趙甲薦 魏德敏

(華南理工大學亞熱帶建筑科學國家重點實驗室,廣東廣州 510640)

箱梁結構具有抗扭剛度大、能有效抵抗正負彎矩、適應現(xiàn)代化施工等優(yōu)點.單箱雙室箱梁更是以其整體性好、材料受力利用充分、景觀效果好等優(yōu)點,而在現(xiàn)代橋梁中得到廣泛應用[1-2].由于箱梁截面畸變(扭轉變形)、彎扭、翹曲變形以及剪力滯的存在,箱梁的結構分析變得十分復雜.在結構設計中,為了抵抗箱梁截面變形、增加截面的橫向剛度、限制畸變應力,往往在梁跨中區(qū)域設置橫隔板和在梁兩端設置橫隔墻.近年來,新建的大、中跨度預應力箱形梁橋越來越多,為減輕自重,箱形截面的壁越來越薄,甚至已發(fā)展到波紋鋼腹板預應力箱梁[3-4],這大大降低了箱梁的抗扭剛度;此外,國內大量修建鐵路和城市交通軌道,其橋梁結構大多采用箱梁,箱梁要承受列車或軌道車輛傳來的超大荷載,產生的畸變應力很大.這都讓箱梁橫隔板和橫隔墻的設置顯得尤為重要,對橫隔板和橫隔墻受力性能的深入研究也更為迫切.

目前國內外有關設置橫隔板和橫隔墻來加強箱梁抗畸變能力的研究很多[5-6],但都沒有研究橫隔板和橫隔墻的抗剪剛度與剪切應變能,而且方法簡單,對其只做有限元計算或試驗,沒有理論推導.有學者對雙 T型橋和單箱單室梁橋的橫隔板和橫隔墻的抗剪剛度與剪切應變能進行了研究[7-9],但沒有對單箱雙室梁橋的橫隔板和橫隔墻進行研究,并且對橫隔板都只算了橫向畸變角引起的剪切應變能,忽略了豎向畸變角引起的剪切應變能,有些推導的準確性有待證明.針對這些問題,文中從單箱雙室箱梁畸變角的變位模式出發(fā),研究橫隔板橫、豎向剪切應變能和橫隔墻橫向剪切應變能,并對橫隔板開孔位置對抗剪剛度、剪切應變能的影響進行比較,為進一步的結構空間振動分析打下基礎.

1 薄壁曲線單箱雙室箱梁的位移模式

當箱梁截面發(fā)生畸變(扭轉變形)時,產生很大的畸變應力,箱梁截面發(fā)生變形;此時,箱梁的頂、底板,左、中、右腹板擠壓橫隔板和橫隔墻,迫使橫隔板和橫隔墻發(fā)生剪切變形,產生剪切應力,形成剪切應變能.要研究橫隔板和橫隔墻剪切應變能,必須先研究薄壁曲線單箱雙室箱梁的位移模式.

對薄壁曲線單箱雙室箱梁采用曲板板梁有限元單元法來進行空間計算分析.薄壁曲線單箱雙室箱梁的實際截面如圖 1所示,薄壁曲線單箱雙室箱梁的截面計算簡圖與位移參數(shù)如圖2所示.

圖1 單箱雙室箱梁的實際截面Fig.1 Cross section of single-box double-cell box girder

圖2 單箱雙室箱梁的截面計算簡圖與位移參數(shù)Fig.2 Caculation diagram and displacement parameters of cross section of single-box double-cellbox girder

圖中,bd0、hd0分別為箱梁單室的寬和高,也分別為單個橫隔板或橫隔墻的寬和高.截面位移參數(shù)包括4個角點的曲線切向位移值wul、wur、wll、wlr,箱梁頂板、底板的面內橫向位移值uu、ul及左、右腹板上部豎向位移值vl、vr,共8個獨立參數(shù).兩個非獨立參數(shù)vlb、vrb分別為左、右腹板下部豎向位移,角 α為左、右腹板與豎線的夾角.

對曲線單箱雙室箱梁的曲板板梁子單元,根據一般梁單元的基本假定,不考慮梁單元縱向纖維的擠壓,可略去曲線單箱雙室箱梁板件寬度與厚度方向纖維擠壓變形.于是左腹板下部豎向位移為vlb=vl+(uu-ul)tgα,右腹板下部豎向位移為vrb=vr+(ul-uu)tgα.

2 單箱雙室箱梁橫隔板的剪切應變能

薄壁曲線單箱雙室箱梁橫截面畸變可分解為橫向畸變和豎向畸變,設 γx、γy分別為箱梁橫截面橫向畸變角和豎向畸變角.

薄壁曲線單箱雙室箱梁橫隔板的實際截面如圖3所示.單個橫隔板開孔單向偏心,開孔位置任取.薄壁曲線單箱雙室箱梁橫隔板的截面計算簡圖如圖4所示.

圖3 橫隔板的實際截面Fig.3 Cross section of diaphragm

圖4 橫隔板的截面計算簡圖Fig.4 Caculation diagram of cross section of diaphragm

2.1 單箱雙室箱梁橫隔板的橫向剪切應變能

根據一般梁單元的基本假定,當箱梁截面發(fā)生橫向畸變時,橫隔板可近似視為兩個單跨豎立的具有無窮大剛度橫梁的剛架,如圖5所示.設Id1、Id2分別為單個剛架的兩個剛架柱的彎曲慣性矩;設Rd為單個剛架的抗剪剛度,即剛架頂點產生單位橫向水平位移時作用于頂點的橫向水平力.

圖5 橫向畸變時的橫隔板計算簡圖Fig.5 Transverse distortion caculation diagram of diaphragms

箱梁橫截面橫向畸變角 γx的變位模式有

式中:h為箱梁橫截面頂、底板中線的距離.

由結構力學可求得單個剛架抗剪剛度:

式中:E為彈性模量;hdy為單個橫隔板開孔上下兩側部分中心線的距離.

箱梁橫截面兩個橫隔板的橫向剪切應變能為

2.2 橫隔板開孔位置對橫向剪切應變能的影響

對于某個橫隔板來說,開孔寬度一定,故令

式中:c1是單個橫隔板靠中腹板部分的寬度;c2是單個橫隔板靠邊腹板部分的寬度;c0為一定值.

視單個剛架的兩個剛架柱為桿件來求其彎曲慣性矩Id1、Id2,并將式(4)代入式(2),得

式中:t1為橫隔板的厚度.

單個剛架抗剪剛度Rd與單個橫隔板靠中腹板部分寬度 c1的理論關系曲線如圖 6所示,由圖 6可以看出:

圖6 Rd與c1的理論關系曲線Fig.6 Theoretical curve of Rd versus c1

下面討論單個橫隔板靠中腹板部分的寬度 c1的實際有效取值范圍:

(1)截面中腹板兩側都有寬度為 c1的部分橫隔板,而左右腹板只有內側有寬度為 c2的部分橫隔板.由于橫隔板的作用,各個腹板旁邊的部分橫隔板都不能太單薄,所以c1≤c2,即c1≤0.5c0.

(2)c1=0或c1=c0大大減弱了橫隔板抵抗箱梁截面變形的作用,實際操作中不允許,所以 c1≠0,且c1≠c0.

(3)當橫向畸變比較小時,中腹板與兩側的部分橫隔板一起變形,那么中腹板兩側部分橫隔板合一起的寬度與左右腹板內側部分橫隔板的寬度最好相當,即c1=0.5c2=c0/3.在下面抵抗箱梁橫截面豎向畸變時需要足夠的剛度,故c1的值不能比此更小.

由此,單個橫隔板靠中腹板部分的寬度 c1的實際有效取值范圍為c0/3≤c1≤c0/2,即圖 6所示的實線部分.單個橫隔板的實際有效剛度取值范圍為

由上述及式(3)可得出橫隔板開孔位置對橫向剪切應變能的影響:

(1)單個橫隔板開孔位置變化范圍為 0.5c2≤c1≤c2.

(2)橫隔板中心開孔時的單個剛架抗剪剛度Rd最小,抵抗畸變的能力也最小.

(3)c1=0.5c2時的單個剛架抗剪剛度Rd最大,抵抗畸變的能力也最大,因此,靠近中腹板部分的橫隔板寬度c1為靠近邊腹板部分的橫隔板寬度c2的一半時的橫隔板單向偏心開孔是單箱雙室箱梁橫隔板開孔位置的最佳選擇.

2.3 單箱雙室箱梁橫隔板的豎向剪切應變能

同理,當箱梁截面發(fā)生豎向畸變時,橫隔板可近似視為兩個單跨橫臥的具有無窮大剛度橫梁的剛架,如圖 7所示.設I′d為單個剛架的單個橫臥剛架柱的彎曲慣性矩.設 R′d為單個橫臥剛架的抗剪剛度,即橫臥剛架頂點產生單位豎向水平位移時作用于頂點的豎向垂直力.

圖7 豎向畸變時的橫隔板計算簡圖Fig.7 Vertical distortion caculation diagram of diaphragms

箱梁橫截面豎向畸變角 γy的變位模式有

式中:b、bl為橫截面左、右腹板中線在分別與頂、底板中線相交時兩交點的距離.

由結構力學可求得單個剛架抗剪剛度(視橫臥剛架柱為桿件可求其彎曲慣性矩I′d):

式中:hdx為單個橫隔板開孔左右兩側中心線的距離.

箱梁橫截面兩個橫隔板的豎向剪切應變能為

2.4 薄壁曲線單箱雙室箱梁橫隔板的總剪切應變能和平衡方程

結合式(3)和式(11),箱梁橫截面橫隔板的總剪切應變能為

對式(12)取一階變分,得,

式中:kd為橫截面橫隔板的剪切剛度矩陣,

Vd為橫截面橫隔板的總剪切應變能的一階變分; [uuulvlvr]T為箱梁橫截面位移參數(shù)列陣; [uu,ul,vl,vr]為箱梁橫截面位移參數(shù)的一階變分行陣.

單箱雙室箱梁截面橫隔板的彈性總勢能為兩個橫隔板所有彈性勢能之和,即

式中:V為單箱雙室箱梁截面橫隔板的彈性總勢能; F箱梁橫截面荷載列陣;[uuulvlvr]為箱梁橫截面位移參數(shù)行陣.

根據勢能駐值原理與變分原理,得

根據橫隔板在單箱雙室箱梁的位置,利用“對號入座”法[7]組拼到箱梁剛度矩陣中去,即可在整個箱梁的受力分析中考慮到橫隔板剛度的影響.再進一步組拼到車-橋系統(tǒng)剛度矩陣中,可以完善車-橋系統(tǒng)空間振動分析.

3 單箱雙室箱梁兩端橫隔墻的剪切應變能和平衡方程

略去曲線單箱雙室箱梁板件寬度與厚度方向的纖維擠壓變形,又由于梁端支座邊界條件ul=vl= vr=wll=wlr=0,梁端橫隔墻只有由uu引起的橫向畸變,如圖 8所示.單箱雙室箱梁一端有兩個橫隔墻.

圖8 橫向畸變時的橫隔墻計算簡圖Fig.8 Transverse distortion caculation diagram of side walls

箱梁端橫截面橫向畸變角為 γ′x,單個橫隔墻的抗剪剛度為Rd0.γ′x的變位模式有

視單個橫隔墻為板件來求其抗剪剛度.先對單個橫隔墻隨機取單位寬度橫隔墻,由結構力學可求得單位寬度橫隔墻的抗剪剛度,

式中:I1為單位寬度橫隔墻的彎曲慣性矩;t2為橫隔墻厚度;hd0為單個橫隔墻高.

單個橫隔墻的抗剪剛度

式中:bd0為單個橫隔墻寬度;單個橫隔墻水平橫截面積為Ad0=t2bd0.

梁端兩個橫隔墻的橫向剪切應變能為

式中:Vd0為梁端兩個橫隔墻的橫向剪切應變能的一階變分;uu為箱梁端橫截面頂板的面內橫向位移的一階變分.

梁端兩個橫隔墻的彈性總勢能V′=Vd0-uuF′.其中:Vd0為梁端兩個橫隔墻的橫向剪切應變能;F′為梁端橫截面兩個橫隔墻所受的橫向荷載.

根據勢能駐值原理與變分原理,得

對式(20)取一階變分,得,

根據梁端橫隔墻在單箱雙室箱梁的位置,利用“對號入座”法[7]組拼到箱梁剛度矩陣中去,即可在整個箱梁的受力分析中考慮梁端橫隔墻剛度的影響.

4 算例與比較

4.1 算例

本文是新型輕軌車 -橋振動研究的前期工作,以上海明珠線為例.明珠線標準梁采用單箱雙室截面、雙柱式橋墩的預應力鋼筋混凝土簡支箱梁,跨度為30m,混凝土強度等級為C50.箱梁除兩端設置端隔墻外,還沿縱向加設3道橫隔板.為方便研究橫隔板開孔位置對橫向剪切應變能的影響,提供 3種橫隔板的設計方案,尺寸如圖 9所示.梁端橫隔墻的尺寸如圖10所示.橫隔板、橫隔墻厚度均為0.2m.材料動力彈性模量為4.2×107kN/m2,泊松比為0.16,重度為25kN/m3.

圖9 橫隔板尺寸(單位:m)Fig.9 Diaphragm size(Unit:m)

圖10 橫隔墻尺寸(單位:m)Fig.10 Side wall size(Unit:m)

先選c1=0.4m偏心開孔橫隔板,計算其在相對橫向位移(箱梁截面頂點相對于底點)時的橫向剪切應變能和在相對豎向位移(箱梁截面左側相對于右側)時的豎向剪切應變能;為研究橫隔板開孔位置對橫向剪切應變能的影響,選 3種 c1取不同值的橫隔板,比較計算它們在1mm相對橫向位移時的橫向剪切應變能和單個橫隔板的抗剪剛度;最后計算橫隔墻在橫向位移時的橫向剪切應變能.為了驗證文中提出的計算方法的正確性,用Ansys有限元軟件對每次計算的橫隔板或橫隔墻進行建模分析,采用SOLID45實體單元來離散,將計算的結果與文中提出的計算方法的結果進行比較.計算結果如圖11-15所示.

圖11 橫隔板橫向剪切應變能Fig.11 Transverse shear strain energy of diaphragms

圖12 橫隔板豎向剪切應變能Fig.12 Vertical shear strain energy of diaphragms

圖13 不同c1值橫隔板在1mm橫向位移時的橫向剪切應變能Fig.13 Transverse shear strain energy of diaphragmswith different c1 values under 1mm transverse displacement

圖14 不同c1值單個橫隔板在1mm橫向位移時的抗剪剛度Fig.14 Shear stiffness of single diaphragm with different c1 values under 1mm transverse disp lacement

圖15 橫隔墻橫向剪切應變能Fig.15 Transverse shear strain energy of side walls

由圖11、12、15可見,文中方法計算結果與Ansys軟件計算結果比較接近.

橫隔板橫向、豎向剪切應變能和橫隔墻橫向剪切應變能都隨位移增加而呈冪函數(shù)增加.

在圖13中,文中方法與Ansys計算所得的剪切應變能在3種c1取值下都是隨c1增大而減少.同時由圖13、14可見,c1=0.5c2=0.4m單向偏心開孔橫隔板的橫向剪切應變能和抗剪剛度在 3種 c1不同取值的橫隔板中是最大的.

4.2 文中計算方法與商業(yè)有限元軟件方法的對比

為保證計算精度,用Ansys有限元軟件對c1= 0.4m橫隔板進行建模分析時,用了 1 264個 SOLID45實體單元來離散;對c1=0.5m橫隔板,用了1332個單元來離散;對c1=0.6m橫隔板,用了1216個單元來離散;對梁端橫隔墻,用了 1302個單元來離散.在文中提出的計算方法中,對箱梁截面的兩個橫隔板只是近似視為兩個單跨豎立或橫臥的具有無窮大剛度橫梁的剛架來求其總剪切應變能;對梁端兩個橫隔墻只是近似視為兩個板件來求其橫向剪切應變能.而這兩種方法計算結果接近.因此,文中計算方法較之商業(yè)有限元軟件方法更加簡便實用.

從文中計算方法的推導可以看出,該方法整個計算思路簡潔,物理概念明確,易于推廣,適合工程計算需要.

工程實踐中,通常要把橫隔板、橫隔墻納入整個箱形橋梁或車 -橋系統(tǒng)中去計算,相比于整個橋梁或系統(tǒng),橫隔板、墻的尺寸很小.在商業(yè)有限元軟件模擬計算中,橫隔板、墻只能離散為少數(shù)單元,勢必減少橫隔板、墻的計算精度.而現(xiàn)代箱形梁橋的截面壁薄,承受的荷載大,橫隔板、墻抵抗箱梁截面畸變、增加橫向剛度的作用越來越重要.橫隔板、墻的計算誤差過大會大大影響整個箱形橋梁或車 -橋系統(tǒng)的計算精度.而文中計算方法無論是單獨計算橫隔板或橫隔墻還是計算整個箱形橋梁或車-橋系統(tǒng),對橫隔板、墻的計算都不會作任何改變,計算精度保持不變.

采用文中計算方法,可非常容易地把橫隔板、橫隔墻的剛度組拼到箱梁剛度矩陣車-橋系統(tǒng)剛度矩陣中.

文中是采用鋼架柱來計算抗彎剛度,并獲得剪切應變能,而鋼架柱受長細比的影響.當長細比 = 5.2時,誤差為 35.5%,如圖15所示;當 =6.4時,誤差為19.2%,如圖11所示;當 =13.0時,誤差為-0.42%,如圖12所示.可以看出橫隔板開孔越大、箱梁越高,計算誤差越小.故文中計算方法適用于大、中跨度預應力箱形梁橋橫隔板、墻的剪切應變能計算.

5 結論

文中根據單箱雙室箱梁截面的變形設計位移參數(shù),導出橫截面橫向、豎向畸變角的變位模式;采用剛架或板件來模擬橫隔板和橫隔墻的計算簡圖,利用力學和有限元原理推導出橫隔板、橫隔墻的抗剪剛度、剪切應變能;并將此方法的計算結果與商業(yè)有限元軟件計算結果進行比較,結果表明:

(1)該方法的計算理論正確可靠,計算結果與商業(yè)有限元軟件計算結果比較接近;該研究結果為單箱雙室梁橋的橫隔板和橫隔墻提供了一種較完整和可信的研究方法.

(2)該計算方法只用兩個具有無窮大剛度橫梁的剛架來模擬橫隔板、用兩個板件來模擬橫隔墻,相比于Ansys要用上千個單元來模擬橫隔板或橫隔墻,該計算方法更加簡便實用.

(3)該計算方法對橫隔板、橫隔墻無論是單獨計算還是置入整個箱形橋梁或車 -橋系統(tǒng)中計算,計算精度都保持不變.

(4)該計算方法思路簡潔,物理概念明確,易于推廣,可非常容易地把橫隔板、橫隔墻的剛度組拼到箱梁剛度矩陣車-橋系統(tǒng)剛度矩陣中.

(5)該計算方法可以計算任意單向偏心開孔橫隔板的橫向剪切應變能.計算結果表明,靠近中腹板部分的橫隔板寬度 c1為靠近邊腹板部分的橫隔板寬度 c2的一半時的橫隔板是單箱雙室箱梁橫隔板開孔位置的最佳選擇.

(6)該計算方法適用于大、中跨度預應力箱形梁橋橫隔板、墻的剪切應變能計算.

(7)橫隔板橫向、豎向剪切應變能和橫隔墻橫向剪切應變能都隨位移增加而呈冪函數(shù)增加,這說明橫隔板和橫隔墻對增加箱梁截面的橫向剛度,抵抗截面畸變的作用很大,它們的嚴格設置和研究對現(xiàn)代箱形橋梁建設尤為重要.

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