張江峰， 沈孔健

(1.中交公路規(guī)劃設(shè)計(jì)院有限公司, 北京 100088； 2.東南大學(xué), 江蘇 南京 210096； 3.江蘇省交通工程建設(shè)局, 江蘇 南京 210004)

0 引言

波形鋼腹板組合箱梁以其獨(dú)特的優(yōu)勢(shì)，如自重輕、外形美觀、無(wú)腹板開(kāi)裂問(wèn)題、施工效率高等，逐漸在橋梁工程中得到應(yīng)用。但是波形鋼腹板組合箱梁的抗扭剛度較傳統(tǒng)混凝土箱梁低，其扭轉(zhuǎn)效應(yīng)也得到了越來(lái)越多的關(guān)注。

近年來(lái)，波形鋼腹板組合箱梁純扭轉(zhuǎn)全過(guò)程的力學(xué)響應(yīng)分析理論得到了較大的發(fā)展，MO[1]等將適用于混凝土梁扭轉(zhuǎn)構(gòu)件的變角軟化桁架模型擴(kuò)展到波形鋼腹板組合箱梁純扭轉(zhuǎn)全過(guò)程分析中，并基于此模型提出了相應(yīng)的設(shè)計(jì)方法；在此基礎(chǔ)上，聶建國(guó)[2]、KO[3]、ZHU[4]等采用不同的剪截面剪應(yīng)變關(guān)系，提出了改進(jìn)模型；丁勇[5]等將適用于混凝土構(gòu)件的固定角軟化桁架模型擴(kuò)展到波形鋼腹板組合箱梁純扭轉(zhuǎn)全過(guò)程分析中，并基于規(guī)范進(jìn)行了抗扭設(shè)計(jì)驗(yàn)算；SHEN[6]等和ZHOU[7]等將適用于混凝土構(gòu)件的軟化薄膜模型擴(kuò)展到波形鋼腹板組合箱梁純扭轉(zhuǎn)全過(guò)程分析中，可較好地預(yù)測(cè)預(yù)應(yīng)力混凝土波形鋼腹板組合箱梁扭轉(zhuǎn)力學(xué)性能。

雖然全過(guò)程分析模型可較完整地預(yù)測(cè)結(jié)構(gòu)扭轉(zhuǎn)性能，但過(guò)程繁瑣，需編程進(jìn)行計(jì)算；在結(jié)構(gòu)扭轉(zhuǎn)分析中，最關(guān)心的是混凝土開(kāi)裂、波形鋼腹板屈服、鋼筋屈服破壞等關(guān)鍵狀態(tài)下的結(jié)構(gòu)響應(yīng)。因此，通過(guò)計(jì)算關(guān)鍵狀態(tài)下的結(jié)構(gòu)響應(yīng)，如開(kāi)裂扭矩、屈服扭矩、極限扭矩及相應(yīng)階段的扭轉(zhuǎn)剛度，即可快速確定結(jié)構(gòu)扭矩和扭率宏觀力學(xué)響應(yīng)。同時(shí)，可基于關(guān)鍵狀態(tài)下的扭矩計(jì)算公式，提出波形鋼腹板組合箱梁的設(shè)計(jì)方法。鑒于此，本文對(duì)波形鋼腹板組合箱梁扭轉(zhuǎn)過(guò)程關(guān)鍵狀態(tài)下的扭矩和扭轉(zhuǎn)剛度進(jìn)行研究，得到結(jié)構(gòu)在外加扭矩作用下的扭矩扭率簡(jiǎn)化曲線，并提出相應(yīng)的設(shè)計(jì)方法，為進(jìn)一步完善波形鋼腹板組合箱梁扭轉(zhuǎn)計(jì)算理論和結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)提供借鑒。

1 波形鋼腹板組合箱梁純扭轉(zhuǎn)簡(jiǎn)化計(jì)算

波形鋼腹板組合箱梁滿足正常設(shè)計(jì)條件時(shí)，波形鋼腹板組合箱梁在純扭矩作用下，荷載從零加載到極限扭矩Tu過(guò)程中，扭矩扭率曲線可簡(jiǎn)化為圖1中的三段式直線。在彈性扭轉(zhuǎn)階段，結(jié)構(gòu)承受的扭矩T與扭率θ成線性關(guān)系，彈性扭轉(zhuǎn)剛度為K0；當(dāng)扭矩達(dá)到開(kāi)裂扭矩Tcr后，混凝土發(fā)生開(kāi)裂，剛度將發(fā)生折減，當(dāng)忽略開(kāi)裂混凝土的貢獻(xiàn)時(shí)，組合箱梁鋼筋和波形鋼腹板仍處于彈性階段，扭轉(zhuǎn)剛度為KⅠ；當(dāng)扭矩達(dá)到屈服扭矩Ty時(shí)，波形鋼腹板發(fā)生屈服；此后，波形鋼腹板承擔(dān)的扭矩基本不變，而鋼筋將發(fā)揮較大作用，扭轉(zhuǎn)剛度可簡(jiǎn)化KⅡ。當(dāng)混凝土頂?shù)装邃摻钋r(shí)，結(jié)構(gòu)達(dá)到極限承載力Tu。顯然，若計(jì)算得到結(jié)構(gòu)扭轉(zhuǎn)剛度及關(guān)鍵點(diǎn)處的扭矩，即可得到結(jié)構(gòu)的扭率，獲得結(jié)構(gòu)在扭轉(zhuǎn)全過(guò)程的扭矩扭率曲線。

圖1 波形鋼腹板組合箱梁扭矩扭率關(guān)系Figure 1 Torque and twist relation of composite box girder with corrugated steel webs

1.1 混凝土開(kāi)裂前彈性扭轉(zhuǎn)剛度

沈孔健[8]等將波形鋼腹板與混凝土組合截面換算成全混凝土截面，基于扭轉(zhuǎn)試驗(yàn)值擬合得到彈性階段扭轉(zhuǎn)剛度K0的修正公式：

(1)

圖2 波形鋼腹板混凝土組合箱梁結(jié)構(gòu)示意圖Figure 2 Structural schematic diagram of concrete composite box girder with corrugated steel webs

由于波形鋼腹板混凝土組合箱梁的扭轉(zhuǎn)剛度是由混凝土板和波形鋼腹板貢獻(xiàn)的，則式(1)也可表示為：

(2)

(3)

1.2 混凝土開(kāi)裂后扭轉(zhuǎn)剛度

在混凝土開(kāi)裂后，混凝土板的扭矩主要由受拉鋼筋網(wǎng)架和受壓混凝土壓桿來(lái)承擔(dān)，HSU[9]利用Rausch提出的空間桁架模擬法計(jì)算得到了鋼筋混凝土薄壁結(jié)構(gòu)扭轉(zhuǎn)開(kāi)裂后的剪切模量Gcr，本文將其擴(kuò)展到計(jì)算波形鋼腹板混凝土組合箱梁混凝土頂?shù)装宓募羟心Ａ?，如?4)所示：

(4)

式中:nEs=Es/Ec為鋼筋與混凝土的彈性模量比值；Gcr為鋼筋混凝土板開(kāi)裂后的剪切模量；ρl為縱向鋼筋相對(duì)于混凝土板的配筋率，ρl=Al/(2yth)；ρt為橫向鋼筋相對(duì)于混凝土板的配筋率，ρt=At/(ths)；其中,Al、At分別為剪力流所包圍的全部縱向鋼筋截面面積和橫向鋼筋的截面面積；s為橫向鋼筋的間距。

則混凝土開(kāi)裂后波形鋼腹板混凝土組合箱梁的扭轉(zhuǎn)剛度KI可表示為：

(5)

假設(shè)波形鋼腹板采用理想彈塑性材料，當(dāng)波形鋼腹板屈服后，波形鋼腹板的扭轉(zhuǎn)剛度將變?yōu)榱?。此時(shí)鋼筋混凝土頂?shù)装宓呐まD(zhuǎn)剛度為：

(6)

1.3 波形鋼腹板組合箱梁開(kāi)裂扭矩

沈孔健[8]等通過(guò)考慮波形鋼腹板組合箱梁普通鋼筋和預(yù)應(yīng)力鋼筋的影響，提出如下開(kāi)裂扭矩修正公式：

(7)

式中: 配筋率ρ為ρl與ρt的總和；σ為預(yù)應(yīng)力鋼筋在混凝土頂?shù)装迳袭a(chǎn)生的初始?jí)簯?yīng)力；f′c為混凝土圓柱體抗壓強(qiáng)度。

波形鋼腹板組合箱梁開(kāi)裂扭率為：

θcr=Tcr/K0

(8)

1.4 波形鋼腹板組合箱梁屈服扭矩

波形鋼腹板混凝土組合箱梁的屈服扭矩Ty為波形鋼腹板屈服時(shí)所對(duì)應(yīng)的扭矩，根據(jù)薄壁結(jié)構(gòu)扭轉(zhuǎn)理論[10]：

Ty=2A0fτftd+2A0wτytw

(9)

式中：A0f、A0w分別為混凝土頂?shù)装搴筒ㄐ武摳拱寮袅α魉鶉傻拿娣e；τf為混凝土頂?shù)装宓募魬?yīng)力，τy為波形鋼腹板的剪切屈服應(yīng)力；td為混凝土頂?shù)装寮袅α饔行Ш穸?。此時(shí)，波形鋼腹板的剪應(yīng)變?chǔ)脀為：

γw=τy/Ge

(10)

γf=γw

(11)

即可求得此時(shí)頂?shù)装寤炷恋募魬?yīng)力：

τf=Gcrγf

(12)

因此，將式(10)～式(12)代入式(9)可得：

(13)

1.5 波形鋼腹板組合箱梁極限扭矩

根據(jù)美國(guó)規(guī)范ACI 318-14[11]混凝土薄壁結(jié)構(gòu)極限扭矩計(jì)算方法，并考慮波形鋼腹板的貢獻(xiàn)，可得波形鋼腹板組合箱梁極限扭矩：

(14)

式中:fty為橫向鋼筋抗拉強(qiáng)度；對(duì)于鋼筋混凝土構(gòu)件α=45°，預(yù)應(yīng)力混凝土構(gòu)件α=37.5°。同時(shí)，縱筋應(yīng)滿足：

(15)

式中:fly為縱向鋼筋抗拉強(qiáng)度，由式(15)可得：

(16)

1.6 算例

選取以往波形鋼腹板組合箱梁典型試驗(yàn)梁為研究對(duì)象，驗(yàn)證本文提出的簡(jiǎn)化計(jì)算方法的準(zhǔn)確性。丁勇[12]和MO[1]等對(duì)單箱單室波形鋼腹板PC組合箱梁開(kāi)展了純扭轉(zhuǎn)試驗(yàn)，KO[3]等對(duì)單箱單室波形鋼腹板混凝土組合箱梁開(kāi)展了純扭轉(zhuǎn)試驗(yàn)，沈孔健[13]等對(duì)單箱雙室波形鋼腹板混凝土組合箱梁開(kāi)展了純扭轉(zhuǎn)試驗(yàn)。需要說(shuō)明的是，由既有研究結(jié)果[14]表明，單箱雙室波形鋼腹板組合箱梁的抗扭承載力與同尺寸單箱單室波形鋼腹板組合箱梁相近。本文采用新提出的簡(jiǎn)化計(jì)算方法計(jì)算以上試驗(yàn)梁的扭矩扭率曲線，并與試驗(yàn)值進(jìn)行對(duì)比，如圖3所示。由計(jì)算結(jié)果可知，本文計(jì)算得到的扭矩扭率曲線與試驗(yàn)結(jié)果較為吻合，說(shuō)明本文的計(jì)算方法具有較好的準(zhǔn)確性。

圖3 波形鋼腹板組合箱梁扭矩扭率計(jì)算值與試驗(yàn)值對(duì)比

2 波形鋼腹板抗屈曲驗(yàn)算

波形鋼腹板局部和整體屈曲臨界剪應(yīng)力驗(yàn)算應(yīng)按規(guī)范[15]要求進(jìn)行驗(yàn)算，限于篇幅，此處不再贅述。

(17)

式中: 波形鋼腹板局部屈曲系數(shù)ξ=4+5.34(hw/aw)2，ν為波形鋼腹板的泊松比；hw為波形鋼腹板的高度。

(18)

局部或整體剪切屈曲參數(shù)λs，l(g)可按下式計(jì)算：

(19)

式中:fv為鋼板的抗剪強(qiáng)度設(shè)計(jì)值。

為使波形鋼腹板組合箱梁設(shè)計(jì)經(jīng)濟(jì)合理，充分發(fā)揮波形鋼板的抗屈曲能力，在波形鋼腹板的設(shè)計(jì)中應(yīng)控制剪切屈曲參數(shù)λs，l(g)≤ 0.6，使波形鋼腹板的剪應(yīng)力高于剪切屈服應(yīng)力時(shí)，波形鋼腹板才發(fā)生局部屈曲或整體屈曲。

3 抗剪連接件設(shè)計(jì)

a. 當(dāng)發(fā)生栓釘剪斷破壞時(shí)：

(20)

式中:Astd為栓釘截面面積；fstd為栓釘抗拉強(qiáng)度設(shè)計(jì)值，當(dāng)栓釘材料性能等級(jí)為 4.6級(jí)時(shí)，取fstd=400 MPa；fcu為混凝土的立方體抗壓強(qiáng)度設(shè)計(jì)值。

b.當(dāng)發(fā)生混凝土壓碎破壞時(shí)：

(21)

式中:fcd為混凝土的軸心抗壓強(qiáng)度設(shè)計(jì)值；η為群釘效應(yīng)折減系數(shù)。當(dāng)6

組合箱梁截面剪力流q可取外加扭矩設(shè)計(jì)值Td所產(chǎn)生的截面剪力流qa和鋼腹板所能承受剪力流qw的較小值：

qa=Td/(2A0f+2A0w)，qw=fvtw

(22)

則栓釘?shù)拈g距s為：

(23)

其他類(lèi)型的抗剪連接件尺寸參數(shù)和間距的設(shè)計(jì)可按規(guī)范[15]要求進(jìn)行設(shè)計(jì)驗(yàn)算，在此不作贅述。

4 設(shè)計(jì)流程

波形鋼腹板組合箱梁抗扭設(shè)計(jì)可按圖4所示設(shè)計(jì)流程進(jìn)行設(shè)計(jì)，具體過(guò)程如下所述。

圖4 抗扭設(shè)計(jì)流程Figure 4 Torsional design process

根據(jù)外加扭矩設(shè)計(jì)值Td，首先選取截面尺寸、混凝土強(qiáng)度等級(jí)、鋼腹板強(qiáng)度等級(jí)、鋼筋強(qiáng)度等級(jí)等。

a. 確定波形鋼腹板厚度。將波形鋼腹板組合箱梁截面等效為鋼板，可初步估算波形鋼腹板的厚度。

(24)

式中:A0為截面薄壁中心線圍成的面積。

b.確定波形鋼腹板承擔(dān)的扭矩。由于在極限狀態(tài)下，混凝土頂?shù)装寤炷脸袚?dān)的扭矩較小，可忽略。因此，波形鋼腹板承擔(dān)的扭矩計(jì)算如下。

Tw=2A0wtwτy

(25)

c.確定箍筋承擔(dān)的扭矩。

Ts=Td-Tw

(26)

d.確定箍筋的配置。

(27)

驗(yàn)算ρt=At/(ths)≥0.28fct/fty，其中,fct為混凝土抗拉強(qiáng)度。若不滿足，取At/(bs)=0.28fct/fty。

e.確定縱筋配置。

(28)

驗(yàn)算ρl=Al/(pfth)≥0.85fct/fly。若不滿足，取Al/(pfth)=0.85ft/fly。

f.根據(jù)確定的箍筋量和縱筋量，計(jì)算極限扭矩Tu，驗(yàn)證是否滿足設(shè)計(jì)要求，否則重復(fù)以上步驟，直至滿足要求為止。

g.驗(yàn)算波形鋼腹板局部和整體屈曲應(yīng)力是否滿足要求，不滿足則重復(fù)以上步驟，直至滿足要求為止。

h.根據(jù)第3節(jié)內(nèi)容進(jìn)行抗剪連接件設(shè)計(jì)，確定連接件的幾何參數(shù)和間距。

5 設(shè)計(jì)案例

5.1 波形鋼腹板組合箱梁抗扭配筋設(shè)計(jì)

假定某波形鋼腹板組合箱梁扭矩設(shè)計(jì)值為T(mén)d=20000kN·m，其截面尺寸如圖5所示。波形鋼腹板采用1200型，材料強(qiáng)度為Q345D，混凝土強(qiáng)度為C50，鋼筋強(qiáng)度等級(jí)為HRB400。據(jù)此，對(duì)該箱梁進(jìn)行配筋設(shè)計(jì)。

(a)箱梁橫斷面(單位： cm)

(b)波形鋼腹板(單位：mm)

經(jīng)計(jì)算，x1=4100mm，y1=1535mm，th=265mm(頂?shù)装迤骄穸?，pf=4100mm，A0=6293500mm2。

a.確定波形鋼腹板厚度。

b.確定波形鋼腹板承擔(dān)的扭矩。

Tw=2A0wtwτy=4100×1535×12×180×10-6=13593.96 kN·m。

c.確定箍筋承擔(dān)的扭矩。

Ts=Td-Tw=6406.04 kN·m。

d.確定箍筋的配置。

3.77 mm。

e.確定縱筋配置。

f.根據(jù)確定的箍筋量和縱筋量，計(jì)算極限扭矩。

g.經(jīng)驗(yàn)算，局部剪切屈曲參數(shù)λs，l=0.36<0.6，整體部剪切屈曲參數(shù)λs，g=0.19<0.6，波形鋼腹板局部和整體屈曲應(yīng)力滿足要求。

h.根據(jù)第3節(jié)內(nèi)容進(jìn)行抗剪連接件設(shè)計(jì)，可采用抗拉強(qiáng)度為400MPa，直徑為25mm的雙排4.6級(jí)栓釘。經(jīng)計(jì)算，單個(gè)栓釘承載力為265.38kN，截面剪力流為1.59kN/mm，縱向間距可取為334mm，栓釘間距與直徑比為13.4>13，無(wú)需考慮群釘折減系數(shù)。

5.2 實(shí)尺寸波形鋼腹板組合箱梁抗扭承載力驗(yàn)算

采用SHEN[6]等提出的波形鋼腹板組合箱梁軟化薄膜模型SMMT對(duì)本文設(shè)計(jì)梁的承載能力進(jìn)行驗(yàn)算，如圖6所示。同時(shí)，采用本文提出簡(jiǎn)化計(jì)算方法，得到了扭矩扭率三段3式簡(jiǎn)化直線。由圖6可知，本文計(jì)算方法得到的扭轉(zhuǎn)全過(guò)程計(jì)算值與SMMT模型計(jì)算得到的結(jié)果較為一致。但SMMT模型得到的設(shè)計(jì)梁極限扭矩不低于22095.3kN·m，比本文極限扭矩計(jì)算值稍大，主要原因是本計(jì)算方法忽略了混凝土對(duì)于抗扭承載力的貢獻(xiàn)。同時(shí)也表明本文計(jì)算方法稍保守，采用此方法進(jìn)行設(shè)計(jì)是安全可靠的。

圖6 實(shí)尺寸波形鋼腹板組合箱梁扭矩扭率SMMT計(jì)算值與簡(jiǎn)化計(jì)算值對(duì)比Figure 6 Comparison of calculated values by SMMT and simplified calculated values of torque and twist in the full-size composite box girder with corrugated steel webs

6 結(jié)論

本文針對(duì)波形鋼腹板組合箱梁扭轉(zhuǎn)受力全過(guò)程的簡(jiǎn)化計(jì)算和設(shè)計(jì)方法進(jìn)行研究，給出了結(jié)構(gòu)扭轉(zhuǎn)受力全過(guò)程的扭轉(zhuǎn)剛度、開(kāi)裂扭矩、屈服扭矩以及極限扭矩計(jì)算方法，并應(yīng)用既有試驗(yàn)梁試驗(yàn)結(jié)果驗(yàn)證了文中所給簡(jiǎn)化計(jì)算方法的準(zhǔn)確性；在此基礎(chǔ)上，提出了波形鋼腹板組合箱梁抗扭簡(jiǎn)要設(shè)計(jì)方法，對(duì)比驗(yàn)證結(jié)果表明，采用方法進(jìn)行設(shè)計(jì)是安全的，可用于波形鋼腹板組合箱梁波形鋼腹板和配筋設(shè)計(jì)。需要注意的是，本文僅對(duì)波形鋼腹板組合箱梁抗扭性能進(jìn)行設(shè)計(jì)，最終的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)應(yīng)結(jié)合抗彎、抗剪性能進(jìn)行綜合考慮，確定波形鋼腹板及鋼筋最終布置方案。