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对新旧金山奥克兰湾大桥的正交异性钢板压缩反应的实验评价
摘要
对两块模拟正交异性钢板进行压缩试验来验证用于新旧金山奥克兰湾大桥的钢箱梁的设计强度。第一个样品是由三个纵向闭合肋和上层甲板组成。它在甲板和肋板发生局部屈曲后在整体屈曲时被破坏。第二个由四个纵向T形肋板和一个底板组成的样品在承受住了肋板和底板中的局部屈曲和整体屈曲。两个样品的极限强度和失效形式是通过两种桥梁设计规范来评价的:1998年的AASHTO荷载和阻力系数设计规范和2002年的日本JRA规范。通过代码比较发现（1）两个样品的肋板都有足够的抗弯刚度。（2）日本的JRA规范有点高估两个样品的极限强度。（3）两种规范都没有预测到样品2中观察到的屈曲序列。一个通用的非线性有限元分析程序（ABAQUS）被用来进行相关性研究。它的分析显示了如果同时将残余应力的影响和初始几何缺陷考虑在内模型中，那么样品的极限强度和后屈曲行为可以被可靠的预测到。
数位物件识别号：10.1061/ASCE1084-0702200611:2140
CE数据库主题标题：钢板; 压缩测试; 桥梁，斜拉桥;加州; 旧金山。
介绍
由泰林国际和 Moffatt amp; Nichol合资企业设计的新旧金山奥克兰湾大桥的新东跨，特点是一座565米长的单塔钢自锚式悬索桥，主跨385米。缆索锚定在东弯的甲板上，并在西弯的甲板上被挖空。吊杆间距为10米，伸向正交异性钢箱梁外侧，楼板梁在箱梁内侧间距为5米。两个箱形梁在中心30米处与横梁相连，它们处于受压状态，以平衡电缆张力。1500年一遇安全性评价地震对箱梁的地震力需求较大；在设计中估计了一些位置的压应力需求与承载力之比在0.8到1.0之间。图2显示了用于加强桥面板的三种不同类型的纵肋（槽、结构三通和平板）。平板和结构三通表示为开肋，槽表示为闭肋，这比前者更能有效地将车轮荷载分配到顶层板上。平板和结构三通表示为开肋，槽表示为闭肋，这比前者更能有效地将车轮荷载分配到顶层板上。平板和结构三通表示为开肋（柔性扭转），槽表示为闭肋（刚性扭转），这比前者更能有效地将车轮荷载分配到顶层板上。
(1)新海湾大桥中的箱梁可经历以下一种或几种屈曲模式的组合：
(2)主塔与锚索间箱梁整体屈曲；
(3)地板梁之间的桥面板屈曲；
(4)肋板间的甲板屈曲；
(5)肋板屈曲。
本试验方案主要研究加筋桥面板的抗压强度和后屈曲行为，以确保在达到桥面板的屈服承载力之前不会发生屈曲。对两块正交异性板进行了模拟试验，模拟了部分顶部和底板（见图2），将极限强度和观察到的破坏模式与两个桥梁规范预测的结果进行比较：AASHTO荷载和阻力系数设计（LRFD）规范（AASHTO 1998）和日本道路协会（JRA）规范（JRA 2002）。同时也利用非线性有限元分析程序（ABAQUS）进行了相关研究。
图1 桥梁高程
图2原型正交各向异性钢箱梁截面
文献综述
自20世纪70年代初以来，欧洲对正交异性板的抗压强度进行了广泛的研究。这些研究活动[例如，Horne和Narayanan（1976年）以及Moolani和Dowling（1976年）]主要集中在板和肋几何缺陷、宽厚比、长细比和残余应力等参数的重要性。曼彻斯特大学（Horne和Narayanan，1976）进行的测试项目包括52个不同肋类型（如扁钢、球扁钢、角钢和三通）的加筋板和焊接工艺。
试验结果与Merrison规范（Merrison委员会1973）进行了比较，该规范将正交异性板理想化为一系列单独的支柱；每个支柱由一根肋板和一块具有一定宽度的板组成。比较表明，对于低长细比和宽厚比，Merrison对极限强度的预测是保守的；对于高长细比和宽厚比，Merrison的预测是不可靠的。
在日本，加筋钢板不仅用于桥梁上部结构，也用于钢桥墩。大量的研究（Fukumoto等人1974年；长谷川等人1976年；Yamada等人1978年；Watanabe等人1981年；Nakai等人1984年；Kitada等人1991年）的重点是分析和试验研究由受单轴或双轴压缩的开肋或闭肋组成加筋板的极限强度。他们提出了几种预测极限强度的经验公式。这些研究以肋的抗弯刚度作为常用参数，对肋的设计有一定的参考价值。然而，最小加劲肋刚度并不一定能给出最佳设计（Watanabe等人1981）。Grondin等人（1999，2002）研究了受压T形加筋板。当考虑残余应力和几何缺陷的影响时，发现非线性有限元模型能够预测试件的极限强度和后屈曲行为。据报道，由于加筋板的后屈曲行为更为稳定，加筋板的整体屈曲比加筋板的屈曲是一种首选的失效模式。
Galambos（1998）总结了受压加筋板的重要研究工作。Yoo等人（2001）研究了T形肋的最小惯性矩，以确保加筋板的反对称屈曲模式。忽略残余应力和初始几何缺陷的影响，弹性有限元分析结果表明，符合AASHTO规范（AASHTO 1998）要求的肋板惯性矩过于保守。
目标
本研究的目的是：（1）通过实验验证加劲板的设计承载力；（2）检查加劲板整体屈曲前是否会发生纵向肋的局部屈曲；（3）评估新SFOBB东跨箱梁加劲板的后屈曲行为，将两个标度试件的试验结果与两个设计规范和有限元分析预测的结果进行了比较。
试样
每个试件的轴向载荷通过水平加载梁垂直施加，水平加载梁一端用销连接到反应墙上（图3）。压缩载荷由加载梁另一端的两个2000KN调节器提供。在试样的顶端和底端提供了销支撑。同时，用绝热板在中高处对试件进行了横向支撑，模拟了箱梁中的地梁作用。这种结构将给予在一次试验中考虑屈曲方向的影响。两个试样的横截面如图4所示。规定了ASTM A709 345（50 ksi）级钢；从经认证的工厂试验报告中获得的材料特性见表1。试件1的比例系数为0.45，由三个闭合肋和一个顶层板组成。采用自动埋弧自动焊工艺，对密肋与桥面板进行了局部焊透坡口焊接。试样2的比例系数为0.475，由一个底板和四个T形肋组成，每个T形肋由一个腹板和一个翼板构成。为了避免局部屈服和屈曲，在加载端用加强筋加固每个试样。表2列出了实际模型和目标模型的截面特性。
因为每个试件都位于加载梁的中跨，所以压缩力是调节器力的两倍。试样的轴向变形是通过放置在试样两侧的一对位移传感器进行两次测量的平均值来计算的。本文将正弯曲方向定义为试件面板受压时的弯曲方向。上面板被定义为高于中间高度的试样部分。
图3测试前的全面视图：（a）标本位置; （b）测试设置
试验结果
试样1
试样1的外加载荷与轴向变形关系如图5a所示。将试样弯曲成反向弯曲，最大强度为371MPa（54 ksi），达到14毫米（0.55英寸），如图6a所示。图7a显示了上面板中间高度处横跨桥面板宽度的应变剖面，表明桥面板的整个宽度对抵抗压缩荷载有效。功能性评估地震（FEE）和SEE力需求都有标记。随着施加的轴向变形进一步增加，在17 mm（0.68 in.）和23 mm（0.90 in.）处分别观察到下部面板和上部面板中的肋板的局部屈曲。图8b中带扣肋的对称凸起结构在变形方面与图9a中示意图所示的桥面板屈曲模式兼容。图8c显示了发生在下面板上端附近的肋板屈曲；注意甲板没有扣紧。还要注意，带扣肋的配置与图8b所示的上面板不同。这种差异主要是由于达到试样最大强度后的弯曲方向图8a（Chou等人2003）。
试样2
试样2的施加荷载与轴向变形关系如图5b所示，其中在17 mm（0.64 in.）处达到417 MPa（60 ksi）的极限抗压强度。试样也弯曲成反向弯曲图（6b）。图7b显示了在上面板的中间高度处横跨桥面板宽度的应变剖面，这表明桥面板的整个宽度在承载压缩荷载方面也有效。
在下面板图10a中观察到与扭转型屈曲模式类似的T形肋屈曲，但在上面板图10b中没有观察到。这种屈曲模式是由特定的（即负）弯曲方向启动的，该方向在下部板肋中引入了额外的压应力。这些T形肋的屈曲导致下面板在20 mm（0.8 in.）处扭曲。上面板未观察到这种现象。相反，在28 mm（1.1 in.）图9b处观察到甲板板的局部屈曲，肋板形成节点线。图11显示了下面板的扭曲、上面板面板面板的局部屈曲和下面板中肋板的屈曲。
图4试样横截面：（a）试样1; （b）标本2
表1试样材料特性
基于203毫米（8英寸）标距长度
表2目标和实际模型的截面属性
图5施加载荷与轴向变形关系：（a）试样1; （b）标本2
图6沿试样高度的横向偏转轮廓：（a）试样1; （b）标本2
图7甲板板宽度的纵向应变剖面（上图）:（a）试样1; （b）标本2
图8测试后的变形配置（试样1）:( a）整体视图; （b）上层板; （c）下级板
强度与规范规定的相关性
将测试样本的测量强度和屈曲模式与以下规范预测的强度和屈曲模式进行比较：（1）AASHTO-LRFD桥梁设计规范（AASHTO1998）和（2）日本设计规范（JRA 2002）。为了计算抗压强度，加劲板被视为一系列断开的支柱；每个支柱由一根纵向肋和一个桥面板的支宽组成。
AASHTO-LRFD桥梁设计规范（AASHTO 1998）
第6.14.3.3.3节规定，支柱设计为简单支撑在地板梁之间的受压构件，而局部屈曲强度可使用正交异性钢板桥设计手册（Wolchuk 1963）附录二中的公式进行评估。简支梁的弹性屈曲应力为
（1）
式中，L、r和E=试样长度、绕弯曲轴的回转半径和弹性模量。当弹性屈曲应力超过比例极限应力（=75%屈服应力，fy）时，支柱的非弹性屈曲应力fu为复合应力。
（2）
为了评估局部屈曲强度，将支柱横截面分为几个部分。图12显示了每个部件的尺寸和边界条件；等式（3）的相关屈曲系数k值见表3。载荷边缘简支板的弹性屈曲应力Fi由下式得出：
（3）
其中k、t、d和=屈曲系数、板厚、板深和泊松比。当式（3）中的应力超过比例极限应力时，非弹性屈曲应力fu计算为（Wolchuk 1963）
（4）
根据上述程序，表4总结了局部和整体屈曲模式的计算应力。由于甲板和肋板的屈服强度不同，因此对于整体屈曲，使用平均屈服强度，其计算方式为屈服承载力除以总面积（表5）。计算结果表明，对于1号试件，桥面板的整体屈曲和局部屈曲几乎同时发生，2号试件首先发生整体屈曲，随后是腹板的局部屈曲，导致T形肋扭曲。
日本设计规范
JRA 质量标准JRA 2002 的第8.4.4节C8.4.6质量标准，原型甲板板和U 形闭肋的最小厚度分别为12和6 mm，相当于甲板和肋板的宽度 C 厚度比分别为27和40。表6 中样本 1 的宽厚比表明满足该紧凑性要求。因此，抗压强度可以达到屈服强度。
根据 JRA 第4.2.4节和第4.2.5节，T 型开口肋加筋的均匀压缩板的极限强度计算如下：
其中 （6）
屈曲系数k是子板的数量，n纵横比，alpha;一个肋与甲板的面积比，delta;和一个肋板与甲板的抗弯刚度比，表7中k和R的计算值表明可以达到屈服强度。此外，通过JRA规范比较肋（Ir）的惯性矩与所需的惯性矩（Imin）表明肋具有足够的刚度以迫使肋板之间发生屈曲。
基于这两个规格的预测强度标记在图5中。对于试样1，JRA规范预测可以达到屈服强度。 但AASHTO-LRFD可以更好地预测测量的极限强度。 该规范还预测甲板（表4）的整体屈曲和局部屈曲几乎同时发生; 该预测接近于观察到的屈曲顺序。
JRA规范还高估了试样2的容量。预计AASHTO-LRFD的强度略微保守。 两个规范都预测首先会发生整体屈曲，而不是局部屈曲。
图9上层板中间高度的示意性屈曲配置（a）试样1; （b）标本2
图10峰值强度水平下的变形配置（试样2）:( a）下层板; （b）上层板
图11测试后变形的配置（试样2）:( a）侧视图; （b）前视图; （c）下层板
图12支柱部件的尺寸和边界条件：（a）试样1; （b）标本2
表3不同边缘条件的k值
表4根据AASHTO-LRFD预测抗压强度
表5基于实测屈服强度的试样屈服能力
表6每JRA试样1的宽厚比（2002）
表7每个JRA试样2的特征值（2002）
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资料编号：[5456]
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