張妙平

（福建建工集團總公司，福州 350001）

雙箱單室波形鋼腹板組合箱梁設(shè)計研究

張妙平

（福建建工集團總公司，福州 350001）

深圳南山大橋上部結(jié)構(gòu)為雙箱單室波形鋼腹板PC組合箱梁，對這種新型結(jié)構(gòu)進行了縮尺試驗，并建立了空間實體有限元模型，探討其受力全過程，分析了橫梁對這種組合箱梁的影響。研究結(jié)果表明，雙箱單室組合箱梁的受力性能與單箱單室組合箱梁相似，其彈性階段內(nèi)的截面應(yīng)變滿足“擬平截面假定”；小橫梁的設(shè)置在一定程度上改善了頂板的受力狀況，但對增強兩箱整體性的作用不大；大橫梁加設(shè)小橫梁形式在小幅度增加自重的情況下，可增強兩箱的整體性，并有效地改善箱梁頂?shù)装宓氖芰顟B(tài)。

雙箱單室；波形鋼腹板；組合箱梁；試驗研究；橫梁設(shè)置

0 前言

波形鋼腹板PC組合箱梁作為一種新型的鋼—混凝土組合結(jié)構(gòu)，國內(nèi)外對其結(jié)構(gòu)抗彎、抗剪、扭轉(zhuǎn)性能［1］和橋梁設(shè)計與施工［2］等都做過大量的研究。然而這些研究大多是以單箱單室箱梁結(jié)構(gòu)作為研究對象，針對空間效應(yīng)明顯的多箱室結(jié)構(gòu)研究較少［3－4］。本文以深圳南山大橋為工程背景，介紹了雙箱單室波形鋼腹板PC組合箱梁模型試驗，并對試驗結(jié)果進行了分析。

1 試驗?zāi)Ｐ徒榻B

試驗梁按幾何比例1∶7進行縮尺，梁高52cm，頂板寬390cm，厚8cm，底板寬95.6cm，厚8cm，試驗梁截面如圖1。設(shè)計為簡支梁，總長11.8m，計算跨徑11.4m。兩箱間沿縱向方向設(shè)置了11道小橫梁，間距為95cm。波形鋼腹板板厚2.6mm，波高為35mm，波長為193mm，彎折角度為37°，高度416mm。

試驗梁在縱向三分點處同時施加荷載，橫向上作用于左箱中心頂板上。試驗梁采用千斤頂逐級加載，在彈性階段，按10kN逐級加載，進入裂縫開展階段，改為20kN一個等級進行加載，直到結(jié)構(gòu)破壞。D－D、E－E截面位于跨中純彎區(qū)，為試驗主要量測截面；B－B截面位于彎剪區(qū)，量測其腹板應(yīng)力。測點布置如圖2。

圖1 試驗梁截面圖／mm

圖2 主測截面測點布置圖

2 有限元模型

采用通用程序ABAQUS建立有限元模型，其中實體單元模擬混凝土，殼單元模擬波形鋼腹板，桁架單元模擬鋼筋。采用試件測得的材料特性。鋼筋及波形鋼腹板的本構(gòu)關(guān)系采用理想彈塑性模型（圖3（a））；混凝土的本構(gòu)關(guān)系采用單軸受力狀態(tài)的Hongnestad模型［5］（圖3（b）），預(yù)應(yīng)力效應(yīng)采用降溫法模擬［6］。

3 試驗結(jié)果分析

3.1 荷載—撓度曲線

圖4為荷載作用下跨中截面撓度試驗值和有限元值的荷載—撓度曲線圖。可以看出，兩者的變化趨勢一致，在50kN之前曲線吻合較好，差值在5%左右，50kN之后同一荷載下實驗值比有限元值稍大，比值大多位于0.75～1.21之間，有限元分析滿足工程精度的要求。

圖3 材料應(yīng)力—應(yīng)變關(guān)系曲線

圖4 荷載—撓度曲線

3.2 截面應(yīng)變分析

圖5為荷載作用下跨中截面縱向應(yīng)變沿截面高度分布圖。從圖中可以看出，波形鋼腹板的應(yīng)變幾乎為0。在彈性范圍內(nèi)，將混凝土頂?shù)装鍛?yīng)變相連，應(yīng)變沿截面高度線性變化，滿足“擬平截面假定”，這與單箱單室波形鋼腹板箱梁的分布規(guī)律是一致的。

圖5 縱向應(yīng)變沿截面高度分布

3.3 波形鋼腹板剪應(yīng)變分析

圖6為波形鋼腹板剪應(yīng)變沿腹板高度分布圖。各腹板的剪應(yīng)變沿高度方向分布大致相等，各腹板的剪應(yīng)變由偏心側(cè)往遠離偏心側(cè)腹板依次遞減，驗證了剪力幾乎由鋼腹板承擔(dān)的假定。

圖6 波形鋼腹板剪應(yīng)變沿腹板高度分布

3.4 橫梁荷載—應(yīng)力曲線

圖7為跨中截面橫梁測點的荷載—應(yīng)變曲線圖，試驗值與有限元值吻合較好。彈性階段誤差在15%范圍內(nèi)，且二者變化趨勢基本一致。荷載偏心側(cè)橫梁受拉，遠離偏心側(cè)橫梁受壓，因此，如果小橫梁作為一個橫梁的構(gòu)造而言，小橫梁的剛度已經(jīng)無法保證兩箱整體受力。小橫梁在一定程度上改善了橋面板的受力狀況，但對底板的受力卻沒有多大影響。

圖7 橫梁荷載—應(yīng)變曲線圖

3.5 破壞形態(tài)

當(dāng)荷載達到65kN時，L／3截面處遠離偏心側(cè)底板內(nèi)側(cè)開始出現(xiàn)裂縫，隨著荷載增加，裂縫往其底板外側(cè)發(fā)展，同時遠離偏心側(cè)箱梁底板也相繼出現(xiàn)裂縫。當(dāng)荷載達到175kN時，偏心側(cè)底板裂縫發(fā)展的較大，停止對裂縫的觀測。當(dāng)加載至200kN時，試驗梁在彈塑性過渡區(qū)發(fā)生破壞，呈彎曲破壞模式。

4 不同形式的橫梁對試驗梁受力性能的影響

雙箱單室箱梁截面橫梁主要有小橫梁和大橫梁（圖8）。以試驗梁的結(jié)構(gòu)形式為基礎(chǔ)，僅改變橫梁的布置形式進行對比。橫梁縱向布置方式有：小橫梁、大橫梁和大橫梁加設(shè)小橫梁。小橫梁是指在全跨布置小橫梁，大橫梁是指在全跨布置大橫梁，大橫梁加設(shè)小橫梁是指在L／3和2L／3處各設(shè)置一道大橫梁，大橫梁間設(shè)置小橫梁。橫梁的布置及占結(jié)構(gòu)自重百分比見表1。

圖8 橫梁設(shè)置

表1 橫梁的計算參數(shù)

4.1 小橫梁

圖9為跨中截面橋面板縱向應(yīng)力及橫向應(yīng)力沿橫橋向的分布曲線圖?？梢钥闯?，小橫梁能夠改善橋面板縱向受力，但也使兩箱梁間橋面板的縱向應(yīng)力發(fā)生突變。小橫梁間距越小，橫向應(yīng)力越平順；當(dāng)兩箱間橋面板貫通時，橫向應(yīng)力分布曲線就更為均為平順，近似于直線。

圖10為撓度沿橫橋向的分布曲線圖?？梢钥闯?，隨小橫梁間距的減小，跨中截面的撓度沿橫橋向分析曲線的形狀并沒有多少變化，故小橫梁間距的大小對箱梁撓度的影響并不大。

圖9 小橫梁的設(shè)置對橋面板應(yīng)力的影響

圖10 小橫梁的設(shè)置對撓度的影響

因此，小橫梁在一定程度上改善橋面板的受力狀況，但對增強兩箱整體性作用不大。

4.2 大橫梁

圖11為跨中截面橋面板縱向應(yīng)力及橫向應(yīng)力沿橫橋向的分布曲線圖。大橫梁使橋面板的縱向應(yīng)力出現(xiàn)撓曲，橫梁的增多能夠在一定程度緩和這種現(xiàn)象?？缰袩o橫梁，橫向應(yīng)力在兩箱間橋面板處突變非常大；跨中有橫梁，橫向應(yīng)力突變較不明顯，且與橫梁的間距關(guān)系不大。

圖11 大橫梁的設(shè)置對橋面板應(yīng)力的影響

圖12為撓度沿橫橋向的分布曲線圖?？梢钥闯?，撓度沿橫橋向的分布曲線接近于直線，即雙箱在荷載作用下接近于剛性扭轉(zhuǎn)。

圖12 大橫梁的設(shè)置對撓度的影響

因此，大橫梁提高雙箱整體性，改善橋面板的橫向受力。但是設(shè)置大橫梁會大大增加結(jié)構(gòu)自重，使橋面的縱向力沿橫橋向的分布出現(xiàn)較大的突變，這不利于橋面板縱橋向的受力。

4.3 大橫梁加設(shè)小橫梁

圖13為跨中截面橋面板縱向應(yīng)力及橫向應(yīng)力沿橫橋向分布圖。與不設(shè)小橫梁相比，橋面板縱向應(yīng)力分布曲線比較平順，將橋面板縱向應(yīng)力突變值減小了6.56%，橋面板橫向應(yīng)力突變值減小了74.1%，因此，在大橫梁之間加設(shè)小橫梁，可以明顯地改善橋面板的橫向受力。

圖13 大橫梁加設(shè)小橫梁對橋面板應(yīng)力的影響

圖14為橋面板沿橫橋向撓度分布圖。與不設(shè)小橫梁的情況對比，在大橫梁之間設(shè)置了小橫梁后，撓度分布比較平順，減小12.1%撓度值，保證了雙箱之間的整體性。

圖14 大橫梁加設(shè)小橫梁撓度分布曲線圖

因此，如果采用大橫梁加設(shè)小橫梁的構(gòu)造形式，不僅可以保證橫向剛度，同時還可以改善箱梁橋面板的橫向受力，加強兩箱之間的整體性。

5 結(jié)語

（1）通過對雙箱單室波形鋼腹板箱梁試驗?zāi)Ｐ头治霰砻?，剪?yīng)力在腹板上基本是均勻分布的；雙箱單室波形鋼腹板箱梁截面在彈性加載下縱向應(yīng)變滿足“擬平截面假定”。

（2）建立了雙箱單室波形鋼腹板PC組合箱形試驗梁的有限元模型，其計算結(jié)果與試驗結(jié)果的對比分析，表明文中的有限元方法能夠應(yīng)用于波形鋼腹板箱梁組合結(jié)構(gòu)的數(shù)值分析中。

（3）對試驗梁橫梁參數(shù)分析表明，小橫梁改善橋面板的縱橫向受力，但較難保證箱梁橫向受力的整體性。大橫梁會引起兩箱間橋面板縱向應(yīng)力發(fā)生突變，同時增加了橋梁自重。當(dāng)采用大橫梁加設(shè)小橫梁的橫向構(gòu)造形式時，可以加強兩箱之間的整體性，并克服只設(shè)大橫梁出現(xiàn)的縱向應(yīng)力突變，同時不會增加太多的橋梁自重，是適合大跨度橋梁中的橫梁設(shè)置形式。

［1］陳寶春，黃卿維.波形鋼腹板PC箱梁橋應(yīng)用綜述［J］.公路，2005，7（7）：45－53.

［2］陳宜言.波形鋼腹板預(yù)應(yīng)力混凝土設(shè)計與施工［M］.北京：人民交通出版社，2009.

［3］林松.波形鋼腹板PC組合箱梁抗扭性能研究［D］.福州：福州大學(xué)，2009.

［4］劉玉擎.波折腹板組合箱梁結(jié)構(gòu)體系分析［J］.橋梁建設(shè)，2005（1）：1－4.

［5］江見鯨.鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)非線性有限元分析［M］.西安：陜西科學(xué)技術(shù)出版社，1994.

［6］王金昌，陳頁開.ABAQUS在土木工程中的應(yīng)用［M］.杭州：浙江大學(xué)出版社，2006.

The design on composite box girder with twin－box single－chamber corrugated steel webs

ZHANG Miao－ping
（Fujian Construction Engineering Group Company，F(xiàn)uzhou350001，China）

The up structure of Nanshan Bridge in Shenzhen is composed by PC composite box girder with twin－box single－chamber corrugated steel webs.A reduced scale experiment is performed to test this new structure，the spatial finite element model is established，and the whole stress process has been discussed.The influence of the cross girder on this combination box has been analyzed.The results show that the me

chanical property of twin－box single－chamber box girder is similar to that of single box single－chamber box girder.The strain on the section corresponds with“the assumption of plane section”within its flexibility stage.The setting of the small cross girder improves the loading state of the top flange，but with less strength in the integrity of two boxes.The form of large cross girders added in small cross beams can strengthen the integrity under the situation of a small increase of weight，and effectively improve the stress state on the top and the bottom plate of the box girers.

twin－box single－chamber；corrugated steel webs；composite box girder；experimental research；cross－girder setting

U448.34

：A

：1009－8984（2014）01－0028－05

10.3969／j.issn.1009－8984.2014.01.007

2013－11－15

張妙平（1984－），男（漢），福建，工程師，碩士主要研究組合結(jié)構(gòu)。