扁平钢箱梁局部稳定模型试验

1、第20卷第3期2007年5月中国公路学报China Journal of Highway and TransportVol.20No.3May 2007文章编号:100127372(20070320060206收稿日期:2006206210基金项目:湖南省自然科学基金项目(02JJ Y3058作者简介:李立峰(19712,男,湖南沅江人,副教授,工学博士,E 2mail :hdllf 。扁平钢箱梁局部稳定模型试验李立峰,邵旭东,易伟建,张欣(湖南大学土木工程学院,湖南长沙410082摘要:针对中国公路桥梁设计规范没有规定扁平钢箱梁加劲板的局部稳定计算的问题,为了掌握加劲板结构设计的安全度,以某

2、大跨度自锚式悬索桥为例,进行了2个不同结构布置的扁平钢箱梁局部稳定模型试验,得到了模型的变形、应力分布规律以及失稳荷载、破坏形式;提出了考虑材料与几何双重非线性、初始几何缺陷、残余应力的极限承载力分析方法。研究表明:该方法分析结果与试验结果吻合良好,可为大桥钢箱梁设计提供技术依据。关键词:桥梁工程;扁平钢箱梁;模型试验;局部稳定;非线性分析;初始缺陷;残余应力中图分类号:U448.213文献标志码:AModel T est on Local Stability of Flat Steel Box GirderL I Li 2feng ,SHAO Xu 2dong ,YI Wei 2jian ,

3、ZHAN G Xin(School of Civil Engineering ,Hunan University ,Changsha 410082,Hunan ,China Abstract :Aimed at t he problem t hat no definite provisions for calculating t he local stability of stiffened plate in flat steel box girder are available in China s specification for highway bridge design ,in or

4、der to master st ruct ural design reliability of stiffened plate ,two model test s wit h different st ruct ural arrangement s of local stability of flat steel box girder in a self 2anchored suspension bridge were presented.The rules of deformation and st ress dist ribution ,unsteady load failure pat

5、terns were obtained from t he test s.A new met hod considering material nonlinearity ,geo met rical dual nonlinearity ,initial geomet rical imperfection and residual st ress ,was presented for analyzing t he ultimate bearing capacity.The st udy shows t hat t he t heoretical analysis result s of t he

6、 met hod which can provide technology basis for box girder design of bridge are in good agreement wit h t he test result s.K ey w ords :bridge engineering ;flat steel box girder ;model test ;local stability ;nonlinear analy 2sis ;initial imperfection ;residual stress0引言自锚式悬索桥扁平闭口钢箱梁的受力不同于常规的地锚式悬索桥,它

7、除承受较大的弯矩外,还要承受相当大的轴力。显然,压弯荷载作用下钢箱梁的局部稳定将是设计人员要重点考虑的问题之一1。然而,中国公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范(J T G D622004以及中国其他结构设计规范2均未对扁平钢箱梁承压翼板的局部稳定计算作出明确的规定,故在具体设计时大都采用国外一些桥梁设计规范进行计算,辅之以模型试验,然后通过综合比较予以确定。本文中笔者结合某自锚式悬索桥,先对扁平钢箱梁的局部稳定问题进行分析计算3,然后在此基础上,对局部稳定承载能力进行了模型试验研究。1试验模型的设计1 .1 原型概况湖南省长沙市三汊矶湘江大桥是一座特大跨度双塔自锚式悬索桥,见图1(a ,

8、跨径布置为70m +132m +328m +132m +70m ,中跨矢跨比为15,主缆由37束预制索股构成单缆,采用PPWS 法施工;2个主缆中心距离为25m 。主梁采用扁平闭口钢箱梁截面,见图1(b 。图1大桥总体布置(单位:mFig.1Total Arrangement of B ridge (U nit :m1.2模型设计思路及相似比通过对三汊矶湘江大桥整体结构的分析,从整体结构中取出长48m 、横向宽度9m 的典型受力节段作为隔离体,将隔离体截面的应力作为模型的加载条件,通过施加轴向荷载模拟轴力,竖向堆载模拟桥面车轮荷载。综合考虑试验规模、加载大小等,确定模型几何相似比为15,这样试

9、验模型的主体长9.60m 、高0.72m 、宽1.80m ,保证了加劲板的受力形式与实桥一致。模型共包含16个典型箱梁段,15个横隔板。模型各板件的厚度较小,只能选用Q235冷轧钢板,经测试,冷轧钢板无明显的屈服点,极限强度为320M Pa 。在此基础上严格按相似理论进行模型设计和加载设计426。1.3试验模型比较为了比较,本次试验设计了2类节段模型进行试验,如图2、3所示。2类模型的整体外形尺寸一致,顶板及顶板加劲肋、腹板、底板及底板加劲肋三者结构布置一致。不同的是:模型1的横隔板中,部分为桁式横隔板(10个,部分为整体横隔板(5个,见图2(a ,腹板加劲肋采用开口形式,见图3(a ;模型2

10、中全部采用整体横隔板(15个,见图2(b ,腹板加劲肋采用闭口形式,见图3(b 。此外,在试验图2试验模型总体布置(单位:mFig.2Overall Arrangements of T est Models (U nit :m图3钢箱梁结构布置(单位:mmFig.3Arrangements of Steel Box G irder (U nit :mm模型两端均设置了加强的传力构造,以保证加载的集中应力能够尽快且较均匀地传递到全截面,从而保证其受力均匀,以减小对试验区结构的受力影响。1.4试验荷载设计节段模型加载系统主要由4台水平千斤顶和预应力索组成,两端轴力由加载端板上、下各2台水平千斤顶进

11、行逐步施加;局部车轮荷载的施加采用堆载的办法,在图2中相应的位置进行堆载,模拟1台挂120的车轮荷载,砝码及加载装置共重48kN ,按轴向应力平均施加轴向荷载。1.5测点布置每个箱室中心的顶板、底板及加劲肋各布置3条纵向应变监视线(纵向12个点,对施加局部荷载位置的测点进行加密;腹板上布置2条应变监视线;变形测点主要布置在底板、腹板上,以测试局部变形16第3期李立峰,等:扁平钢箱梁局部稳定模型试验和整体变形,在顶板施加局部荷载位置的箱梁内部 布置测试顶板局部变形的位移传感器(图4。图4模型的主要应变、变形测点布置(单位:mmFig.4Observation Points Arrangement

12、 of Main Strain and Deformation of Model (U nit :mm2试验结果及分析2.1模型12.1.1模型破坏现象模型1按预定试验程序加载至2536kN 时(尚未施加局部荷载,模型突然破坏(图5,并出现了很大的变形,尤其以第6个箱室变形最大,两侧腹板出现了向内凹的变形(分别为71、65mm ,同时底板被压曲(向外凸38mm ,腹板、底板的变形同时呈波浪形向相邻箱室扩散;顶板没有出现破坏迹象。破坏范围为第5至第8个箱室。图5模型1的破坏状况(单位:mmFig.5F ailure Status of Model 1(U nit :mm2.1.2轴向变形结果模型

13、1在破坏荷载作用下的实测轴向变形为5.83mm ,相应的理论结果为5.96mm ,实测值与理论值很接近。模型轴向变形的大小直接反映模型所承受的轴向力大小,说明施加在模型上的轴向力大小与设计值相符,加载量是正确的。2.1.3应力测试结果破坏荷载下各箱室顶板、底板、腹板应力测试结果及理论值分别见图6、7。图6模型1在破坏荷载下的纵向应力Fig.6Longitudinal Stress of Model 1U nder F ailure Load图7模型1在破坏荷载下的腹板纵向应力分布Fig.7Longitudinal Stress Distribution of Web Plate ofModel

14、 1U nder F ailure Load由图6、7可见,顶板应力实测值与理论值比较接近,所有测点的应力实测平均值为108.1M Pa ,理论平均值为122.9M Pa ,两者比值为87.96%。底板应力实测值基本上小于理论值,底板所有测点的应力实测平均值为83.1M Pa ,为理论值120.3M Pa 的69.08%。腹板应力实测值普遍大于理论值。腹板上缘实测应力大都在130140M Pa 之间,分布较为均匀,平均实测应力为138.2M Pa ,大于理论值122.4M Pa ,超出12.91%;腹板下缘实测应力基本上在120130M Pa 之间,下缘的平均实测应力为124.6M Pa ,大

15、于理论值120.8M Pa ,超出1.03%。总体而言,应力实测值有一定的离散,尤其是腹板,其他因素,如初始缺陷等对其应力影响不容忽视。2.2模型2在总结模型1破坏的原因后,对模型2进行了如前所述的修改,并进行试验。加载工况15中,每级逐步施加轴向荷载418kN ;工况6、7分别为施加横向荷载24、48kN ;工况811中每级逐步施加轴向荷载210kN 。26中国公路学报2007年2.2.1模型破坏现象(1模型2按预定试验程序加载至3 155.6kN 时,表现出明显的破坏特征(图8,整个结构出现了较大的挠度,模型第8个、第10个箱室顶板(施加局部车轮荷载区域出现了较大的局部变形(向下,第9个箱

16、室顶板则出现向上的挠度,腹板出现了向内凹的变形;相邻箱室的顶板也出现了波浪形的变形。破坏范围为第6至第9个箱室。图8模型2的破坏状况(单位:mmFig.8F ailure Status of Model 2(U nit :mm(2结构失稳时,失稳区域箱室8、9的顶板变形最大,分别向内凹119mm 、向外凸23mm ;腹板的变形也较大,最大变形向内凹约75mm 。2.2.2变形测试结果(1轴向变形破坏荷载作用下的模型轴向变形实测值为7.86mm ,大于理论值6.99mm ,前者为后者的1.12倍,说明随着结构承受的荷载增大,导致结构塑性的发展,造成结构轴向刚度降低,变形增大。(2局部荷载作用下的

17、顶板变形顶板在局部车轮荷载作用下产生的局部变形对结构的稳定性能将会产生很大的影响。图9为顶板局部变形与施加荷载的关系曲线。结果表明:工况14时(施加轴向荷载,3个测点的变形主要是由于初始几何缺陷的影响而产生的一些面外变形;工况57时(施加局部荷载,变形有一个跳跃,这是由于施加的局部荷载直接作用在这3个测点的上方而产生的变形;随后,测点变形随着轴向荷载的增加呈直线增长;到工况11时,变形急剧增长,3个位移图9模型2在局部荷载下的顶板变形Fig.9Deform ation of Top Plate of Model 2U nder Local Load计(图4连续的多次测量结果表明,在维持荷载不变

18、的情况下,变形值不断增长,尤其是位于局部荷载中间的第1个测点,变形由1.8mm 增加到3.72、3.82、4.26mm ,增长速度很快,这种变形不断增长的趋势反映出结构即将出现破坏。2.2.3应力测试结果应力实测数据非常多,本文中只以第8个箱室的应力为例进行分析。图10为顶板、底板、腹板在各工况下的应力实测结果。顶板各工况下的应力测试值普遍大于理论值,随着荷载的增加,差值越来越大。底板测试值普遍大于理论值,但是从应力的增长趋势和规律来看,两者吻合非常好,这说明实测结果在某些方面确实反映了模型的实际受力情况,由于初始几何缺陷的影响,导致应力实测结果偏大。腹板测试值普遍大于理论值,但应力的增长趋势

19、和规律符合实际规律。理论分析表明:由于横向荷载(工况57作用,模型顶板应力增长速度较慢、底板应力减小、腹板应力变化不大,从图10可以看出,实测应力结果反映了这种受力情形。3模型试验的比较(1模型1的破坏属于典型的局部稳定破坏,而非强度破坏,破坏过程中没有出现明显的预兆,模型结构出现突然的破坏。根据文献2计算,腹板角钢加劲肋的惯性矩不够(计算需要7.91cm 4,实际为2.18cm 4,局部破坏从腹板开始。(2模型2的破坏属于典型的结构强度破坏,试验中模拟了作用局部车轮荷载时的受力情形(局部施加荷载48kN ,破坏时有明显的破坏预兆,各种读数逐步流动增长,变形、应变增长迅速,结构最终被破坏。在整

20、体压力和局部荷载共同作用下的状态将对钢箱梁的设计起到控制作用。36第3期李立峰,等:扁平钢箱梁局部稳定模型试验图10模型2在破坏荷载下的纵向应力Fig. 10Longitudinal Stress of Model 2U nder F ailure Load(3桁式横隔板(模型1刚度较小,变形较大,不足以约束加劲板的变形,而整体横隔板(模型2刚度足够大,能对加劲板的变形起到约束作用。4稳定极限承载力4.1计算理论加劲板的计算受多种参数的影响,如板厚、长宽比、加劲形式及规格等,其承载能力的计算经历了4种理论的发展:弹性理论7、受压柱理论、正交异性板理论及数值计算方法。从20世纪40年代后期开始(

21、二战结束后,正交异性板桥面由于其经济、受力合理而在桥梁界被广泛应用,这个阶段一直持续到1970年左右,受压翼缘板的稳定计算大多采用传统的平板弹性屈曲理论进行分析(第1类稳定问题。在1970年前后,欧洲、澳大利亚几座大跨度钢箱梁桥出现垮塌事故后,深入的分析研究表明:经典的线性屈曲理论没有考虑材料和几何非线性、初始几何缺陷、残余应力的影响,其结果不宜用于钢箱梁的设计。4.2初始几何缺陷板件整体的、局部的初始变形将对轴向压应力产生一个附加弯矩,且变形越大,附加弯矩越大,分析中必须考虑板件初始变形的影响。初始变形对板件极限承载力的影响包含2个方面:初始变形的幅值和形态。分析中,初始变形的幅值取用英国规

22、范BS 54001980对于板件加工误差的限值,加劲板的整体初始变形幅值取短边的1/1000。加劲板的局部初始变形幅值的取用见图11,其具体计算公式为x =G 165y365(1式中:x 为局部初始缺陷幅值;G 为闭口加劲肋间距的一半;y 为钢材屈服应力。图11板件局部加工误差的限值Fig.11Limited V alue of Machining E rror for Local Plate初始变形的形态采用加劲板弹性屈曲模态的形式(第1阶失稳模态,按上述幅值放大或缩小取用。4.3残余应力的确定残余应力在构件截面内部是一种自相平衡的内应力,它对焊接结构的脆性破坏、接头的疲劳强度、屈曲强度等均

23、有很大影响。许多国家曾用锯割法测定一些典型构件的残余应力分布,并经统计分析,拟定典型的残余应力图式8以用于钢结构的变形计算。然而,扁平钢箱梁结构构造复杂,板件数目多,焊接残余应力分布规律不清楚,要得到真实的钢箱梁残余应力分布模式必须通过试验来测得,在中国对于其残余应力的测试资料几乎没有。为了能用数值方法计算残余应力对扁平钢箱梁稳定极限承载力的影响,分析中开口加劲板的残余应力采用了Chatterjee 9提出的计算方法;闭口加劲板的残余应力分布模式采用了日本多多罗大桥U 型加劲板的残余应力测定值10。4.4非线性方程的建立及求解板的非线性分析采用相关理论11212,按照U.L.列式建立结构的非线

24、性平衡方程,其中钢材的本构关系采用理想弹塑性模型,计入初始几何缺陷、残余应力的影响。非线性方程采用修正的Newton 2Rap hson 方法进行迭代求解,并采用弧长法求解极限荷载。4.5计算结果表1为2个模型结构的顶板、底板、腹板的线性46中国公路学报2007年第 3 期 李立峰 ,等 : 扁平钢箱梁局部稳定模型试验 表1 Tab. 1 2 个模型的应力计算结果比较 for Two Models 计算参数 线性屈曲应力/ MPa 非线性屈曲应力/ MPa 顶板 1 393 303 65 Calculation Result Comparisons of Stresses 底板 911 220

25、 0. 240 腹板 模型 1 模型 2 587 170 0. 308 1 393 303 0. 307 5 梁 ,徐 ,刘永健 . 斜拉索分析统一理论及其应 鹏 岳 L IAN G Peng ,XU Yue ,L IU Yo ng2jian. Unified Anal2 ysis Theory of Cable Stay and It s Applications J . 23 ( 1 :68277. 37. 1992. ( 2 :30234. 非线性与线性模型计算结果之比 0. 218 屈曲临界应力及非线性屈曲应力计算结果 。 表 1 的结果表明 : 在考虑了材料及几何非线性 、 初始几何

26、缺陷 、 残余应力后 ,模型的屈曲应力减小很 多 ,且与实测结果较为吻合 ,反映了加劲板的实际受 力情形 。 6 Journal of Architect ure and Civil Engineering ,2006 , 邵旭东 ,成尚锋 ,李立峰 . 钢管混凝土拱肋节段模型试 5 结 语 ( 1 加劲肋的构造形式 、 刚度 、 面积等对加劲板 的屈曲破坏形态影响非常大 。 ( 2 2 个模型的试验结果对于局部失稳的机理 以及结构实际安全度的认识 ,对设计 、 施工都有指导 意义和验证价值 ,亦可为今后类似工程提供参考 。 ( 3 计入材料及几何非线性 、 初始几何缺陷 、 残 余应力的影响

27、后 ,模型的非线性屈曲应力远小于线 弹性屈曲应力 。非线性分析综合考虑了各种因素对 加劲板极限承载力的影响 , 反映了加劲板的实际受 力状态 ,是一种全面的分析方法 。 ( 4 加劲板的初始几何缺陷 、 残余应力分布及大 小无法准确估计 ,但两者对结构失稳破坏荷载均有 较大的影响 ,因此在设计 、 制作过程中应采取一定的 技术措施尽量减小这 2 个因素的不利影响 。 参考文献 : References : 1 李立峰 . 正交异性钢箱梁局部稳定分析理论及模型试 7 李国豪 . 桥梁结构稳定与振动 M . 北京 : 中国铁道出 版社 ,1992. 8 9 10 11 验研究 D . 长沙 : 湖

28、南大学 ,2005. L I Li2feng. The Analytical Theory and Model Test Girder D . Changsha : Hunan U niversity ,2005. GB 50017 2003 ,钢结构设计规范 S . S . Research of Local Stability of Ort hogonal Steel Bo x 12 2 GB 50017 2003 ,Code fo r Design of Steel St ruct ures 3 4 BS 5400 1980 , Code of Practice for Design o

29、f Steel Bridges S . 邵旭东 ,李立峰 ,张 , 等 . 二次预应力组合结构试 伟 port ,1996 ,20 ( 78 :2210. L I Guo2hao . Stability and Vibration of Bridge St ruc2 t ure M . Beijing : China Railway Publishing Ho use , 陈 . 钢结构稳定理论及设计 M . 北京 : 科学出版 骥 社 ,2001. 验研究 J . 中国公路学报 ,2006 ,19 (1 :75279. t ure M . Beijing : Science Press ,2001. Science Editio n ,2003 ,23 (4 :34237. M . 北京 : 清华大学出版社 ,1997. M . Londo n :Blackwell Company ,2003. ( 1 :75279. China Journal of Highway and Transport , 2006 , 19 用 J . 建筑科学与工程学报 ,2006 ,23 (1 :68277. M . Beijing : Ts