异性板。U肋在工厂制造时并没有通长焊满, 而是在两端部均留有20cm的间隙, 在工厂制造时先将接头处补强板焊好, 工地施焊时将40cm的短U肋安装上去后再行施焊。弦杆之间是对接, 斜杆插入节点板是连接。斜杆与整体节点插入拼装时, 如果装配时间隙过小无法自由插入, 允许使用梯形螺旋顶将整体节点撑开少量或将插入杆件端部用法兰收拉, 但不得使用大力量千斤顶, 绝对不允许损伤整体节点板角焊缝。整体节点板顶开量, 应在预拼场作预顶试验取得数据, 以利拼装。
3.钢桁梁正交异性桥面板组拼工艺的措施
3.1 钢桥面板是由面板、纵肋和横助三种薄板件焊接而成, 在焊缝交叉处设弧形缺口, 其构造细节很复杂。将前一节段的下弦杆、斜杆与所拼节段的下弦整体节点相连, 再连接中、上弦杆。上、下弦杆整体节点外拼装的拼接板及其填板应预拼在带有填板的一端, 并预留2-3 排螺栓不终拧以便套插拼装。当车辆通过时, 轮载在各部件上产生的应力, 以及在各部件交叉处产生的局部应力和变形也非常复杂, 所以钢桥面板的疲劳问题是设计考虑的重点之一。桥面板横向应变大约是纵向应变的5 倍左右, 荷载主要沿横向传递。当荷载纵向位于跨中, 横向位于中心轴U肋处时, 桥面板受力最不利。
3.2 钢桥面板工地接头构造, 面板对接采用陶瓷衬垫单面焊双面成型工艺, U形肋采用高强度螺栓对接拼接。钢桁梁吊装至安装位置后, 仍是先进行主桁杆件的对接, 对接完成后即可松掉缆索吊的吊钩, 安装吊杆, 再挂上并张拉扣索。扣索的张拉索力, 根据监控的指令确定, 然后进行桥面正交异性板的焊接。构造细节既克服了工地接头纵向U形肋嵌补段的仰焊对接, 从而改善了疲劳性能, 又避免了面板栓接拼接对桥面铺装层的不利影响。将部分杆件预先在地面上拼成一个吊装单元, 然后送往拼装场地组拼, 以减少桥上的拼装工作量, 加快拼装速度、保证拼装质量, 减少高空作业和提高施工安全度。
3.3 桥面正交异性板的焊接时间至多可落后2 个钢桁梁节段。横向拉应力是开口加劲肋正交异性钢桥面铺装设计的一个重要控制指标;开口加劲肋正交异性钢桥面铺装层间剪应力较大, 纵梁体系不适合于结合钢桁梁正交异性钢桥面板结构;横梁体系结构比纵横梁体系受力不利;纵横梁体系在获得足够的净空的同时不至于使整个桁架很高, 桥面板受力合理, 是最适用于结合钢桁梁的正交异性钢桥面板体系。U肋、横隔板和铺装层是影响桥面板受力的主要因素。桁架杆件对提高桥面板的刚度有明显作用, 可使桥面板变形和应力减小。在铺装结构设计时应注意选择具有较强抗剪强度的粘结材料, 开口加劲肋正交异性钢桥面铺装对车辆荷载的应力应变响应具有很强的局部效应。
4.结语:钢桁梁主梁材质轻, 刚度大, 施工方便, 杆件直接参与拉压受力, 材料性能得到充分发挥, 设计时不用计入材料的收缩与徐变, 同时兼顾了斜拉桥跨越能力强的优点, 近年来在国内外大跨径桥梁中应用广泛, 未来将会在更多的行业中应用发展。
参考文献
[1]易炳疆、胡建新;公轨两用单索面钢桁梁斜拉桥荷载试验与承载能力评定;《公路与汽运》;2015年01期