劉信斌

(中鐵上海設(shè)計(jì)院集團(tuán)有限公司，上海 200070)

80 m簡(jiǎn)支鋼箱梁剪力滯系數(shù)研究

劉信斌

(中鐵上海設(shè)計(jì)院集團(tuán)有限公司，上海 200070)

多國(guó)規(guī)范中均給出了在沒(méi)有精確算法時(shí)建議的剪力滯系數(shù)。為精確分析楊梅州大橋80 m簡(jiǎn)支鋼箱梁跨中截面的剪力滯效應(yīng)，分別按平面梁?jiǎn)卧c空間殼單元進(jìn)行建模分析，對(duì)其在自重、二期恒載、均布線荷載、跨中集中力作用下的應(yīng)力結(jié)果進(jìn)行了比較，準(zhǔn)確得到了該簡(jiǎn)支鋼箱梁的剪力滯系數(shù)。

楊梅州 鋼箱梁 剪力滯 有限元分析

本研究結(jié)合國(guó)內(nèi)某大橋進(jìn)行，大橋由西引橋、主橋和東引橋組成，主橋孔跨組合：(40+90+70+300+20) m西懸索橋+80 m簡(jiǎn)支鋼箱梁+(20+240+55+75+30) m東懸索橋。鋼箱梁采用簡(jiǎn)支結(jié)構(gòu)時(shí)跨度達(dá)80 m，國(guó)內(nèi)還沒(méi)有類似工點(diǎn)，有必要對(duì)其結(jié)構(gòu)的應(yīng)力狀態(tài)進(jìn)行更為準(zhǔn)確的分析，故需對(duì)本簡(jiǎn)支鋼箱梁的剪力滯系數(shù)進(jìn)行研究。

1 結(jié)構(gòu)尺寸及計(jì)算模型

1.1 結(jié)構(gòu)尺寸

簡(jiǎn)支鋼箱梁采用雙箱結(jié)構(gòu)，之間采用橫隔板連接，箱梁總寬29 m，梁高3.5 m，各部位厚度為：頂板20 mm、底板30 mm、腹板16 mm、橫隔板14 mm、U肋8 mm、板肋12 mm，見(jiàn)圖1。簡(jiǎn)支鋼箱梁采用板式橫隔板和框架式橫隔板間隔布置，板式橫隔板間距6 m，每?jī)蓚€(gè)板式橫隔板之間有兩個(gè)間距2 m的框架式橫隔板。

1.2 平面梁?jiǎn)卧Ｐ?/p>

平面梁?jiǎn)卧Ｐ筒捎肕IDAS進(jìn)行計(jì)算，共劃分為17個(gè)節(jié)點(diǎn)，16個(gè)單元，采用平面梁?jiǎn)卧渲袡M隔板重量按與空間殼單元模型支反力差均勻加載到橋面上，二期恒載及活載按縱橋向與空間殼單元模型相等進(jìn)行加載(如圖2所示)。

1.3 空間殼單元模型

空間計(jì)算模型采用ANSYS進(jìn)行計(jì)算，共劃分為265 300個(gè)節(jié)點(diǎn)，361 102個(gè)單元，采用shell63單元。模型的坐標(biāo)系原點(diǎn)取在橋面端部，Z軸為橫橋向，Y軸為豎向，X軸為縱橋向。箱梁橫斷面、橫隔板及全橋整體模型如圖3所示。

2 規(guī)范中剪力滯系數(shù)計(jì)算方法

通過(guò)搜集資料，找出了《鋼橋規(guī)范(征求意見(jiàn)稿)》、日本學(xué)者小西一郎的《鋼橋》、美國(guó)的《AASHTO規(guī)范》，英國(guó)的《BS5400規(guī)范》中關(guān)于鋼箱梁有效寬度的計(jì)算方法。經(jīng)過(guò)比較，發(fā)現(xiàn)各規(guī)范計(jì)算有效寬度的結(jié)果均較為接近，其中按小西一郎的《鋼橋》計(jì)算時(shí)有效寬度最小，即剪力滯系數(shù)最大。

圖1 半鋼梁橫斷面(單位：mm)

圖2 平面梁計(jì)算模型

圖3 空間計(jì)算模型

按小西一郎的《鋼橋》計(jì)算跨中截面有效寬度比

R/αt=(3 500×16)/(3 608×2×20)=0.388

AF=0.180 m2Aw=0.059 m2

1.08-0.04AF/Aw=0.958

均布荷載作用時(shí)

懸臂翼緣：Bp/L=4 582/80 000=0.057，查表得有效寬度比為0.969；

中間翼緣：B/2L=7 200/2×80 000=0.045，查表得有效寬度比為0.98；

綜合系數(shù)為(9 164×0.969+19 836×0.98)/29 000=0.976；

(9 164 mm為懸臂翼緣寬度，19 836 mm為腹板中間翼緣寬度)；

即相當(dāng)于剪力滯系數(shù)為1/ 0.976=1.025。

集中荷載作用在跨中時(shí)

懸臂翼緣：Bp/L=4 582/80 000=0.057，查表得有效寬度比為0.761×0.958=0.729；

中間翼緣：B/2L=7 200/2×80 000=0.045，查表得有效寬度比為0.803×0.958=0.769；

綜合系數(shù)為(9 164×0.729+19 836×0.769)/29 000=0.757；

即相當(dāng)于剪力滯系數(shù)為1/ 0.757=1.321。

3 各種荷載作用下剪力滯系數(shù)分析

為精確分析80 m鋼梁的剪力滯系數(shù)，需根據(jù)不同荷載形式進(jìn)行分析，以下分別按僅作用自重、二期恒載、均布活載及集中活載進(jìn)行計(jì)算，其中均布活載分為按橫向車輪位置進(jìn)行縱向加載和縱向僅加載到每個(gè)腹板上兩種形式，集中活載分為按橫向車輪位置進(jìn)行集中力加載、集中加載到每個(gè)腹板及只加載到中間腹板上三種形式。

3.1 自重作用下應(yīng)力分析

按平面梁?jiǎn)卧?jì)算時(shí)，自重作用下跨中截面頂板應(yīng)力為39.2 MPa。

按空間殼單元計(jì)算時(shí)，跨中截面頂板應(yīng)力矢量圖如圖4所示，頂板應(yīng)力數(shù)值如圖5。

圖4 跨中截面頂板應(yīng)力矢量

圖5 跨中截面頂板應(yīng)力數(shù)值

由上可知，平面梁?jiǎn)卧Ｐ晚敯鍛?yīng)力為39.2 MPa，空間殼單元頂板應(yīng)力最大值為40.7 MPa，出現(xiàn)在頂板上兩腹板中間部分，但此處應(yīng)力包含了第二體系應(yīng)力，而與腹板相交處頂板的最大應(yīng)力為39.9 MPa，故在自重作用下箱梁的剪力滯系數(shù)為39.9/39.2=1.018，與規(guī)范計(jì)算值1.025較為接近。

3.2 二期恒載作用下應(yīng)力分析

按平面梁?jiǎn)卧?jì)算時(shí)，二期恒載作用下跨中截面頂板應(yīng)力為23.8 MPa。

按空間殼單元計(jì)算時(shí)，跨中截面頂板應(yīng)力數(shù)值如圖6。

圖6 跨中截面頂板應(yīng)力數(shù)值

由上可知，平面梁?jiǎn)卧Ｐ晚敯鍛?yīng)力為23.8 MPa，空間殼單元頂板應(yīng)力最大值為24.95 MPa，出現(xiàn)在頂板上兩腹板中間部分，但此處應(yīng)力包含了第二體系應(yīng)力，而與腹板相交處頂板的最大應(yīng)力為24.2 MPa，故在二期恒載作用下箱梁的剪力滯系數(shù)為24.2/23.8=1.016，與規(guī)范計(jì)算值1.025較為接近。

3.3 車道線荷載作用下應(yīng)力分析

按平面梁?jiǎn)卧?jì)算時(shí)，車道線荷載作用下跨中截面頂板應(yīng)力為13.4 MPa。

按空間殼單元計(jì)算時(shí)，跨中截面頂板應(yīng)力數(shù)值如圖7。

圖7 跨中截面頂板應(yīng)力數(shù)值

由上可知，平面梁?jiǎn)卧Ｐ晚敯鍛?yīng)力為13.4 MPa，空間殼單元頂板應(yīng)力最大值為14.85 MPa，出現(xiàn)在荷載作用處，但此處應(yīng)力包含了第二體系及第三體系應(yīng)力，而與腹板相交處頂板的最大應(yīng)力為13.7 MPa，故在車道線荷載作用下箱梁的剪力滯系數(shù)為13.7/13.4=1.022，與規(guī)范計(jì)算值1.025較為接近。

3.4 腹板中心線荷載作用下應(yīng)力分析

按平面梁?jiǎn)卧?jì)算時(shí)，腹板中心線荷載作用下跨中截面頂板應(yīng)力為13.4 MPa。

按空間殼單元計(jì)算時(shí)，跨中截面頂板應(yīng)力數(shù)值如圖8。

圖8 跨中截面頂板應(yīng)力矢量

由上可知，平面梁?jiǎn)卧Ｐ晚敯鍛?yīng)力為13.4 MPa，空間殼單元頂板應(yīng)力最大值為14.1 MPa，出現(xiàn)與腹板相交處，故在腹板中心線荷載作用下箱梁的剪力滯系數(shù)為14.1/13.4=1.052，與規(guī)范計(jì)算值1.025較為接近。

3.5 車道集中力作用下應(yīng)力分析

按平面梁?jiǎn)卧?jì)算時(shí)，車道集中力作用下跨中截面頂板應(yīng)力為11.8 MPa。

按空間殼單元計(jì)算時(shí)，跨中截面頂板應(yīng)力數(shù)值如圖9。

圖9 跨中截面頂板應(yīng)力數(shù)值

由上可知，平面梁?jiǎn)卧Ｐ晚敯鍛?yīng)力為11.8 MPa，空間殼單元頂板應(yīng)力最大值為38.04 MPa，出現(xiàn)在荷載作用處，但此處應(yīng)力包含了第二體系及第三體系應(yīng)力，而與腹板相交處頂板的最大應(yīng)力為12.0 MPa，故在車道集中力作用下箱梁的剪力滯系數(shù)為12.0/11.8=1.017，與規(guī)范計(jì)算值1.321略有區(qū)別。

3.6 腹板中心集中力作用下應(yīng)力分析

按平面梁?jiǎn)卧?jì)算時(shí)，腹板中心集中力作用下跨中截面頂板應(yīng)力為11.8 MPa。

按空間殼單元計(jì)算時(shí)，跨中截面頂板應(yīng)力數(shù)值如圖10。

圖10 跨中截面頂板應(yīng)力矢量

由上可知，平面梁?jiǎn)卧Ｐ晚敯鍛?yīng)力為11.8 MPa，空間殼單元頂板應(yīng)力最大值為19.84 MPa，出現(xiàn)在斜腹板與頂板相交處，而中腹板與頂板相交處的最大應(yīng)力為15.53 MPa，故在腹板中心集中力作用下箱梁的剪力滯系數(shù)為15.53/11.8=1.316，與規(guī)范計(jì)算值1.321較為接近。

3.7 中腹板中心集中力作用下應(yīng)力分析

按平面梁?jiǎn)卧?jì)算時(shí)，中腹板中心集中力作用下跨中截面頂板應(yīng)力為11.8 MPa。

按空間殼單元計(jì)算時(shí)，跨中截面頂板應(yīng)力數(shù)值如圖11。

圖11 跨中截面頂板應(yīng)力矢量

由上可知，平面梁?jiǎn)卧Ｐ晚敯鍛?yīng)力為11.8 MPa，空間殼單元頂板應(yīng)力最大值為20.2 MPa，出現(xiàn)在中腹板與頂板相交處，故在中腹板中心集中力作用下箱梁的剪力滯系數(shù)為20.2/11.8=1.712，與規(guī)范計(jì)算值1.321相差較多。

4 結(jié)論

根據(jù)以上分析結(jié)果匯總?cè)绫?。

表2 跨中頂板應(yīng)力計(jì)算結(jié)果匯總

由表1可以看出：

(1)在自重，二期恒載作用下，剪力滯系數(shù)計(jì)算值分別為1.018，1.017，平面梁?jiǎn)卧?jì)算時(shí)可按1.02采用。

(2)在車道線荷載和腹板中心線荷載作用下，剪力滯系數(shù)計(jì)算值分別為1.022，1.052，平面梁?jiǎn)卧?jì)算時(shí)可按1.05采用。

(3)在車道集中力、腹板中心集中力和中腹板集中力作用下，剪力滯系數(shù)計(jì)算值分別為1.017、1.316、1.712，在這3種作用方式下剪力滯系數(shù)相差較大，結(jié)合汽車活載的實(shí)際作用形式及規(guī)范建議值，平面梁?jiǎn)卧?jì)算時(shí)可按1.32采用。

根據(jù)本梁的應(yīng)力狀態(tài)，為計(jì)算時(shí)應(yīng)用方便，本鋼梁的綜合剪力滯系數(shù)為(39.2×1.02+23.8×1.02+13.4×1.05+11.8×1.32)/(39.2+23.8+13.4+11.8)=1.064。

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LIU Xin-bin

2014-02-27

劉信斌(1985—)，男，2008年畢業(yè)于西南交通大學(xué)橋梁工程專業(yè)，工學(xué)碩士，工程師。

1672-7479(2014)03-0095-04

U441.+5

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