138 m钢箱叠拱桥耳板锚固结构应力分析

刘 深

(中铁第一勘察设计院集团有限公司桥梁隧道设计处,西安 710043)

138 m钢箱叠拱桥耳板锚固结构应力分析

刘 深

(中铁第一勘察设计院集团有限公司桥梁隧道设计处,西安 710043)

钢箱叠拱桥耳板锚固结构构造较复杂，受力集中，是控制设计的关键部位，对哈大铁路客运专线新开河特大桥1-138 m钢箱叠拱桥通过弹性力学解析法、模型试验法、有限元分析法研究耳板锚固结构的应力分布规律，分析耳板应力，其最大点位于销孔上缘，耳板下部远离销孔区域应力依次递减。可以通过加焊圆盘钢板降低销孔附近应力值，同时应当重视加焊圆盘钢板下焊趾处的设计。

铁路桥；钢箱叠拱；耳板；销孔；应力分析

吊杆和系梁连接的耳板,在承受巨大的吊杆拉力后,因其结构复杂、应力集中,成为控制设计的关键部位。吊杆作为可更换杆件,依据欧洲Eurocode3,只要销接节点有更换需求就必须控制销孔的接触应力［1]。因此有必要对哈大铁路客运专线新开河特大桥主跨138 m钢箱叠拱桥耳板的锚固结构进行应力分析。

本桥的吊杆和耳板通过销钉固定,吊杆力通过销钉以接触应力的形式传递给耳板,再进一步扩散传递给系梁。销孔部位受局部应力很大,需要较厚的耳板才能满足受力要求,耳板一般采用等厚钢板,但是耳板与梁体连接通过深入箱梁与内部隔板焊接完成,从耳板满足受拉应力来讲,耳板不需要很厚,而且耳板越厚其质量越难保证,梁体开孔也越大。通过弹性力学解析法、模型试验法、有限元分析法研究耳板合理构造形式、应力分布和传力性能。

1 哈大铁路客运专线新开河特大桥1-138 m钢箱叠拱桥概况

哈大铁路客运专线跨越长春市区富民大街,该路为双向8车道,路宽80 m,与线路斜交59°,由于该路毗邻长春西站,建筑高度受立交净空和线路高度控制,另外特殊的地理位置对于景观的需求决定了该桥应具有标识性,最终采用1-138 m钢箱叠拱桥型,新开河特大桥的钢箱叠拱桥型及实体圆钢刚性吊杆形式在国内铁路桥梁中均为首次应用［2-5]。新开河特大桥1-138 m钢箱叠拱桥桥型照片见图1。

图1 新开河特大桥1-138 m钢箱叠拱桥

本桥拱轴线采用二次抛物线,上拱矢跨比采用1/4,下拱矢跨比采用1/4.82。吊杆间距为8 m。上下拱肋结构均采用等截面钢箱,系梁采用等宽变高度钢箱。梁宽度为14.0 m,跨中梁高为3.4 m,支点附近范围梁高为4.5 m。全桥共4道等高度工字钢纵梁,两纵梁之间的中心距离为2.0 m。中横梁采用等高度工字钢梁,相邻横梁之间的中心距离除辅助横梁间距为5.0 m外,其余均为8.0 m,端横梁采用等高度箱形钢箱。横向两榀拱肋之间设3道″X″横撑,横撑纵向间距24 m。上、下拱肋之间连杆采用强度等级为460 MPa实心圆钢连接,直径为100 mm,间距2.667 m；拱肋与系梁间吊杆采用强度等级为460 MPa实心圆钢连接,直径为130 mm,间距8.0 m。拱肋、系梁、纵横梁、横撑、横隔板及上下拱肋联结板均采用Q370qE钢材。

2 弹性力学解析法

根据弹性力学理论,研究两弹性体局部接触时体内的局部应力和应变分布可采用赫兹公式,对于两圆柱体接触面上最大应力的计算,实际上就是接触面椭圆的长半轴a→∞,短半轴b为有限的特殊情况,表明接触面变成一个宽度为2b的无限长条带,赫兹公式图示见图2。

图2 赫兹公式图示

此时赫兹公式如下:

式中,μ1和μ2为两接触体材料的泊松比；R1和R2为两接触体半径；E1和E2为两接触体弹性模量,正号用于外接触,负号用于内接触。吊杆与耳板的泊松比均为0.3,弹性模量均为E,最大接触应力公式简化后为σHmax=0.418FER/t,对于两个有限长度圆柱体的接触问题,可以采用该公式近似计算耳板与销钉的接触应力最大值。式中R为综合曲率半径,R=依据《铁路桥梁钢结构设计规范》规定,销钉与销孔直径之差宜尽可能小。本桥销钉及销孔半径设计为69.9 mm及70 mm。

对于新开河138 m钢箱叠拱桥的耳板式锚固结构,弹性模量E=210 GPa,销孔内半径R1=70 mm,销钉外半径R2=69.9 mm,耳板厚度t=120 mm,设计吊杆力F=3 500 kN。代入公式得最大接触应力σHmax= 146.5 MPa。

日本道桥规范规定,利用赫兹公式计算两圆柱体最大接触应力时,两圆柱体的半径之比应满足R1/R2＞1.02,当R1/R2≤1.02时,两圆柱体的接触面积急剧增加,此时可按平面接触来处理,即只需验算构件的名义承压应力即可［1]。本桥半径比值为1.001 4,根据日本规范采用名义承压应力即可,名义承压应力计算结果为132.6 MPa。考虑到其他规范未对赫兹公式适用范围加以限制,而名义承压应力又小于赫兹接触应力,为安全起见,本桥理论设计值采用赫兹公式计算结果,即接触应力值采用146.5 MPa。

设计耳板时,按轴心受力构件验算耳板垂直于受力方向销孔直径处的净面积［6],通常耳板为方便同系梁连接将平面尺寸设计较大,因此耳板不需要很厚。根据理论计算并进行结构设计优化,耳板采用40 mm板厚并且在销孔附近两侧各加焊40 mm厚圆盘钢板,既满足局部承压和应力集中要求,又可以减小耳板厚度以确保材料的均匀性,便于加工。

赫兹公式可以分析圆形接触面的接触应力,而无法计算接触面外的应力［7],对于耳板设计还需借助有限元分析法和模型试验法加以验证。

3 模型试验法

模型试验法目的一是通过对销孔处局部应力的测试,以掌握其应力分布规律,目的二是由于增焊钢板的焊趾处由于截面突变,是否存在过大的应力集中需要测试。基于上述两点原因,设计成1∶1销钉部位结构的销座耳板局部应力测试试验模型,见图3。模型结构上部的实体圆钢吊杆维持实际状态,直接可与试验机上夹头相连,下部的耳板在销钉连接部位结构与实桥完全相同,在销钉结构以外增加设计了与试验机底座连接的工装,以提供反力,耳板销座试件加工时采用部分特殊工序以减小焊接变形。试件加载的实现是在上部通过20 000 kN液压伺服试验机夹头夹住吊杆施加拉力,静载试验选定设计吊杆力3 500 kN作为静力测试最大加载吨位,为掌握吊杆结构的极限受力情况,完成静载测试后对模型进行了破坏试验,破坏试验的最大加载吨位达到7 200 kN。

图3 吊杆与耳板连接

销钉周边和耳板的截面变化处,共选定144个应变测点进行测试分析。耳板测点应力见图4。耳板的受力特征为销孔上部受压,下部受拉。加厚圆盘上的应力总体看不高,最大者仅40 MPa,表明加厚的效果明显。耳板较大的应力测点分布在耳板加厚圆盘底部下焊趾处,最大应力为150.1 MPa,该测点位置距离销孔约11 cm,为销孔最大接触应力经耳板扩散后最大值。与弹性力学理论计算结果146.5 MPa差异不大。耳板下部远离焊趾的测点应力,依次减弱分为5层,最远处为65 MPa。由于销钉与销孔之间配合精度较高,间隙仅为0.1 mm,销孔处由于不能布置测点而无法测得最大压应力数值,还需结合有限元程序进行分析。

图4 耳板测点应力（单位：MPa)

4 有限元分析法

采用ANSYS程序模拟耳板与吊杆通过销钉与销孔接触连接的构造,进行有限元分析。模型共划分了5 100个SOLID186节点块体单元,834个SOLID187节点块体单元。除此之外,还有549个TARGE170目标单元和549个CONTA174接触单元,用于模拟销钉与销孔、吊杆夹持面与耳板接触面的3个接触无摩擦面。计算时,将耳板底部约束,在吊杆另一侧施加263.7 MPa的拉应力,相当于在端部施加3 500 kN的拉力,具体约束和单元划分见图5。为方便与试验数据对照,有限元计算结果标识在试验测点应力图上,见图6。

图5 单元划分

图6 有限元计算结果（单位：MPa)

经对比图4和图6可以看出,耳板计算结果和实测数据接近。耳板较大的应力结果分布在耳板加厚圆盘底部下焊趾处,最大应力为140.6 MPa,与弹性力学理论计算结果146.5 MPa及试验结果150.1 MPa差异不大。耳板上应力分布规律与试验实测规律基本吻合。

有限元计算结果中耳板销孔处最大压应力为199.6 MPa,与理论计算结果差异较大。但结合试验结果看,即使经过施加的最大荷载为7 200 kN的破坏试验,此时耳板销孔处最大压应力410.6 MPa,已超过屈服强度,按说应该发生塑性变形。但试验结束后销钉仍然可以取出,而且比较安装时,没有更费劲,这说明销钉和销孔没有太大的变形。由此可以推断销钉局部的应力集中在达到屈服后发生了应力重分布,从而使结构在7 200 kN荷载后仍能保持状态良好。而7 200 kN荷载大约是设计荷载的2倍,表明耳板销钉结构是安全的。

5 结语

(1)吊杆与耳板的连接构造采用40 mm的耳板厚度,通过在销孔附近两侧各加焊40 mm圆盘钢板,以满足局部承压的构造形式合理可行。

(2)销钉与耳板连接处应力集中问题虽然试验无法测试,但从耳板表面测点的实测结果与有限元计算结果的对比分析看,尤其是从破坏试验的结果看,销钉与耳板连接处的局部应力经过重分布,具有2倍设计荷载的安全储备。

(3)耳板上圆盘下焊趾处,是耳板应力控制位置,外加热点应力的影响,该部位应当锤击改变焊缝的受力状态或采取相应的措施加强。

(4)弹性力学解析法、模型试验法和有限元分析法3种结果相近,在前期设计中可以通过解析法粗略估算,模型试验法和有限元分析法所得应力分布的规律基本一致。

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Stress Analysis on Ear-Plate Anchorage Structure of 138-m Steel-Box SuPerimPosed Arch Bridge

LIU Chen
(Bridge and Tunnel Design Department,China Railway First Survey and Design Institute Group Co.,Ltd.,Xi'an 710043,China)

With complicated mechanical composition and concentrated stresses,the ear-plate anchorage structure of steel-box superimposed arch bridge is a key part which dominates the design.This paper was based on the 1-138 m steel-box superimposed arch bridge,a super major bridge over the Xinkai River. In this paper the stress distributions of the ear-plate anchorage structure and the ear-plate were researched by using elastic mechanics analysis method,model test method and finite element analysis method.The research results show that the maximum stress will appear in the top edge of pin hole；the stresses will decrease progressively along the ear-plate's lower part away from the pin hole.It is suggested in this paperthat the stresses around the pin hole can be decreased by additional welded disc plates；and at the same time,more attentions should be paid to the design of the lower weld toes of the additional welded disc plates.

railway bridge；steel-box superimposed arch bridge；ear-plate；pin hole；stress analysis

U448.22

A

10.13238/j.issn.1004-2954.2014.07.023

1004-2954(2014)07-0098-04

2013-11-14；

2013-12-12

刘 琛(1982―),男,工程师,2004年毕业于石家庄铁道学院土木工程专业,工学学士,E-mail:9693549@qq.com。