蒲黔輝 陳良軍 施 洲 洪 彧

(西南交通大學(xué) 土木工程學(xué)院,四川 成都 610031)

正交異性鋼橋面板在國(guó)內(nèi)外廣泛應(yīng)用,并已有許多與疲勞性能相關(guān)的研究與試驗(yàn)工作,但研究主要集中于公路車(chē)輛荷載下的疲勞性能[1-4],而針對(duì)鐵路荷載下正交異性鋼橋面板疲勞特性的研究較少[5]。京滬高速鐵路南京大勝關(guān)長(zhǎng)江大橋[6]和京滬高速鐵路濟(jì)南黃河大橋雖然采用了正交異性鋼橋面板,但屬于板桁組合橋面體系,以第二體系、第三體系受力為主。寧波甬江橋特大橋是鐵路大跨度鋼箱混合梁斜拉橋,固定的鐵路行車(chē)軌道、更重的輪軸荷載使得正交異性鋼橋面的疲勞荷載作用與公路橋、板桁結(jié)合橋面和K 撐組合橋面都不同。在針對(duì)大跨度鐵路鋼箱梁正交異性鋼橋面研究極少的背景下,疲勞開(kāi)裂問(wèn)題應(yīng)當(dāng)引起高度重視,通過(guò)理論研究與模型試驗(yàn)相結(jié)合,研究大跨度鐵路鋼箱梁正交異性鋼橋面板在列車(chē)荷載作用下的疲勞性能是具有重要的科學(xué)理論意義和工程現(xiàn)實(shí)意義。

目前,已有許多關(guān)于正交異性橋面板結(jié)構(gòu)的疲勞研究,Xiao等[7]對(duì)加勁肋與頂板焊接點(diǎn)進(jìn)行應(yīng)力分析發(fā)現(xiàn),增大荷載橫向分布面積或增大板厚都可以減小疲勞應(yīng)力;Aygül[8]采用先進(jìn)的缺口應(yīng)力法計(jì)算分析正交異性板結(jié)構(gòu)各疲勞細(xì)節(jié)處疲勞應(yīng)力,結(jié)果較好;陶曉燕[9]認(rèn)為開(kāi)口肋橫隔板開(kāi)孔形式對(duì)整體應(yīng)力影響不大,但對(duì)局部應(yīng)力影響顯著;蘇慶田等[10]利用混合有限元方法對(duì)帶縱肋鋼箱構(gòu)件進(jìn)行了局部受力分析;陳紅等[11]對(duì)大跨度扁平鋼箱梁斜拉橋多種形式的橫隔板局部應(yīng)力進(jìn)行了分析。正交異性鋼箱梁是典型的薄壁桿件結(jié)構(gòu),即桿件在一個(gè)方向上的尺寸遠(yuǎn)小于另外兩個(gè)方向的尺寸[12]。薄壁桿件分析理論主要有彈性分析理論[13]、能量變分理論[14]、數(shù)值分析理論[15]三類(lèi)方法,其中薄壁桿件彈性分析理論中最經(jīng)典的理論是弗拉索夫理論,其主要思想是把復(fù)雜板殼簡(jiǎn)化為桿件進(jìn)行求解,此理論在分析過(guò)程中忽略了剪切變形的影響[13]。目前,弗拉索夫理論已被廣大學(xué)者認(rèn)可并成為薄壁桿件研究的基礎(chǔ)理論之一,之后許多學(xué)者在此理論基礎(chǔ)上進(jìn)行補(bǔ)充、擴(kuò)展,使彈性分析理論更精確、更合理以及應(yīng)用范圍更廣泛。正交異性橋面板結(jié)構(gòu)疲勞應(yīng)力分析是進(jìn)行疲勞壽命評(píng)估的前提,因此準(zhǔn)確評(píng)估正交異性橋面板局部疲勞應(yīng)力十分重要。由于模型試驗(yàn)費(fèi)時(shí)費(fèi)力,目前大部分試驗(yàn)研究都僅針對(duì)單一縱肋形式下結(jié)構(gòu)的疲勞特性,不同縱肋形式下的對(duì)比研究較少,而在正交異性鋼橋面板疲勞開(kāi)裂問(wèn)題中,加勁肋是關(guān)鍵構(gòu)造之一,因此本文將對(duì)鐵路荷載作用下鋼箱梁正交異性橋面板不同縱肋形式下的疲勞特性進(jìn)行對(duì)比研究,研究其疲勞破壞規(guī)律和機(jī)理。

1 基于弗拉索夫理論的OSD 鋼橋面加勁肋局部應(yīng)力解析理論

1.1 弗拉索夫薄壁桿件空間應(yīng)力分析理論

基于弗拉索夫理論的薄壁桿件彎曲和自由扭轉(zhuǎn)時(shí)的基本假設(shè)有:(1)材料為線彈性、勻質(zhì)、各向同性的假設(shè);(2)小變形假設(shè);(3)彎曲分析時(shí)橫截面符合平截面假設(shè);(4)自由扭轉(zhuǎn)時(shí)橫截面周邊投影不變形假設(shè),見(jiàn)圖1。薄壁桿件結(jié)構(gòu)空間應(yīng)力分析時(shí)應(yīng)確定其坐標(biāo)系方向,坐標(biāo)系定義見(jiàn)圖2。

利用弗拉索夫理論求解剪應(yīng)力時(shí),剪應(yīng)力在橫截面的分布規(guī)律有如下兩個(gè)假設(shè):(1)由于壁厚較小,沿周邊切線方向的剪應(yīng)力在厚度方向上均勻分布;(2)由于壁厚較小,沿周邊法線方向的剪應(yīng)力為0。因此可得,弗拉索夫理論中開(kāi)口薄壁桿件的截面彎曲分布剪力qb為

圖1 周邊投影不變形假設(shè)

圖2 坐標(biāo)系方向

式中:Qx、Qy分別為x、y方向截面剪力大小;S*x、S*y分別為x、y軸截面靜面矩;Ix、Iy分別為x、y軸截面抗彎慣性矩;Ixy為x、y軸截面慣性積;t為腹板厚度;τb為截面彎曲剪應(yīng)力。

1.2 基于弗拉索夫理論的正交異性橋面加勁肋空間應(yīng)力分析

目前,我國(guó)橋梁疲勞規(guī)范遠(yuǎn)不能滿(mǎn)足正交異性鋼橋發(fā)展的需要,對(duì)正交異性鋼橋面板疲勞敏感部位進(jìn)行疲勞強(qiáng)度驗(yàn)算時(shí),大多參考國(guó)外相對(duì)成熟的AASHTO、Eurocode和日本等規(guī)范,并采用有限元仿真分析及模型試驗(yàn)的方法驗(yàn)證。而在有限元模擬及模型試驗(yàn)中,通過(guò)對(duì)加勁肋與橫隔板連接處附近測(cè)點(diǎn)應(yīng)力分析和疲勞裂紋進(jìn)行分析,均發(fā)現(xiàn)加勁肋與橫隔板連接部位為關(guān)鍵的疲勞敏感細(xì)節(jié)之一。因此,選取加勁肋與橫隔板連接焊縫端部焊趾處(下文統(tǒng)稱(chēng)此處為疲勞敏感部位)進(jìn)行研究,利用力學(xué)分析結(jié)合有限元模擬推導(dǎo)加勁肋與橫隔板連接處疲勞敏感部位面內(nèi)疲勞應(yīng)力的解析表達(dá)式,分析不同加勁肋結(jié)構(gòu)形式對(duì)該疲勞敏感部位的面內(nèi)疲勞應(yīng)力的影響規(guī)律和作用機(jī)理。

為了分析不同結(jié)構(gòu)形式加勁肋與橫隔板連接處疲勞敏感部位的面內(nèi)疲勞應(yīng)力影響因素,首先作如下假設(shè):(1)U肋與V肋對(duì)頂板的抗彎慣性矩相等;(2)兩種加勁肋形式下橫隔板開(kāi)口形狀對(duì)加勁肋與橫隔板連接處的影響相同。通過(guò)有限元計(jì)算分析發(fā)現(xiàn),加勁肋上翼緣(頂板)傳遞剪力作用較小,可以忽略不計(jì),因此在簡(jiǎn)化計(jì)算過(guò)程中,假設(shè)加勁肋與頂板的剪力全部由加勁肋腹板承受,見(jiàn)圖3。因此加勁肋腹板可視為一個(gè)薄壁桿件,加勁肋與橫隔板連接焊縫兩側(cè)加勁肋腹

圖3 加勁肋受剪示意

板上的剪力流為

且

式中:Q1、Q2分別為加勁肋與橫隔板連接焊縫兩側(cè)加勁肋上的剪力,N;ds為隔離體縱向長(zhǎng)度;QW為加勁肋與橫隔板連接焊縫作用力的豎向分量;截面靜面矩計(jì)算公式為

其中,θ為加勁肋腹板與頂板的內(nèi)夾角(銳角);t1為加勁肋板厚,mm;yc為加勁肋形心位置到最上緣的垂直距離,mm。

再截取局部作靜力平衡分析,見(jiàn)圖4,利用豎向平衡條件可得

圖4 加勁肋局部受剪示意

將式(4)～式(6)代入到式(7)中簡(jiǎn)化可得,加勁肋與橫隔板連接處焊縫端部疲勞敏感部位面內(nèi)疲勞應(yīng)力大小為

式(8)表明:橫隔板兩側(cè)剪力、焊縫長(zhǎng)度、加勁肋腹板傾角(銳角)、加勁肋抗彎慣性矩、加勁肋板厚等參數(shù)是加勁肋疲勞敏感部位面內(nèi)疲勞應(yīng)力的重要影響因素,其中:(1)橫隔板兩側(cè)剪力是最重要的影響因素,減小橫隔板間距能大幅降低加勁肋疲勞敏感部位面內(nèi)疲勞應(yīng)力,能顯著提高此處的疲勞性能;(2)加勁肋疲勞敏感部位面內(nèi)疲勞應(yīng)力隨著加勁肋與橫隔板連接焊縫長(zhǎng)度的增加而降低;(3)加勁肋疲勞敏感部位面內(nèi)疲勞應(yīng)力隨著加勁肋腹板傾角(銳角)的減小而降低;(4)加勁肋疲勞敏感部位面內(nèi)疲勞應(yīng)力隨著加勁肋抗彎慣性矩的增加而降低。

2 甬江橋工程概況及試驗(yàn)?zāi)Ｐ?/h2>

2.1 工程概況

甬江特大橋結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)新穎,具有獨(dú)創(chuàng)性,是新建寧波鐵路樞紐北環(huán)線最大的控制工程。甬江橋鋼箱梁采用閉口流線型正交異性橋面板,梁高度為5 m,梁寬度為21 m,在縱向上每3 m 設(shè)置一道橫隔板?？紤]試驗(yàn)場(chǎng)地與設(shè)備、加載和測(cè)試簡(jiǎn)便性、加工制造等疲勞模型試驗(yàn)設(shè)計(jì)因素,并根據(jù)甬江橋正交異性橋面板的具體情況,采用通用有限元軟件Ansys建立主跨鋼箱梁梁段的三維板殼理論模型,對(duì)各疲勞敏感部位的疲勞受力特性進(jìn)行了深入的研究,通過(guò)對(duì)多種疲勞試驗(yàn)?zāi)Ｐ头桨傅慕Y(jié)構(gòu)形式和細(xì)部設(shè)計(jì)進(jìn)行對(duì)比分析的基礎(chǔ)上,最終疲勞試驗(yàn)?zāi)Ｐ鸵?jiàn)圖5。

2.2 試驗(yàn)?zāi)Ｐ?/h3>

模型試驗(yàn)方案最終采用足尺節(jié)段模型,板件厚度與原橋正交異性橋面板結(jié)構(gòu)完全一致。該試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷目傮w長(zhǎng)度為6 000 mm,寬度為3 000 mm,高度為1 386 mm,在縱向上設(shè)置兩個(gè)橫隔板,在橫向上設(shè)置四個(gè)加勁肋(包括2條U型加勁肋和2條V型加勁肋,板厚為10 mm),U、V型加勁肋肋的構(gòu)造參數(shù)見(jiàn)表1,把U型加勁肋與V型加勁肋設(shè)置在一個(gè)模型中,這樣便于同時(shí)測(cè)試,且可以更好更便捷地對(duì)兩種加勁肋的受力特性和疲勞性能進(jìn)行對(duì)比,同時(shí)該模型方案用鋼量較小,節(jié)約了試驗(yàn)成本,最后設(shè)置必要的構(gòu)造措施,在模型的邊橫隔板上分別設(shè)置人孔,方便試驗(yàn)測(cè)試和觀察。

圖5 模型側(cè)面(單位：mm)

表1 U、V肋構(gòu)造參數(shù)

試驗(yàn)?zāi)Ｐ桶惭b完畢后,首先對(duì)模型進(jìn)行預(yù)加載,使模型各部分接觸良好。本疲勞模型試驗(yàn)著重考察加勁肋與橫隔板連接部位、加勁肋與頂板連接部位、橫隔板開(kāi)孔處等[16-18]容易發(fā)生疲勞裂紋處,根據(jù)疲勞試驗(yàn)要求以及本文關(guān)注重點(diǎn),加勁肋與橫隔板連接疲勞敏感部位測(cè)點(diǎn)布置情況見(jiàn)圖6,U肋上U1L、U1R、U2L、U2R 測(cè)點(diǎn)分別對(duì)應(yīng)V肋上的V1R、V1L、V2R、V2L測(cè)點(diǎn)。

圖6 正交異性板加勁肋疲勞敏感部位測(cè)點(diǎn)布置

3 正交異性鋼橋面加勁肋疲勞特性對(duì)比分析

3.1 正交異性鋼橋面加勁肋有限元分析結(jié)果與解析解對(duì)比分析

有限元模擬是疲勞試驗(yàn)?zāi)Ｐ驮O(shè)計(jì)的重要組成,也是模型試驗(yàn)結(jié)果驗(yàn)證的有效手段。因此采用通用軟件Ansys對(duì)模型5進(jìn)行全面細(xì)致地有限元模擬,其中正交異性橋面板結(jié)構(gòu)中鋼板部分采用殼單元Shell63進(jìn)行模擬,橋面板結(jié)構(gòu)中道砟、軌枕和混凝土部分則采用實(shí)體單元Solid45進(jìn)行模擬,橋面板結(jié)構(gòu)中行車(chē)軌道采用梁?jiǎn)卧狟eam4進(jìn)行模擬,各部分之間的相互作用通過(guò)節(jié)點(diǎn)耦合實(shí)現(xiàn)接觸分析,各部分材料參數(shù)按實(shí)際取值,有限元模型見(jiàn)圖7。

圖7 有限元模型

根據(jù)產(chǎn)生疲勞裂紋的不同成因,正交異性鋼橋面板的疲勞裂紋分為面內(nèi)荷載引起的開(kāi)裂和面外變形引起的開(kāi)裂[16],因此在有限元計(jì)算以及試驗(yàn)結(jié)果中,加勁肋與橫隔板連接焊縫處應(yīng)力包含了面外應(yīng)力和面內(nèi)應(yīng)力,表2中列出了加勁肋疲勞敏感部位面內(nèi)疲勞應(yīng)力解析解和有限元計(jì)算值。

表2 U、V肋疲勞敏感部位有限元計(jì)算值和解析解對(duì)比

研究結(jié)果表明:(1)加勁肋疲勞敏感部位面內(nèi)疲勞應(yīng)力解析解與有限元一致,均表現(xiàn)為U肋大于V肋;(2)加勁肋疲勞敏感部位面內(nèi)疲勞應(yīng)力解析解有一定的精度,V1加勁肋下誤差最大,為22.56%;(3)1加勁肋疲勞應(yīng)力均各自小于2加勁肋,即外部加勁肋疲勞應(yīng)力小于中間加勁肋。

3.2 正交異性鋼橋面加勁肋模型試驗(yàn)結(jié)果與解析解對(duì)比分析

疲勞試驗(yàn)研究是評(píng)估正交異性橋面板結(jié)構(gòu)疲勞性能以及揭示結(jié)構(gòu)疲勞機(jī)理的重要途徑。本疲勞試驗(yàn)過(guò)程及靜載試驗(yàn)均采用MTS 進(jìn)行加載,在疲勞試驗(yàn)分別加載至1、2、5、10、50、100、200、300、400、420、440、460、480、500、520、540、560萬(wàn)次后進(jìn)行靜載試驗(yàn),根據(jù)Miner疲勞累計(jì)損傷理論計(jì)算可得,400萬(wàn)次之前疲勞荷載上下限分別為619.365 k N和41.31 k N,400萬(wàn)次后疲勞荷載上下限分別為732.87 k N和41.31 k N。在疲勞試驗(yàn)過(guò)程中,試驗(yàn)?zāi)Ｐ蜏y(cè)點(diǎn)應(yīng)力直接反應(yīng)了結(jié)構(gòu)的整體受力、傳力情況,限于篇幅限制,這里僅列出了加勁肋與橫隔板連接焊縫端部焊趾處U2R、U1R 號(hào)測(cè)點(diǎn)應(yīng)力隨疲勞荷載次數(shù)的變化情況,疲勞應(yīng)力變化規(guī)律見(jiàn)圖8。

圖8 U2R及U1R疲勞測(cè)點(diǎn)應(yīng)力變化

模型試驗(yàn)測(cè)試結(jié)果與解析解對(duì)比見(jiàn)表3。

表3 試驗(yàn)測(cè)試結(jié)果同解析解對(duì)比 MPa

研究結(jié)果表明:(1)在10萬(wàn)次疲勞加載后對(duì)模型進(jìn)行調(diào)整,模型測(cè)點(diǎn)的測(cè)試值和計(jì)算值基本吻合,證明疲勞試驗(yàn)?zāi)Ｐ徒Y(jié)果可以反映原橋結(jié)構(gòu)的受力狀態(tài)。并且在靜載測(cè)試中各測(cè)點(diǎn)應(yīng)力隨荷載增加呈線性增加狀態(tài),因此試驗(yàn)結(jié)構(gòu)在560萬(wàn)次疲勞循環(huán)內(nèi)始終處于彈性范圍內(nèi)工作;(2)在大多數(shù)情況下,V型加勁肋疲勞敏感部位承受的應(yīng)力小于U型加勁肋;而表中V型加勁肋疲勞敏感部位應(yīng)力大于U型加勁肋的情形,是由于此處U型加勁肋下疲勞敏感部位測(cè)點(diǎn)出現(xiàn)裂紋,引起了該處應(yīng)力重分布導(dǎo)致的;(3)通過(guò)對(duì)模型試驗(yàn)測(cè)試結(jié)果與解析解對(duì)比分析發(fā)現(xiàn),U2、V1、V2加勁肋疲勞敏感部位面內(nèi)疲勞應(yīng)力解析解同試驗(yàn)結(jié)果一致,具有較好的精度;U1加勁肋疲勞敏感部位面內(nèi)疲勞應(yīng)力解析解誤差較大,這是由于該處出現(xiàn)裂紋應(yīng)力重分布導(dǎo)致的。

3.3 正交異性鋼橋面U、V型加勁肋疲勞特性對(duì)比研究

U、V肋疲勞敏感部位試驗(yàn)測(cè)試結(jié)果對(duì)比分析情況見(jiàn)表4,U2、V2加勁肋疲勞敏感部位試驗(yàn)測(cè)試數(shù)據(jù)對(duì)比曲線,見(jiàn)圖9,并結(jié)合解析公式及有限元模擬進(jìn)行綜合分析和判斷,綜合對(duì)比研究發(fā)現(xiàn):(1)解析公式、有限元模擬以及試驗(yàn)測(cè)試結(jié)果一致,由分析可知,大多數(shù)情況下,都表現(xiàn)出U肋疲勞敏感部位疲勞應(yīng)力大于V肋對(duì)應(yīng)部位疲勞應(yīng)力;對(duì)V肋疲勞應(yīng)力大于U肋疲勞應(yīng)力的疲勞敏感部位進(jìn)行觀察發(fā)現(xiàn),此處U型加勁肋已出現(xiàn)裂紋;(2)在疲勞試驗(yàn)過(guò)程中,利用無(wú)損探傷工具對(duì)加勁肋結(jié)構(gòu)進(jìn)行裂紋觀察,發(fā)現(xiàn)疲勞加載到150萬(wàn)次時(shí),U1加勁肋疲勞敏感部位出現(xiàn)裂紋;(3)綜上所述,在鐵路列車(chē)荷載作用下,針對(duì)加勁肋疲勞敏感部位,V型加勁肋比U型加勁肋表現(xiàn)出了更好的抗疲勞性能。

表4 U、V肋敏感部位疲勞試驗(yàn)測(cè)試結(jié)果對(duì)比

圖9 U2、V2加勁肋疲勞敏感部位試驗(yàn)測(cè)試數(shù)據(jù)對(duì)比

疲勞模型試驗(yàn)與有限元模擬雖然都能表現(xiàn)出結(jié)構(gòu)的受力及傳力機(jī)理,且能夠直接對(duì)比分析不同加勁肋疲勞受力情況,但是各疲勞影響因素的影響程度及作用機(jī)理并不明確,而基于力學(xué)原理的解析公式便能解決該問(wèn)題。加勁肋疲勞敏感部位面內(nèi)疲勞應(yīng)力解析式即式(8)表明:(1)加勁肋與橫隔板連接處焊縫端部疲勞敏感部位面內(nèi)疲勞應(yīng)力與該處兩側(cè)剪力直接相關(guān),減小橫隔板兩側(cè)剪力是降低該處面內(nèi)疲勞應(yīng)力最根本的方法,因此減小橫隔板間距能顯著提高結(jié)構(gòu)的疲勞性能,但也勢(shì)將增加成本;(2)焊縫長(zhǎng)度是加勁肋與橫隔板連接處焊縫端部疲勞敏感部位面內(nèi)疲勞應(yīng)力的重要影響因素之一,并且焊縫長(zhǎng)度l在小于兩倍yc的情況下,其焊縫端部面內(nèi)疲勞應(yīng)力隨著焊縫長(zhǎng)度的增加而降低,這與模型試驗(yàn)以及有限元計(jì)算結(jié)果一致;(3)另一個(gè)重要影響因素是加勁肋腹板傾角,傾角(銳角)越小,面內(nèi)疲勞應(yīng)力越小,這也是V肋下加勁肋與橫隔板連接部位疲勞性能較好的原因之一,此結(jié)果亦與模型試驗(yàn)以及有限元計(jì)算結(jié)果一致;(4)抗彎慣性矩Ix亦是一個(gè)重要的影響因素,通過(guò)試算發(fā)現(xiàn),Ix增大的同時(shí)其面內(nèi)疲勞應(yīng)力將減小,證明了增大抗彎慣性矩Ix的情況下能減小該處面內(nèi)疲勞應(yīng)力,這與國(guó)內(nèi)外已有的關(guān)于大縱肋的研究結(jié)論一致[17],表明增大加勁肋的截面能增強(qiáng)正交異性板的疲勞性能;(5)從式(8)還可以明確得出,加勁肋腹板厚度越大,該處面內(nèi)疲勞應(yīng)力越小。

4 結(jié)論

(1)目前為止,采用足尺模型試驗(yàn)在同一模型中對(duì)兩種加勁肋形式下(U型加勁肋與V型加勁肋)疲勞敏感部位的受力性能和疲勞特性進(jìn)行對(duì)比分析研究,節(jié)約了試驗(yàn)成本,提高了試驗(yàn)效率,并且能夠更好地有針對(duì)性地對(duì)兩種加勁肋形式下疲勞敏感部位的受力性能及疲勞特性進(jìn)行對(duì)比分析。通過(guò)實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)與理論計(jì)算比較分析,發(fā)現(xiàn)試驗(yàn)?zāi)Ｐ团c原橋結(jié)構(gòu)等效性較好,試驗(yàn)?zāi)Ｐ湍軌驕?zhǔn)確充分地表達(dá)出原橋結(jié)構(gòu)的受力模式與性能。

(2)通過(guò)對(duì)有限元理論模擬以及模型試驗(yàn)實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)分析均發(fā)現(xiàn),V肋形式下加勁肋疲勞敏感部位的疲勞應(yīng)力水平較U肋小,并且在150萬(wàn)次疲勞加載完成后,在U型加勁肋與橫隔板連接焊縫端部焊趾處發(fā)現(xiàn)了裂紋,而V型加勁肋沒(méi)有發(fā)現(xiàn)裂紋。因此,通過(guò)模型試驗(yàn)驗(yàn)證表明,V肋形式下加勁肋與橫隔板連接焊縫端部敏感部位的抗疲勞性能優(yōu)于U肋。

(3)提出了加勁肋與橫隔板連接焊縫端部疲勞敏感部位面內(nèi)疲勞應(yīng)力的解析公式,其結(jié)果同有限元模擬及疲勞模型試驗(yàn)實(shí)測(cè)結(jié)果一致。通過(guò)對(duì)面內(nèi)疲勞應(yīng)力計(jì)算公式分析發(fā)現(xiàn):焊縫長(zhǎng)度、加勁肋腹板傾角以及抗彎慣性矩都將影響加勁肋疲勞敏感部位面內(nèi)疲勞應(yīng)力大小,合理的設(shè)計(jì)可以有效地減小該疲勞敏感部位的面內(nèi)疲勞應(yīng)力。

(4)通過(guò)對(duì)比分析發(fā)現(xiàn),解析理論、有限元模擬以及試驗(yàn)測(cè)試結(jié)果一致,在鐵路列車(chē)荷載作用下,針對(duì)加勁肋疲勞敏感部位,都表明V型加勁肋的疲勞工作性能優(yōu)于U型加勁肋。