李艷鳳，羅天澤，包龍生

(沈陽建筑大學(xué) 交通工程學(xué)院，沈陽 110168)

隨著現(xiàn)代橋梁向大跨徑的方向發(fā)展，過去傳統(tǒng)的混凝土箱梁橋由于在運營一段時間后，普遍出現(xiàn)腹板開裂和跨中撓度過大的問題已難以滿足使用要求[1].近幾年來，具有截面抗扭剛度大、整體性好、自重輕、跨越能力大等特點的魚腹式鋼箱梁越來越多地進(jìn)入了人們的視野，特別在城市橋梁中取得普遍應(yīng)用.相比于混凝土梁橋，鋼箱梁的翼緣板和腹板都很薄，這樣可以有效地降低橋梁的自重，而且抗彎剛度很小，但在箱梁尺寸較大的情況下，其剪力滯效應(yīng)會更加明顯.混凝土箱梁剪力滯效應(yīng)的研究已獲得一些成果[2-8]，但目前各國學(xué)者關(guān)于鋼箱梁剪力滯效應(yīng)方面的研究相對較少，特別對于魚腹式鋼箱梁的研究更少.

直腹板箱梁剪力滯系數(shù)在橫向分布所得的結(jié)果與傳統(tǒng)計算方法所得的結(jié)果較為接近，但是魚腹式箱梁由于截面形狀和空間受力與直腹板箱梁呈現(xiàn)不同的剪力滯分布[9].本文通過使用有限元模擬分析軟件Midas/civil對魚腹式鋼箱梁進(jìn)行了剪力滯效應(yīng)研究，并對其剪力滯系數(shù)的橫向分布規(guī)律做出具體分析.

1 剪力滯效應(yīng)

1.1 剪力滯定義

箱梁的剪力滯效應(yīng)是指箱梁在對稱荷載作用下，由于頂、底板剪切變形而造成截面正應(yīng)力沿板橫向分布不均勻的現(xiàn)象.當(dāng)翼緣板和腹板交接處的正應(yīng)力大于遠(yuǎn)離腹板的正應(yīng)力時，則為正剪力滯；若當(dāng)翼緣板和腹板交接處的正應(yīng)力小于遠(yuǎn)離腹板的正應(yīng)力時，則為負(fù)剪力滯[10].

1.2 剪力滯系數(shù)

剪力滯系數(shù)λ的定義為考慮剪力滯影響所求得的正應(yīng)力與初等梁理論所求得的正應(yīng)力的比值，其中，按初等梁理論所求得的正應(yīng)力是根據(jù)翼板實際應(yīng)力圖下的面積除以翼板的寬度而近似得到的[11-12].

2 研究背景

本文以沈陽某高架橋鋼箱梁為研究背景，跨徑45 m，橋梁總寬23.5 m，雙向6車道，單箱五室，梁高2.295 m，橫坡均為雙向1.5%，底板水平，橫坡通過調(diào)整腹板高度形成，如圖1所示(單位：mm).頂板厚度為16～30 mm，頂板縱肋采用剛度較大的閉口U形肋，間距600 mm，鋼板厚為8 mm.底板厚度為16～30 mm，跨中底板厚度為20 mm.腹板間距4 m，板厚16 mm.橫隔板采用兩種形式，一種為挖空率較大的，一種為挖空率較小的，橫隔板厚度為10～24 mm.鋼材采用Q345鋼，橋面鋪裝層厚度為7.5 cm.

圖1 1/2鋼箱梁橫斷面圖

3 空間有限元模型建立

3.1 有限元模型

采用有限元分析軟件Midas/civil將結(jié)構(gòu)離散為空間板殼單元，建立魚腹式鋼箱梁板殼有限元模型，鋼箱梁中各構(gòu)件均按實際結(jié)構(gòu)賦予其截面，以反映結(jié)構(gòu)的真實受力.空間有限元板殼模型如圖2所示.該模型共劃分為56 827個節(jié)點，65 664個單元，模型的坐標(biāo)系原點在橋面端部，X軸沿順橋向，Y軸沿橫橋向，Z軸為垂直向上.

圖2 空間板殼模型

3.2 材料參數(shù)

鋼箱梁采用Q345鋼，彈性模量取值為E=2.06×105MPa，泊松比取值為μ=0.3，容重取值為γ=76.98 kN/m3.

4 橫向剪力滯效應(yīng)分析

為了說明不同荷載情況對魚腹式鋼箱梁剪力滯效應(yīng)的影響，計算時主要討論三種荷載形式：對稱均布荷載(按6車道加載)、跨中集中荷載和偏載(按3車道加載).為了解在均布荷載、集中荷載、偏載、改變頂板縱向加勁肋厚度這四種情況下的剪力滯系數(shù)橫向分布規(guī)律，取L/8、L/4、L/2橫斷面作為均布荷載、集中荷載和偏載情況下分析截面，取L/2截面作為改變頂板縱向加勁肋厚度情況下的分析截面，以截面右邊緣為參考點1，計算關(guān)鍵點處頂板剪力滯系數(shù)，繪制剪力滯系數(shù)折線圖，從而得到各個截面處頂板剪力滯系數(shù)橫向分布規(guī)律.為了使論述更加方便，將橫斷面上緣關(guān)鍵部位的點分別用數(shù)字標(biāo)識，各點位置如圖3所示.

圖3 橫截面各點示意圖

4.1 均布荷載下橫向剪力滯效應(yīng)分析

均布荷載下各截面正應(yīng)力分布圖，如圖4所示.經(jīng)過計算整理得出三個截面頂板沿橫向剪力滯系數(shù)分布，如圖5所示.

圖4 均布荷載下各截面正應(yīng)力分布圖

通過整理得出三個截面處頂板壓應(yīng)力最大值分別為20.7、28.7、32.9 MPa，壓應(yīng)力平均值為8.5、15.2、19.8 MPa.通過圖5可以看出，剪力滯系數(shù)沿橫向分布并不均勻，同一截面不同位置呈現(xiàn)出不同的剪力滯效應(yīng)，例如，L/8截面處的頂板剪力滯系數(shù)最大值出現(xiàn)在5號腹板，其值為2.43，與3號腹板的0.87相差較大.邊腹板(3號腹板)與端部側(cè)板之間一直處于負(fù)剪力滯效應(yīng)階段，尤其在三個截面的端部負(fù)剪力滯效應(yīng)最為明顯.三個截面的頂板剪力滯系數(shù)最大值為2.43、1.88、1.65，說明所選截面遠(yuǎn)離端部向跨中靠近的時候，正剪力滯系數(shù)逐漸下降.所選的三個截面中，負(fù)剪力滯系數(shù)逐漸趨近于1，說明隨著所選截面逐漸遠(yuǎn)離端部向跨中靠近的過程中，負(fù)剪力滯效應(yīng)逐漸降低，但仍有剪力滯效應(yīng)發(fā)生.

圖5 均布荷載下剪力滯系數(shù)橫向分布

4.2 集中荷載下橫向剪力滯效應(yīng)分析

集中荷載下各截面正應(yīng)力分布圖，如圖6所示.

圖6 集中荷載下各截面正應(yīng)力分布圖

經(jīng)過計算整理出三個截面頂板沿橫向剪力滯系數(shù)分布，如圖7所示.

通過整理得出三個截面頂板壓應(yīng)力最大值分別為6.2、13.6、29 MPa，壓應(yīng)力平均值為5.89、12.85、25.84 MPa.由圖7可以看出，三個截面的橫向剪力滯系數(shù)走向不盡相同，L/8截面的剪力滯系數(shù)分布規(guī)律與另外兩個截面有所不同，剪力滯系數(shù)最大值出現(xiàn)在頂板中點處，而另外兩個截面的剪力滯系數(shù)最大值出現(xiàn)在頂板與腹板交界處.不同截面同一位置的剪力滯系數(shù)差距不大，在集中荷載作用下，正剪力滯效應(yīng)明顯，僅在邊腹板(3號位置和9號位置)與側(cè)板(1號位置和11號位置)之間出現(xiàn)了負(fù)剪力滯效應(yīng).同時，還可以看出剪力滯系數(shù)均與1較為接近，說明在集中荷載作用下，頂板各部分應(yīng)力值與初梁等理論平截面假定時的應(yīng)力較為接近，但仍有剪力滯效應(yīng)發(fā)生.

圖7 集中荷載下剪力滯系數(shù)橫向分布

4.3 偏載下橫向剪力滯效應(yīng)分析

偏載下各截面正應(yīng)力分布圖，如圖8所示.

圖8 偏載作用下各截面正應(yīng)力分布圖

經(jīng)過計算整理得出三個截面頂板沿橫向剪力滯系數(shù)分布，如圖9所示.

圖9 偏載作用下剪力滯系數(shù)橫向分布

壓應(yīng)力最大值分別為9、11.9、13.5 MPa，壓應(yīng)力平均值為2.87、5.09、6.675 MPa.由圖9可以看出，1號位置到4號位置剪力滯系數(shù)變化幅度不大，最大剪力滯系數(shù)為1.07，最小剪力滯系數(shù)為0.87，差距為0.2.從4號位置到6號位置這個階段，剪力滯系數(shù)變化最為明顯，其中三個截面的頂板剪力滯系數(shù)最大值均出現(xiàn)在5號位置，分別為3.14、2.34、1.99.說明在偏載作用下，5號位置(腹板)應(yīng)力過于集中，導(dǎo)致出現(xiàn)裂縫，實際工程中應(yīng)采取相應(yīng)措施來降低剪力滯系數(shù).6號位置至11號位置剪力滯系數(shù)趨于平緩，沒有太大的變化，但均處于負(fù)剪力滯效應(yīng)階段.

4.4 縱向加勁肋厚度對鋼箱梁剪力滯效應(yīng)影響

為研究頂板縱向加勁肋(U形肋、腹板、側(cè)板)厚度對鋼箱梁剪力滯效應(yīng)的影響，將縱肋厚度分別增加4和8 mm，則構(gòu)件參數(shù)取值分別為：U形肋厚度為8、12、16 mm；腹板厚度為16、20、24 mm；側(cè)板厚度為12、16、20 mm；其他結(jié)構(gòu)尺寸保持不變.不同縱肋厚度的鋼箱梁跨中截面應(yīng)力分布如圖10所示.

圖10 不同厚度跨中截面應(yīng)力圖

通過計算整理得出三種縱肋厚度的鋼箱梁跨中截面頂板剪力滯系數(shù)橫向分布，如圖11所示.隨著縱肋厚度增加，跨中截面頂板壓應(yīng)力最大值從36.8 MPa降低到30.3 MPa，減小了17.7%.由圖11可以看出，隨著縱肋厚度增加，最大剪力滯系數(shù)從1.17降低到1.11，減小了5.1%，由于縱肋承擔(dān)了大部分剪力，縱肋厚度增加，則縱肋剛度增加，荷載作用下縱肋中的剪力流亦減小，相應(yīng)地由縱肋傳遞到頂板上的剪力流減小，頂板剪力滯效應(yīng)減小，所以板厚的增加對提高鋼箱梁縱肋的剛度是有效的.

圖11 不同厚度剪力滯系數(shù)橫向分布

5 結(jié) 論

本文通過分析得出以下結(jié)論：

1)均布荷載作用下剪力滯系數(shù)橫向分布并不均勻，同一截面不同位置呈現(xiàn)出不同的剪力滯效應(yīng).通過對數(shù)據(jù)處理發(fā)現(xiàn)，在三個截面中，負(fù)剪力滯系數(shù)逐漸趨近1，說明隨著所選截面逐漸遠(yuǎn)離端部向跨中靠近的過程中，負(fù)剪力滯效應(yīng)逐漸降低.

2)集中荷載作用下三個截面頂板剪力滯系數(shù)走向不盡相同，L/8截面頂板剪力滯系數(shù)走向與另外兩個截面不同.同時，集中荷載作用下，正剪力滯效應(yīng)明顯，僅在截面兩側(cè)出現(xiàn)了負(fù)剪力滯效應(yīng).

3)偏載作用下三個截面頂板剪力滯系數(shù)最大值均出現(xiàn)在5號位置(腹板)，分別為3.14、2.34、1.99，說明隨著所選截面向跨中靠近的過程中，剪力滯系數(shù)逐漸減小，剪力滯效應(yīng)降低.同時由于最大剪力滯系數(shù)出現(xiàn)在5號位置(腹板)，說明此處應(yīng)力過于集中，容易導(dǎo)致出現(xiàn)裂縫，工程中應(yīng)采取相應(yīng)措施來降低剪力滯效應(yīng).

4)通過對數(shù)據(jù)的整理和計算發(fā)現(xiàn)，適當(dāng)?shù)卦黾禹敯蹇v向加勁肋的厚度，可以提高縱向加勁肋的剛度，從而減小剪力滯系數(shù)，降低剪力滯效應(yīng).