單成林?┮子窕? 許薛軍

摘要：采用實(shí)驗(yàn)和數(shù)值計(jì)算方法，研究了簡(jiǎn)支正交異性鋼板聚氨酯夾層橋面板的穩(wěn)定性能.通過(guò)彈性穩(wěn)定計(jì)算研究了該種橋面板幾種參數(shù)變化對(duì)前4階屈曲模態(tài)的影響，以及考慮材料及幾何非線(xiàn)性穩(wěn)定計(jì)算對(duì)臨界荷載的影響.結(jié)果表明：夾層橋面板處于受壓狀態(tài)時(shí)，車(chē)輪作用對(duì)頂、底面鋼板應(yīng)力的影響程度會(huì)有較大差別；芯層厚度、縱向加勁肋間距、鋼面板厚度3個(gè)參數(shù)中，前兩個(gè)參數(shù)對(duì)橋面板的穩(wěn)定性能影響較大；設(shè)計(jì)時(shí)建議先設(shè)定合理的夾層板厚度，再通過(guò)試算選擇縱向加勁肋間距，工作量會(huì)較少.

關(guān)鍵詞：橋梁結(jié)構(gòu)；正交異性橋面板；夾層結(jié)構(gòu)；簡(jiǎn)單支承；穩(wěn)定性能；實(shí)驗(yàn)及數(shù)值計(jì)算

中圖分類(lèi)號(hào)：U448.38 文獻(xiàn)標(biāo)識(shí)碼：A

夾層結(jié)構(gòu)正從航空航天、船舶制造及修理領(lǐng)域引入橋梁建造及加固中，特別是鋼橋面板中傳統(tǒng)的正交異性鋼橋面板由于鋼面板的平面尺寸大，需要焊接密集的加勁肋才能保證鋼面板有足夠的剛度，而且車(chē)輪下局部應(yīng)力集中嚴(yán)重，加上橋面板在整體受力下的其他應(yīng)力作用，焊縫容易出現(xiàn)疲勞裂紋，國(guó)內(nèi)外多座正交異性鋼橋面板都出現(xiàn)此病害.

過(guò)多地增加鋼面板厚度或加勁肋尺寸將導(dǎo)致成本增加過(guò)大.考慮到夾層板剛度大，芯層材料相對(duì)鋼材有一定彈性，對(duì)抗沖擊、振動(dòng)有利，重要的是芯層材料要有很小的重力密度，盡量少增加自重.在提高結(jié)構(gòu)使用性能的同時(shí)，少增加或不增加綜合成本.目前土木建筑中，采用鋼板聚氨酯夾層板結(jié)構(gòu)是比較理想的，芯層為實(shí)心時(shí)，一般厚20～50 mm，再厚宜做成蜂窩空心的芯層.該種夾層板現(xiàn)已用于船舶制造和修理中，也正處于橋梁應(yīng)用和實(shí)驗(yàn)研究中.文中模擬橋面受力狀態(tài)，首先對(duì)簡(jiǎn)支鋼板聚氨酯正交異性?shī)A層板進(jìn)行模型實(shí)驗(yàn)及數(shù)值計(jì)算分析，探討該種板的基本穩(wěn)定性能.再采用ANSYS軟件對(duì)縱向加勁肋間距、芯層厚度、面板厚度改變時(shí)的夾層板進(jìn)行線(xiàn)性穩(wěn)定和考慮材料及幾何非線(xiàn)性的穩(wěn)定性能計(jì)算分析.

1模型實(shí)驗(yàn)及數(shù)值計(jì)算

1.1模型實(shí)驗(yàn)

考慮到實(shí)橋中正交異性鋼橋面板的縱隔板間距大于橫隔板間距，即一個(gè)節(jié)段內(nèi)橋面板橫向尺寸大于縱向尺寸，橋面板原型取縱橋向一個(gè)橫肋間距，橫橋向約布置兩臺(tái)車(chē)的寬度，即縱向取2.8 m，橫向取5.76 m.實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ筒捎孟嗨票?/4縮小，鋼板聚氨酯正交異性橋面板模型的其他尺寸均按與實(shí)橋同一相似比縮小，但采用實(shí)橋材料，即材料相似比1/1.此外，考慮到實(shí)橋中一個(gè)節(jié)段內(nèi)的鋼橋面板的四邊為變化復(fù)雜的彈性支承，實(shí)驗(yàn)中難以準(zhǔn)確模擬，本文先探討該種正交異性?shī)A層板簡(jiǎn)支狀態(tài)下的基本穩(wěn)定性能.

具體的夾層橋面板分析模型尺寸和材料為：板長(zhǎng)700 mm，寬1 440 mm，縱向加勁肋長(zhǎng)等于板長(zhǎng)700 mm，芯層厚11 mm.考慮到實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ偷匿摪逄r(shí)會(huì)造成焊接困難，也不易購(gòu)買(mǎi)，采用兩層鋼面板厚均為2 mm.普通鋼橋面板閉口加勁肋間距一般為600 mm，考慮尺寸相似比1/4后為150 mm，由于夾層橋面板的面板剛度增加，縱向加勁肋間距可放大，考慮到模型制作及加載的方便，取普通鋼橋面板的大約2倍，即288 mm，共4條.同樣考慮，加勁肋的梯形截面尺寸可取肋高54 mm，上口寬60 mm，下口寬33 mm，肋板厚2 mm.單個(gè)車(chē)輪重按相關(guān)規(guī)范標(biāo)準(zhǔn)車(chē)輪重取70 kN，設(shè)計(jì)時(shí)認(rèn)為是恒定的.考慮集中力相似比1/16縮小后為4.375 kN，車(chē)輪著地面積考慮相似比后為橫向150 mm，縱向50 mm.如果嚴(yán)格按相關(guān)規(guī)范的車(chē)輪間距，應(yīng)加4個(gè)車(chē)輪局部荷載，這樣會(huì)降低板的整體屈曲臨界荷載，但分散布置的車(chē)輪對(duì)有縱肋支承的連續(xù)板來(lái)說(shuō)，反而會(huì)提高板的局部屈曲臨界荷載.考慮到本文研究目的是該種正交異性?shī)A層板在有豎向局部荷載作用下的穩(wěn)定基本力學(xué)性能，需要盡量模擬橋面板的受力狀況，但實(shí)驗(yàn)中是難以準(zhǔn)確模擬的.如鋼橋面板作為主梁的頂板，四周為梁的腹板和橫肋變彈性支承，而非簡(jiǎn)支.因此暫加一個(gè)車(chē)輪荷載研究，采用多個(gè)重型錨具堆載即可滿(mǎn)足加載要求，否則，需要同時(shí)設(shè)置水平向和豎向的反力架.鋼板材料因采購(gòu)問(wèn)題，采用Q235鋼板，彈性模量E=2.1×105 MPa，考慮材料非線(xiàn)性時(shí)，超過(guò)屈服強(qiáng)度后取Et=0.03E，即本構(gòu)關(guān)系采用雙折線(xiàn)簡(jiǎn)化模型.泊松比為0.35，重力密度為78.5 kN/m3.聚氨酯彈性模量為800 MPa，泊松比為0.46，重力密度為11.5 kN/m3.在將加工好的夾層板實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ退偷綄?zhuān)業(yè)廠(chǎng)家灌注聚氨酯芯層前，鋼面板與芯層結(jié)合面預(yù)先經(jīng)過(guò)噴砂除銹及粗糙處理，以保證芯層與鋼板的黏結(jié)力[11].

本實(shí)驗(yàn)制做了2個(gè)相同的模型，夾層板端部大樣如圖1所示.正交異性?shī)A層板跨中截面、頂面及底面各應(yīng)變采集點(diǎn)編號(hào)如圖2和圖3所示，各采集點(diǎn)均采集縱橫2個(gè)方向的應(yīng)變.板底應(yīng)變片分布如圖4所示，板頂應(yīng)變片分布如圖5所示.試驗(yàn)加載裝置為平置反力架，采用2臺(tái)150 t千斤頂同步按每10 kN逐級(jí)加載，模型板為長(zhǎng)邊簡(jiǎn)支狀態(tài)，板中心將穿置重型錨具堆載，其下有考慮相似比后的車(chē)輪著地面積大小的墊板，以模擬車(chē)輪局部分布力，如圖5所示.

這些應(yīng)變主要用于監(jiān)測(cè)各部位應(yīng)變是否超出鋼板屈服所對(duì)應(yīng)的應(yīng)變，同時(shí)反映失穩(wěn)時(shí)板的應(yīng)力分布規(guī)律.實(shí)驗(yàn)前經(jīng)有限元穩(wěn)定試算，發(fā)現(xiàn)當(dāng)壓力增加至1 362.8 kN時(shí)加勁肋端部附近先出現(xiàn)失穩(wěn)現(xiàn)象，因此板底應(yīng)變片大多布置在肋底.

雖然車(chē)輪的數(shù)量、重量和作用位置都會(huì)影響失穩(wěn)時(shí)臨界荷載的大小，但對(duì)橋面板的受力規(guī)律或性能影響不大，且避免了設(shè)置雙向反力架裝置的困難.因此，千斤頂水平加載前，只在板頂中心固定有局部均布力作用面積大小的墊板，再在墊板的底盤(pán)上堆載重型錨具加載，以模擬車(chē)輪作用.第一塊板按10 kN逐級(jí)加載至1 301.3 kN時(shí)有多個(gè)肋底采集點(diǎn)應(yīng)變明顯超出鋼板屈服所對(duì)應(yīng)的應(yīng)變，即達(dá)到臨界荷載而停止.卸載后發(fā)現(xiàn)加勁肋兩端附近的肋板出現(xiàn)凹凸，說(shuō)明縱向加勁肋數(shù)量減少一半后，夾層板的剛度仍較大，如圖6所示.第二塊板按相同方式加載，并超過(guò)第一塊板臨界荷載至1 401.5 kN時(shí)，端部附近鋼面板有測(cè)點(diǎn)應(yīng)變超出屈服強(qiáng)度所對(duì)應(yīng)的應(yīng)變，卸載后觀察到，不僅加勁肋兩端附近的肋板出現(xiàn)凹凸，鋼面板也凹凸變形，如圖7所示.主要原因是由于該端是加力端，即使板件尺寸加工準(zhǔn)確，也有一定的應(yīng)力集中現(xiàn)象，從而使板端受力較大，首先出現(xiàn)局部凹凸變形.1.2數(shù)值計(jì)算

數(shù)值計(jì)算模型與實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ偷某叽?、材料、受力和支承方式完全相?為了讓夾層板的兩鋼面板及芯層共同傳力，不采用夾層單元Shell99，從而將夾層

板按3層考慮，兩層鋼面板采用Shell93板單元，共1 814個(gè)，芯層采用Solid95實(shí)體單元，共778個(gè)，梯形加勁肋也采用Shell93單元，橫截面上底板及腹板均劃分為2個(gè)單元，共518個(gè)單元.由于鋼板與芯層的結(jié)合面經(jīng)過(guò)噴砂粗糙處理，其黏結(jié)強(qiáng)度能滿(mǎn)足正常使用要求[11]，因此，鋼板與芯層單元共用節(jié)點(diǎn)，即結(jié)合面不會(huì)產(chǎn)生滑移.板平面單元的網(wǎng)格劃分一般為40 mm×40 mm大小，但在應(yīng)變采集點(diǎn)及荷載作用位置附近逐漸加密至10 mm×10 mm.模型的邊界條件仍為板的長(zhǎng)邊簡(jiǎn)支.計(jì)算中，為了讓加力端的壓應(yīng)力沿板長(zhǎng)邊方向均勻施壓，加力端均設(shè)置了剛性板，均布?jí)毫ο虬屙斏杂衅?板的兩側(cè)設(shè)邊板并適當(dāng)加厚，以防夾層板兩側(cè)自由端先失穩(wěn)而中止計(jì)算，加力圖式如圖8所示.計(jì)算考慮了材料非線(xiàn)性及幾何非線(xiàn)性影響.

1.3實(shí)驗(yàn)及計(jì)算結(jié)果分析

由于沿板短邊方向的應(yīng)力相對(duì)于長(zhǎng)邊方向較大，本實(shí)驗(yàn)測(cè)點(diǎn)多，圖形也會(huì)多，以下僅給出第一塊板被加載至失穩(wěn)時(shí)各測(cè)點(diǎn)的實(shí)驗(yàn)測(cè)試和有限元計(jì)算沿板短邊方向的應(yīng)力變化值，如圖9～圖13所示.

從圖9和圖10可看出，板頂各測(cè)點(diǎn)沿板短邊方向的壓應(yīng)力越靠近板中心越大，顯然受到車(chē)輪作用下板的彎曲影響而增大了板頂壓應(yīng)力.從圖11至圖13可看出，板底各測(cè)點(diǎn)沿板短邊方向的壓應(yīng)力越靠近板中心越小，顯然也受到車(chē)輪作用下板的彎曲影響而減小了板底壓應(yīng)力，但影響程度遠(yuǎn)不如板頂應(yīng)力.這與車(chē)輪作用下夾層橋面板截面彎曲中性軸位置有關(guān).無(wú)論是板頂或板底測(cè)點(diǎn)，不考慮輪壓影響時(shí)靠加力端越近應(yīng)力越大，但考慮輪壓影響時(shí)對(duì)板頂應(yīng)力的影響程度大于對(duì)板底應(yīng)力的影響.第一塊板的計(jì)算臨界荷載與實(shí)驗(yàn)臨界荷載比值為1 362.8/1 301.5=1.047，說(shuō)明較吻合.

2夾層橋面板參數(shù)變化對(duì)穩(wěn)定性的影響

采用ANSYS軟件對(duì)上述計(jì)算模型分別進(jìn)行尺寸參數(shù)的改變，分析對(duì)臨界荷載及失穩(wěn)狀態(tài)的影響.模型的尺寸、材料、單元?jiǎng)澐帧⒅С袟l件、受力狀態(tài)均與上述有限元計(jì)算模型相同，計(jì)算分為線(xiàn)性穩(wěn)定性計(jì)算和考慮鋼板材料非線(xiàn)性及幾何非線(xiàn)性計(jì)算，前者主要用于分析參數(shù)變化對(duì)前4階屈曲模態(tài)的影響，后者用于分析對(duì)穩(wěn)定臨界荷載的影響.

2.1加勁肋間距變化對(duì)穩(wěn)定性能的影響

夾層橋面板模型的面板厚度，肋板厚度均為2 mm，芯層厚11 mm，其他條件不變時(shí)，加勁肋間距分別為：240 mm， 288 mm， 360 mm和480 mm，即加勁肋條數(shù)分別為5， 4， 3和2條時(shí)，臨界荷載的變化如圖14.線(xiàn)性計(jì)算前四階屈曲模態(tài)描述見(jiàn)表1.夾層板的平面尺寸一定時(shí)，加勁肋數(shù)量減少，肋的總剛度減小，同時(shí)由于夾層板的肋間距離增加，夾層板的面外剛度也在減小.本模型的4階屈曲模態(tài)始終伴隨有肋屈曲，說(shuō)明夾層板的初始剛度較大.因此，其他條件不變時(shí)，通過(guò)改變加勁肋間距，肋的剛度發(fā)生變化，夾層板的剛度也隨之發(fā)生相應(yīng)變化.

縱向加勁肋間距/mm

2.2芯層厚度變化對(duì)穩(wěn)定性能的影響

夾層橋面板模型的面板厚度，肋板厚度均為2 mm，加勁肋間距為288 mm，其他條件不變時(shí)，芯層厚度分別為：5 mm， 7 mm， 9 mm， 11 mm， 13 mm和15 mm時(shí)臨界荷載的變化如圖15所示，線(xiàn)性計(jì)算的前4階屈曲模態(tài)描述見(jiàn)表2.縱向加勁肋一定時(shí)，芯層厚度的增加意味著夾層板剛度的增加.當(dāng)芯層厚度為9 mm時(shí)，結(jié)構(gòu)屈曲由夾層板先屈曲轉(zhuǎn)變?yōu)榧觿爬咔蔀榘搴屠咔姆纸缰?，也說(shuō)明前述加載實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ驮诳v向加勁肋數(shù)量比普通正交異性鋼橋面板少一半時(shí)，芯層厚度為11 mm仍屬偏厚.也說(shuō)明芯層厚度的變化對(duì)夾層橋面板的剛度影響較大.且隨著總剛度的增加，屈曲臨界荷載值也增加.

芯層厚度/mm

2.3鋼面板厚度變化對(duì)穩(wěn)定性能的影響

夾層橋面板模型的肋板厚2 mm，芯層厚11 mm， 加勁肋間距288 mm，其他條件不變時(shí)，鋼面板厚度分別為：1 mm， 1.25 mm， 1.5 mm， 1.75 mm和2 mm時(shí)，臨界荷載的變化如圖16所示，線(xiàn)性計(jì)算前4階屈曲模態(tài)描述見(jiàn)表3.縱向加勁肋及芯層厚度一定時(shí)，夾層板的鋼面板厚度緩慢增加意味著夾層板剛度緩慢增加，而屈曲始終發(fā)生在加勁肋上，這說(shuō)明夾層板的剛度初始值太大，且隨著總剛度的緩慢增加，屈曲臨界荷載也緩慢增加.

鋼面板厚度/mm

以上各參數(shù)變化時(shí)彈性穩(wěn)定計(jì)算代表性的3種屈曲模態(tài)如圖17～圖19所示.由于本文試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷倪吔鐥l件及車(chē)輪數(shù)量與實(shí)橋受力狀況有一定差異，以下所得結(jié)論主要為定性方面的.

3結(jié)論

1）簡(jiǎn)支正交異性?shī)A層橋面板模型的實(shí)驗(yàn)值基本與非線(xiàn)性有限元穩(wěn)定計(jì)算值吻合，臨界荷載時(shí)板的端部應(yīng)力大于板中部應(yīng)力，特別是縱向加勁肋底部的應(yīng)力較明顯.

2）當(dāng)夾層橋面板處于受壓狀態(tài)時(shí)，輪壓作用對(duì)板頂應(yīng)力的影響大于對(duì)板底應(yīng)力的影響.

3）芯層厚度、縱向加勁肋間距、鋼面板厚度，這3個(gè)參數(shù)對(duì)橋面板的穩(wěn)定性能影響依次減弱.由于夾層板厚度關(guān)系著整個(gè)橋面板的造價(jià)和自重，厚度變化范圍相對(duì)較小，建議設(shè)計(jì)時(shí)先設(shè)定合理的芯層和鋼板厚度，再通過(guò)試算選擇縱向加勁肋的數(shù)量，或者通過(guò)多參數(shù)優(yōu)化計(jì)算，確定最佳參數(shù)組合.

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