劉永健，吳浩偉，封博文，張澤軍，陸力偉

(長安大學(xué) 公路學(xué)院，陜西 西安 710064)

0 引 言

雙工字鋼組合梁橋具有工業(yè)化程度高、質(zhì)量可控性強、構(gòu)造簡單、經(jīng)濟(jì)性高、施工高效等諸多優(yōu)點[1-2]，在法國等歐洲國家已有較多實踐，2016年中國在安徽濟(jì)祁高速公路淮河橋?qū)@種橋型進(jìn)行了首次應(yīng)用[3]。

相比于多主梁，雙工字鋼組合梁橋的主梁間距大，橋面板懸臂長度長，在車輪荷載作用下，組合梁橫向彎曲效應(yīng)明顯，在鋼梁上翼緣跟隨橋面板變形受到約束時，組合梁界面會發(fā)生橫橋向掀起現(xiàn)象，焊釘產(chǎn)生較大的拉拔應(yīng)力。在車輪的反復(fù)加載下，焊釘處于周期性剪拔共同作用的復(fù)雜應(yīng)力狀態(tài)，降低焊釘使用壽命，影響組合梁橋使用年限[4-6]?，F(xiàn)行的《公路鋼結(jié)構(gòu)橋梁設(shè)計規(guī)范》(JTG D64—2015)[7]規(guī)定，當(dāng)相鄰主梁間距較大時，鋼混界面可能會有較大的拉拔力，應(yīng)在連接件設(shè)計時給予重視。因此，有必要對車輪荷載作用下，雙工字鋼組合梁橋由于鋼混界面橫橋向掀起引起的焊釘拉拔應(yīng)力分布規(guī)律及影響因素進(jìn)行研究。

現(xiàn)有文獻(xiàn)集中在組合箱梁橋的焊釘橫橋向拉拔效應(yīng)研究。張俊平等[8]進(jìn)行了大懸臂鋼混結(jié)合梁節(jié)段模型試驗，對鋼混組合箱梁焊釘拉拔力大小與分布規(guī)律進(jìn)行研究；邵長宇[9]以上海長江大橋為工程背景，基于局部模型試驗與有限元數(shù)值模擬方法對均布式焊釘組合箱梁的拉拔力進(jìn)行研究，發(fā)現(xiàn)當(dāng)焊釘布置位置接近腹板加勁肋時，橫向掀起位移大幅減小，反之則大幅增加，但腹板加勁肋附近焊釘將承受較大的拉拔力，建議焊釘布置應(yīng)兼顧掀起位移與焊釘拉拔力；侯健等[10]采用有限元數(shù)值模擬方法，對集束式焊釘組合箱梁在恒載和汽車偏載作用下鋼混界面的橫橋向掀起現(xiàn)象進(jìn)行分析，認(rèn)為采用集束式焊釘布置能有效防止組合梁鋼混界面橫橋向掀起現(xiàn)象，鋼混界面的橫橋向掀起位移十分小；周輝[11]基于ANASYS軟件，對偏心荷載作用下簡支與連續(xù)組合鋼箱梁界面滑移效應(yīng)與掀起效應(yīng)的關(guān)系進(jìn)行了研究，認(rèn)為滑移效應(yīng)與掀起效應(yīng)相互影響。雙工字鋼組合梁屬于開口截面，扭轉(zhuǎn)剛度較小，在荷載作用位置橫梁布置方式會對鋼梁側(cè)向變形產(chǎn)生影響，進(jìn)而影響焊釘拉拔應(yīng)力，組合箱梁的研究成果不能完全解決雙工字鋼組合梁焊釘拉拔效應(yīng)的問題。

為此，本文采用有限元軟件，以2×35 m連續(xù)雙工字鋼組合梁為研究對象，對不同荷載作用位置、加勁肋與橫梁布置方式時焊釘拉拔應(yīng)力的分布規(guī)律進(jìn)行研究，并對橋面板厚度與主梁間距比、橫梁位置、焊釘間距對焊釘拉拔應(yīng)力的影響以及各參數(shù)敏感性進(jìn)行分析。

1 計算模型與分析方法

1.1 模型設(shè)計

2×35 m連續(xù)雙工字鋼組合梁橋布置如圖1，2所示。橋梁全長70 m，計算跨徑34.07 m。各部件尺寸及材料如表1所示。

組合梁主梁高2.2 m，鋼梁的梁高H為1.8 m，間距L為6.7 m，橋面板寬12.75 m，鋼梁之間橋面板厚度h為270 mm。支座附近10.5 m范圍加勁肋間距為1.75 m，跨中14 m范圍內(nèi)加勁肋間距為3.5 m，橫梁間距為3.5 m。A-A截面主梁間設(shè)置1道工字形小橫梁，橫梁中心線距鋼梁上翼緣距離Z為800 mm，鋼梁內(nèi)側(cè)設(shè)置T型加勁肋，外側(cè)無加勁肋。橋面板與鋼梁采用集束式焊釘相連，焊釘長200 mm，直徑為25 mm，剪力槽中心間距為1.125 m，荷載作用位置剪力槽內(nèi)的B處焊釘布置如圖3所示。原設(shè)計中焊釘橫橋向間距dj為120 mm。

加勁肋限制了鋼梁翼緣跟隨橋面板變形，導(dǎo)致焊釘產(chǎn)生拉拔應(yīng)力。橫梁的設(shè)置限制了鋼梁側(cè)向變形，一定程度上限制了鋼梁翼緣跟隨橋面板變形，對焊釘拉拔應(yīng)力產(chǎn)生較大影響，同時焊釘拉拔應(yīng)力沿橫橋向分布還受到荷載作用位置影響。根據(jù)橫梁與加勁肋設(shè)置情況以及車輪荷載沿橫橋向布置位置分為12個工況，對焊釘拉拔應(yīng)力的大小及分布進(jìn)行研究，工況具體加載與構(gòu)造如表2所示。車輪荷載大小(1個后車輪軸重)按《公路橋涵設(shè)計通用規(guī)范》(JTG D60—2015)[12]確定，每個車輪荷載大小70kN。車輪荷載沿縱橋向作用于A-A截面，荷載作用位置如圖1所示；橫橋向車輪荷載按梁間荷載PZ和懸臂端荷載PX兩種方式布置，梁間荷載PZ橫向布置位置是將雙工字鋼組合梁橋面板簡化為簡支梁后，根據(jù)簡支梁彎矩影響線的最不利位置確定，懸臂端荷載PX橫向位置是按《公路橋涵設(shè)計通用規(guī)范》(JTG D60—2015)所容許的車輪距橋面板自由端最近距離確定，具體布置如圖2所示。

圖1 雙工字鋼組合梁立面布置(單位：mm)

圖2 雙工字鋼組合梁尺寸及荷載布置(單位：mm)

表1 組合梁各部件尺寸及材料

注：以縱橋向為行，橫橋向為列，編號時先行后列，如51號焊釘表示第5行第1列焊釘；負(fù)值代表焊釘受壓。

焊釘拉拔應(yīng)力由于橋面板橫向彎曲產(chǎn)生，主梁間橋面板厚度h與鋼主梁間距L的比值對橋面板橫向彎曲有較大的影響，將主梁間橋面板厚度h與鋼主梁間距L的比值定義為參數(shù)k1。分析最不利工況下k1對焊釘拉拔應(yīng)力的影響，k1研究范圍為0.03～0.07。

橫梁位置的改變對其限制雙工字鋼組合梁側(cè)向變形產(chǎn)生影響，鋼梁翼緣跟隨橋面板變形隨之發(fā)生變化，進(jìn)而對焊釘拉拔應(yīng)力產(chǎn)生影響，因此以橫梁中心線距鋼梁上翼緣頂面距離Z與鋼梁高度H的比值k2為研究參數(shù)，分析最不利工況下橫梁設(shè)置位置對焊釘拉拔應(yīng)力的影響，k2取值如表3所示。

焊釘拉拔應(yīng)力還與橫橋向間距dj有關(guān)，根據(jù)現(xiàn)行的《公路鋼結(jié)構(gòu)橋梁設(shè)計規(guī)范》(JTG D64—2015)確定焊釘橫向間距為70～110 mm，研究最不利工況下焊釘橫橋向間距變化對焊釘拉拔應(yīng)力的影響。

1.2 分析方法

選用文獻(xiàn)[9]組合梁橋焊釘拉拔效應(yīng)試驗中試件ML-1，在70 kN荷載下鋼混界面掀起位移沿縱橫橋向的分布及由拉拔力引起的焊釘最大軸向應(yīng)變，對不同模擬方式進(jìn)行對比驗證。本文研究組合梁在彈性受力范圍內(nèi)的焊釘拉拔效應(yīng)，因此材料只考慮其彈性力學(xué)性能，鋼材Q345彈性模量為2.06×105MPa，泊松比為0.31；橋面板C60混凝土材料彈性模量為3.60×104MPa，泊松比為0.2?；贏BAQUS的有限元試驗?zāi)Ｐ腿鐖D4所示。對比了6種不同的組合梁模擬方式，各方法的單元選取、焊釘模擬方式、橋面板與鋼梁界面模擬以及焊釘與混凝土橋面板接觸關(guān)系如表4所示，其中橋面板與鋼梁的庫侖摩擦因子取0.3[13-18]。

表3 橫梁位置與對應(yīng)的k2

圖4 試件ML-1有限元模型

當(dāng)焊釘采用彈簧單元模擬[19-20]時，設(shè)置縱橫橋向的切向剛度及軸向剛度。按《公路鋼混組合梁橋設(shè)計與施工規(guī)范》(JTG/T D64-01—2015)[14]計算抗剪剛度，即

(1)

式中：kss為焊釘?shù)目辜魟偠?；dss為焊釘桿部直徑；Ec為混凝土彈性模量；fck為混凝土抗壓強度標(biāo)準(zhǔn)值。

軸向剛度Kv按軸心受拉理論公式(2)計算[21]

Kv=EstAst/l

(2)

式中：Kv為焊釘軸向剛度；Est為焊釘彈性模量；Ast為焊釘?shù)慕孛婷娣e；l為焊釘?shù)拈L度。

當(dāng)焊釘采用實體單元時，焊釘與鋼梁采用綁定(Tie)接觸，焊釘與橋面板的接觸關(guān)系分2類，一類是在橋面板內(nèi)開出焊釘形狀[22-24]，焊釘與橋面板間采用硬接觸，模擬受壓時焊釘與混凝土橋面板接觸卻不穿透，同時焊釘與橋面板間設(shè)置罰函數(shù)，摩擦因數(shù)取0.3，模擬焊釘與混凝土之間的摩擦；另一類是將焊釘內(nèi)置(Embedded Region)到橋面板中。

有限元計算得到的橫橋向掀起位移沿縱橋向和橫橋向的分布與文獻(xiàn)[9]實測結(jié)果對比如圖5所示。模擬方式5與模擬方式6有限元曲線與試驗曲線基本吻合；對比由于界面橫橋向掀起引起的焊釘最大軸向應(yīng)變，文獻(xiàn)中的試驗值為1 685×10-6，模擬方式5計算得到的焊釘最大軸向應(yīng)變?yōu)? 541×10-6，與試驗值相對誤差為8.55%；模擬方式6計算得到的焊釘最大軸向應(yīng)變?yōu)? 346×10-6，與試驗值相對誤差為20.12%。綜合計算精度與計算效率，推薦采用模擬方式5模擬雙工字鋼組合梁有限元模型。

圖5 有限元結(jié)果與文獻(xiàn)[9]實測結(jié)果對比

圖6 雙工字鋼組合梁有限元模型

2×35 m連續(xù)雙工字鋼組合梁模型如圖6所示，為簡化模型計算量，根據(jù)文獻(xiàn)[9]中集束式焊釘組合箱梁界面橫橋向掀起效應(yīng)沿縱橋向的分布范圍約為0.3 m的結(jié)論，對荷載作用點和作用點左右相鄰的剪力槽內(nèi)的焊釘采用實體單元模擬，其余剪力槽內(nèi)的焊釘選用彈簧單元模擬。

雙工字鋼組合梁鋼材Q345的彈性模量為2.06×105MPa，泊松比為0.31；橋面板C50混凝土的彈性模量為3.45×104MPa，泊松比為0.2?？紤]鋼筋對分殼單元；S4為4節(jié)點四邊形有限薄膜應(yīng)變線性完全積分殼單元。

表4 焊釘與界面模擬方式

注：C3D8R為8節(jié)點六面體線性減縮積分單元；C3D8為8節(jié)點六面體線性完全積分單元；S4R為4節(jié)點四邊形有限薄膜應(yīng)變線性減縮積橋面板剛度的貢獻(xiàn)，組合梁模型中橋面板鋼筋采用T3D2單元進(jìn)行模擬，鋼筋彈性模量取2.0×105MPa，泊松比取0.3，鋼筋內(nèi)置(Embedded Region)于混凝土橋面板內(nèi)。

2 焊釘拉拔應(yīng)力沿縱橋和橫橋向分布規(guī)律

2.1 焊釘拉拔應(yīng)力沿橫橋向分布規(guī)律

2.1.1 加勁肋設(shè)置的影響

組合梁焊釘拉拔應(yīng)力T沿橫橋向分布如圖7所示。當(dāng)車輪荷載作用位置鋼梁內(nèi)外側(cè)均無加勁肋(工況L-1和工況X-1)時，焊釘無明顯拉拔應(yīng)力，而其余設(shè)置加勁肋的荷載工況，只有在上翼緣下方設(shè)置加勁肋的焊釘出現(xiàn)軸向應(yīng)力，說明只有當(dāng)焊釘所在的鋼梁上翼緣隨橋面板變形受到加勁肋限制時，焊釘才會出現(xiàn)軸向應(yīng)力。

圖7 T沿橫橋向分布

若車輪荷載作用位置鋼梁內(nèi)外側(cè)只設(shè)置1片加勁肋，則焊釘拉拔應(yīng)力沿橫橋向分布和數(shù)值因荷載作用位置與加勁肋設(shè)置位置的不同而不同。梁間荷載作用下，只在外側(cè)設(shè)置加勁肋鋼梁(工況L-2)的焊釘拉拔應(yīng)力峰值出現(xiàn)在鋼梁外側(cè)翼緣附近；只在鋼梁內(nèi)側(cè)設(shè)置加勁肋(工況L-3)的焊釘拉拔應(yīng)力峰值出現(xiàn)在鋼梁腹板位置，由于只在內(nèi)側(cè)設(shè)置加勁肋焊釘拉拔力力臂小于在外側(cè)設(shè)置加勁肋焊釘拉拔力力臂，因此在梁間荷載作用下內(nèi)側(cè)設(shè)置加勁肋(工況L-3)的焊釘拉拔應(yīng)力小于外側(cè)設(shè)置加勁肋(工況L-2)的焊釘拉拔應(yīng)力，如表2所示。懸臂端荷載作用下，車輪荷載位于鋼梁外側(cè)上翼緣位置，當(dāng)只在鋼梁外側(cè)設(shè)加勁肋(工況X-2)時，所有焊釘處于受壓狀態(tài)，最大焊釘壓應(yīng)力峰值出現(xiàn)在鋼梁上翼緣外側(cè)位置；當(dāng)只在鋼梁內(nèi)側(cè)設(shè)置加勁肋時(工況X-3)，焊釘出現(xiàn)拉拔應(yīng)力，焊釘拉拔應(yīng)力峰值出現(xiàn)在鋼梁上翼緣內(nèi)側(cè)。

車輪荷載作用位置鋼梁內(nèi)外側(cè)均設(shè)置加勁肋(工況L-4和工況X-4)時，焊釘拉拔應(yīng)力沿橫橋向近似線性分布。內(nèi)外側(cè)均設(shè)置加勁肋焊釘拉拔應(yīng)力(工況L-4和工況X-4)峰值出現(xiàn)位置與只在遠(yuǎn)離荷載作用翼緣下方設(shè)置加勁肋的焊釘拉拔應(yīng)力(工況L-2和工況X-3)峰值出現(xiàn)位置相同。荷載作用位置下方無加勁肋支承時，橋面板變形更明顯，只在遠(yuǎn)離荷載作用翼緣下方設(shè)置加勁肋的焊釘拉拔應(yīng)力(工況L-2和工況X-3)峰值大于內(nèi)外側(cè)均設(shè)置加勁肋的焊釘拉拔應(yīng)力(工況L-4和工況X-4)峰值。

2.1.2 橫梁設(shè)置的影響

從圖7組合梁焊釘拉拔應(yīng)力T沿橫橋向分布可以看出，荷載作用位置有無橫梁對拉拔應(yīng)力沿橫橋向分布無明顯影響，但橫梁的設(shè)置使組合梁焊釘拉拔應(yīng)力大幅增加。從表2中焊釘最大拉拔應(yīng)力對比中可以發(fā)現(xiàn)：工況L-5的焊釘最大拉拔應(yīng)力比工況L-3大317.97%，工況L-6的焊釘最大拉拔應(yīng)力比工況L-4大112.08%；工況X-5的焊釘最大拉拔應(yīng)力比工況X-3大64.15%，工況X-6的焊釘最大拉拔應(yīng)力比工況X-4大137%，說明在同樣的荷載布置與加勁肋設(shè)置條件下，荷載作用位置設(shè)置橫梁提高了鋼梁的抗扭剛度，鋼梁翼緣隨橋面板變形受限，使得焊釘拉拔應(yīng)力幅度增加。梁間荷載作用下工況L-6的焊釘最大拉拔應(yīng)力大于梁間荷載作用下其他工況焊釘最大拉拔應(yīng)力，懸臂端荷載作用下工況X-5的焊釘最大拉拔應(yīng)力大于懸臂端荷載作用下其他工況焊釘最大拉拔應(yīng)力，因此以梁間荷載作用下工況L-6與懸臂端荷載作用下工況X-5為2種加載模式下的最不利工況。

2.2 焊釘拉拔應(yīng)力沿縱橋向分布規(guī)律

圖8 T沿縱橋向分布

焊釘拉拔應(yīng)力T沿縱橋向分布如圖8所示，沿縱橋向荷載作用位置剪力槽內(nèi)的焊釘拉拔應(yīng)力最大。焊釘拉拔應(yīng)力隨著離荷載距離的增大而減小，并且焊釘拉拔應(yīng)力沿縱橋向的衰減速度很快，距荷載作用位置0.562 5 m處的焊釘拉拔應(yīng)力幾乎為0。

3 焊釘拉拔應(yīng)力參數(shù)分析

3.1 橋面板厚度與主梁間距比對焊釘拉拔應(yīng)力的影響

研究梁間荷載最不利工況L-6與懸臂端荷載最不利工況X-5作用下，k1對雙工字鋼組合梁橋界面橫橋向掀起效應(yīng)的影響，基于ABAQUS有限元軟件的雙工字鋼組合梁拉拔應(yīng)力計算結(jié)果如圖9所示(Tmax為焊釘最大拉拔應(yīng)力)。2種不同荷載作用位置焊釘拉拔應(yīng)力的變化趨勢一致。隨著k1的增大，焊釘拉拔應(yīng)力逐漸減小，說明雙工字鋼組合梁的橋面板越薄，主梁間距越大，橋面板橫橋向彎曲效應(yīng)越明顯，焊釘拉拔應(yīng)力越大。

圖9 Tmax隨k1變化趨勢

3.2 橫梁設(shè)置位置對焊釘拉拔應(yīng)力的影響

研究梁間荷載與懸臂端荷載最不利工況下，橫梁設(shè)置位置對焊釘拉拔力影響。有限元數(shù)值計算結(jié)果如圖10所示，2種不同作用位置的荷載工況下，k2變化對焊釘拉拔應(yīng)力影響趨勢相似。

圖10 Tmax隨k2變化趨勢

當(dāng)k2<1/2，即橫梁位置處于一半鋼梁高度位置以上時，如圖11(a)所示，由于鋼梁在橫梁以下較大范圍的側(cè)向變形不能得到有效約束，此時鋼梁側(cè)向變形較大，焊釘拉拔應(yīng)力較小。隨著距鋼梁上翼緣頂面距離Z的增大，鋼梁扭轉(zhuǎn)約束越明顯，焊釘拉拔應(yīng)力隨之增大。

當(dāng)k2≥1/2，即橫梁位置處于一半鋼梁高度位置以下時，如圖11(b)所示，鋼梁的側(cè)向變形受到橫梁約束，焊釘拉拔應(yīng)力較大，且隨著橫梁距鋼梁上翼緣距離增大，橫梁對鋼梁扭轉(zhuǎn)約束能力增強不再增大，焊釘拉拔應(yīng)力變化不明顯。

當(dāng)k2接近于1，即橫梁位置較靠近下翼緣時，如圖11(c)所示,橫梁與橋面板間存在較大范圍的鋼梁側(cè)向變形無法得到約束，焊釘拉拔應(yīng)力略微減小。

圖11 橫梁位置對鋼梁變形的影響

3.3 焊釘橫橋向間距對焊釘拉拔應(yīng)力的影響

研究梁間荷載最不利工況L-6與懸臂端荷載最不利工況X-5作用下，焊釘橫橋向間距dj對焊釘拉拔應(yīng)力的影響。

如圖12所示，隨著焊釘橫向間距增大，焊釘應(yīng)力出現(xiàn)先增大后減小的趨勢，尤其是懸臂端荷載作用下，下降趨勢十分明顯。焊釘拉拔應(yīng)力與橫向掀起位移呈正相關(guān)關(guān)系[21]，相同的鋼混界面分離程度下，焊釘橫橋向間距越大，最外側(cè)焊釘越靠近鋼梁上翼緣邊緣，該處焊釘橫向掀起位移越大，焊釘拉拔應(yīng)力越大，但同時焊釘越靠近鋼梁上翼緣邊緣，焊釘抑制鋼混界面分離效果越明顯，鋼混界面的橫向掀起位移越小，焊釘拉拔應(yīng)力隨之減小。受2個因素同時影響，焊釘拉拔應(yīng)力隨著焊釘橫橋向間距dj增大，出現(xiàn)先增大后減小的趨勢。

圖12 Tmax隨dj的變化趨勢

3.4 各參數(shù)敏感性分析

為比較各參數(shù)對焊釘拉拔應(yīng)力的影響程度，將焊釘拉拔應(yīng)力變化率與參數(shù)變化率的比值定義為敏感因子η[式(3)]。敏感因子越大，說明焊釘拉拔應(yīng)力受此參數(shù)影響越大，反之，敏感因子越小，說明該參數(shù)對焊釘拉拔應(yīng)力的影響越不明顯。

(3)

式中：f為基準(zhǔn)參數(shù)下焊釘拉拔應(yīng)力，取原設(shè)計為基準(zhǔn)參數(shù)；Δf為不同參數(shù)下焊釘拉拔應(yīng)力與基準(zhǔn)參數(shù)下焊釘拉拔應(yīng)力的差值；x為基準(zhǔn)參數(shù)；Δx為參數(shù)與基準(zhǔn)參數(shù)的差值。

各參數(shù)對焊釘拉拔應(yīng)力的敏感性因子計算結(jié)果如圖13所示，橋面板厚度與主梁間距比k1對焊釘拉拔應(yīng)力影響最顯著，焊釘橫橋向間距dj影響次之，k2對焊釘拉拔應(yīng)力影響最小。

圖13 焊釘拉拔應(yīng)力對參數(shù)敏感性分析

4 結(jié)語

(1)拉拔應(yīng)力產(chǎn)生的原因是加勁肋限制了鋼梁上翼緣隨橋面板的變形，導(dǎo)致焊釘軸向受拉，出現(xiàn)拉拔應(yīng)力。沿縱橋向，焊釘拉拔應(yīng)力在荷載作用位置最大，隨著離荷載距離的增大而減小，且衰減速度很快，距荷載位置0.562 5 m處焊釘拉拔應(yīng)力幾乎衰減為0。因此，建議適當(dāng)加密雙工字鋼組合梁在加勁肋附近的焊釘。

(2)對于雙工字鋼組合梁橋的焊釘拉拔應(yīng)力，車輪荷載作用位置處設(shè)置橫梁的組合梁焊釘拉拔應(yīng)力比不設(shè)置橫梁的組合梁焊釘拉拔應(yīng)力有大幅提高，焊釘最大拉拔應(yīng)力最多能提高317.97%。因此，建議設(shè)計時雙工字鋼組合梁在橫梁處的焊釘應(yīng)適當(dāng)加密。

(3)焊釘拉拔應(yīng)力隨著橋面板厚度與主梁間距比k1增大而逐漸減小。受橫梁位置對鋼梁側(cè)向變形影響，當(dāng)橫梁中心線距鋼梁上翼緣頂面距離與鋼梁高度比k2小于1/2時，焊釘拉拔應(yīng)力隨k2的增大而增大；當(dāng)k2大于1/2時，拉拔應(yīng)力隨k2的增大變化不明顯；當(dāng)k2接近于1時，焊釘應(yīng)力略微減小。隨著焊釘橫向間距增大，焊釘拉拔應(yīng)力呈現(xiàn)出先增大后減小的趨勢。各參數(shù)中，焊釘拉拔應(yīng)力對主梁間橋面板厚與主梁間距比k1最敏感，焊釘橫橋向間距dj影響次之，橫梁中心線距鋼梁上翼緣頂面距離與鋼梁高度比k2對焊釘拉拔應(yīng)力影響最小。