钢桁梁箱形杆件加劲板END1.pptVIP

钢桁梁箱形杆件加劲板极限承载力试验研究 彭旭民 党志杰 荆秀芬 2006年10月 摘 要 通过试验研究了天兴洲长江大桥箱形压杆加劲板的极限承载力，并与加劲板的极限承载力的理论计算结果进行了分析对比。试验与计算结果能够较好地吻合，试验结果表明天兴洲大桥箱形压杆带加劲肋板件设计是安全合理的。 研究项目概述 天兴洲长江大桥斜拉桥主梁为板桁结合钢桁梁，桁宽30m，桁高15.2m,节间长度14m。板桁结合钢桁梁为N形桁架，三片主桁间距为15米。主桁弦杆采用箱形截面。 部科技发展计划项目《天兴洲公铁两用长江大桥钢桁梁稳定性研究》中采用经典弹塑性理论及有限元方法对箱形压杆的加劲板局部稳定极限承载力，主板及肋板的宽厚比、肋板的布置及合理刚度等进行了详细的理论分析。箱形压杆加劲板极限承载力试验研究作为该项目的一个子课题，其主要目的是通过有限的试验研究验证带加劲肋板件局部稳定性理论计算方法及结果。 2．试验模型的设计及制作 3．试验模型的加载方式及测点布置 试验模型共两件，采用MTS试验机加载。其中试件一按加劲肋的板件横截面中心加载，试件二按加劲肋的板件横截面偏心加载。试件二加载偏心距为6mm，向加劲肋板方向偏心。 3．试验模型的加载方式及测点布置 试验前对试件焊制成形后板的不平整度进行了测量。根据测量结果，绘制试件的主板初始不平整度等值线。总体而言，板件横截面沿加劲肋板呈凹形，板件不平整主要是由于焊接变形引起的。肋板沿长度方向的最大相对曲率约2.2/1000。 4．有限元理论计算模型 理论计算采用ANSYS有限元程序建模，主板及加劲肋均采用非线性壳单元建模。理论计算按考虑材料及几何非线性的板件压溃极限承载力进行计算，采用各向同性双线性弹塑性材料本构模型。 4．有限元理论计算模型 采用在计算模型肋板与主板焊接区一定宽度范围内施加节点温度荷载产生内应力的方法模拟残余应力。模拟及拟合的压应力峰值分别为-25.68MPa、-27.32MPa，峰值大小相近，且作为内应力在结构内部均是自相平衡的，可以达到模拟残余应力进行计算分析的目的。由于在弹塑性阶段，残余应力重分布及相继消失，残余应力对试验加劲板极限承载能力影响较小，其导致的加劲板极限承载能力降低幅值约为2.1％。 5. 试验结果及分析 试验荷载采用MTS试验机分级加载，在加载初期以200kN为一级，加载到2200kN后,以50kN为一级加载至结构破坏。 从整体上看，试件一在向3150kN加载的过程中，试件破坏；试件二在向2750kN加载的过程中，试件破坏。 试件一进行中心加载，其带有一定的板件整体屈曲破坏特征。实测试件一在加载到313MPa时开始出现整体失稳的变化，但由于极限荷载与材料屈服强度较为接近，最终在加载至373.5MPa板件发生破坏。 试件二在加载偏心的影响下，表现出整体压溃的破坏特征。实测试件二从荷载位移及荷载应变曲线来看，板件在加载到289MPa时开始出现整体失稳，但其后加劲板仍具有承载力，最终在加载至325.5MPa板件上侧端部局部出现屈曲破坏。 5.1 试件一测试结果及分析 一、荷载位移曲线分析 计算模型板件为理想平板，即使按大变形理论计算，在达到极限状态前，侧向位移较小，此后，侧向位移显著增加，带有一定的屈曲破坏特征。而实际板件，虽然是对板件中心加载，由于板件本身存在的初始不平整度的影响，板件各测点处的侧向位移大于计算值。实测结果表明，加载过程中非线性变化主要出现在板件中部测点处，在板件侧向失稳开始后，试件一只是荷载位移曲线的斜率较原来变大，与计算值的基本水平变化不同，表明开始失稳后，板件还有一定的承载力。 5.1 试件一测试结果及分析 二、荷载应力曲线分析 由图可知，在加载至200MPa左右时，截面部分测点已出现非线性变化，可能是由于主板的局部不平整造成的。实测表明，从板端部至板中央，各测点的应力测量结果越来越发散，在D-D截面板厚两侧的实测应变在313MPa后，主板出现明显的沿横截面弯曲的特点，表明在313 MPa后，主板已开始整体失稳。在加载到374MPa后，板件加载端部出现局部屈曲破坏。 5.2 试件二测试结果及分析 一、荷载位移曲线分析 在偏心加载下，实测及计算的结果均表现出明显的压溃破坏特点。当荷载达到313MPa时，图8中的实测曲线与计算规律相似，荷载增长很小，但位移大幅度增加，均已接近竖直渐近线。此后在向331.3MPa加载的过程中，加劲板发生破坏。计算值与实测值具有相当的吻合性，实测值略大于计算值，板件不平整度对结果的影响相对较小，偏心因素是影响结果的主要原因。 5.2 试件二测试结果及分析 二、荷载应力曲线分析 由图可知，加载到289MPa时，大多数板的同一位置两侧的测点出现了应变变化的分野，即一侧的应变增幅变大，