楊一帆， 惠迎新， 楊建喜

(1. 重慶交通大學(xué) 土木工程學(xué)院，重慶 400074；2. 寧夏道路養(yǎng)護(hù)工程技術(shù)研究中心，寧夏 銀川 750004)

薄壁箱梁以其優(yōu)異的跨越能力、剛度大、自重小、造價(jià)低等優(yōu)點(diǎn)在當(dāng)代橋梁工程建設(shè)中運(yùn)用廣泛，但大跨徑連續(xù)箱梁橋在服役過(guò)程中普遍存在腹板開裂、長(zhǎng)期下?lián)系葐?wèn)題[1]，這與目前連續(xù)箱梁橋基于空間梁?jiǎn)卧獌?nèi)力計(jì)算并配筋設(shè)計(jì)的方法有關(guān)，原因在于基于控制截面內(nèi)力的配筋設(shè)計(jì)方法能夠科學(xué)檢算結(jié)構(gòu)的抗彎、抗剪承載能力，但由于空間桿系有限元模型無(wú)法準(zhǔn)確計(jì)算箱梁截面應(yīng)力(尤其是豎向剪應(yīng)力)，正常使用極限狀態(tài)中的應(yīng)力驗(yàn)算結(jié)果并不能科學(xué)評(píng)估箱梁結(jié)構(gòu)的實(shí)際抗裂行為[2,3]。

為探求箱梁截面高度和寬度方向剪應(yīng)力的分布規(guī)律，國(guó)內(nèi)外學(xué)者做了大量研究。孫訓(xùn)方等[4]以純彎曲梁為研究對(duì)象，分別從幾何方面、物理方面和靜力學(xué)方面討論了沿截面豎向的剪應(yīng)力分布規(guī)律，并得出平截面假設(shè)下的理論解。由于大量工程實(shí)踐和數(shù)值分析表明[5～8]，該理論雖提供了可靠的計(jì)算方法，但與實(shí)際應(yīng)力分布規(guī)律仍有一定差距。主要問(wèn)題在于：(1)平截面假設(shè)不再成立；(2)薄壁箱梁翼緣板不等厚；(3)支點(diǎn)附近截面存在必須考慮的剪力產(chǎn)生的效應(yīng)；(4)截面應(yīng)力的重分布。為解決各類問(wèn)題，Reissner[9]以無(wú)懸臂板的雙軸對(duì)稱矩形箱梁為研究對(duì)象，引入翼緣板的最大剪切轉(zhuǎn)角差值作為廣義位移，首次利用最小勢(shì)能原理的能量變分法建立關(guān)于剪力滯廣義位移的控制微分方程，進(jìn)一步獲得了考慮剪力滯影響的應(yīng)力和撓度解析解。甘亞南等[10]通過(guò)有限元計(jì)算結(jié)果和不同形式剪力滯翹曲位移函數(shù)的結(jié)果對(duì)比，建議選用二次拋物線或懸鏈線作為其函數(shù)的基本形式。張?jiān)５萚11]則從薄壁箱梁彎曲理論的角度出發(fā)，證明了剪力滯翹曲位移函數(shù)形式是二次拋物線。JTG 3362-2018《公路鋼筋混凝土及預(yù)應(yīng)力混凝土橋涵設(shè)計(jì)規(guī)范》[12]中建議計(jì)算梁高方向剪應(yīng)力大小分布情況的方法是將兩側(cè)腹板組合為矩形截面形式，并通過(guò)初等梁截面計(jì)算方法進(jìn)行計(jì)算得出剪應(yīng)力分布情況。董愛平等[13]利用實(shí)體有限元模型對(duì)比分析了箱梁剪力、彎矩和控制截面應(yīng)力的空間分布特征，以偏載系數(shù)和剪力滯系數(shù)為評(píng)價(jià)指標(biāo)討論了汽車荷載的偏載效應(yīng)和剪力滯效應(yīng)。

當(dāng)下研究多以正應(yīng)力為主，對(duì)剪應(yīng)力的探索較少，且現(xiàn)行規(guī)范基于初等梁理論建立的相應(yīng)計(jì)算方法十分簡(jiǎn)單，對(duì)薄壁箱梁剪應(yīng)力分布規(guī)律的研究尚未形成普適性的規(guī)律總結(jié)，具體包括：(1)剪應(yīng)力橫向、豎向分布規(guī)律是否與規(guī)范提供的計(jì)算方法一致；(2)對(duì)剪應(yīng)力縱向分布規(guī)律的研究仍有不足；(3)其截面各部分區(qū)域的剪力對(duì)全截面所占份額為多少仍未統(tǒng)一。本文探究在施工階段重力荷載作用下梁體剪應(yīng)力分布規(guī)律，通過(guò)有限元軟件ANSYS建立精細(xì)化的梁-實(shí)體單元耦合模型及Midas Civil梁?jiǎn)卧Ｐ?，分析了在各施工階段下薄壁箱梁沿梁體橫向、豎向和展向的頂板、腹板和底板的剪應(yīng)力分布規(guī)律，分區(qū)域討論了截面各部分從屬區(qū)域貢獻(xiàn)占比，并對(duì)比了規(guī)范剪應(yīng)力計(jì)算結(jié)果，驗(yàn)證了規(guī)范的合理性與局限性。

1 工程背景與有限元模型

1.1 工程背景

本文以寧夏中衛(wèi)南站黃河大橋?yàn)楣こ瘫尘?，中衛(wèi)南站黃河大橋?yàn)?0+120+80 m的三跨預(yù)應(yīng)力變截面連續(xù)箱梁橋，橋?qū)?6 m，左右分幅布置，單幅橋橋?qū)?7.75 m，截面形式為單箱單室。箱梁高度按2次拋物線由跨中截面處的3.2 m變化至距墩頂截面處的7.2 m。箱梁頂板厚度為0.28 m，底板厚度按2次拋物線由跨中的0.30 m變化至距0#粱段中心線4.5 m處的0.813 m，箱梁腹板厚度分段變化，1#～8#粱段采用0.9 m，10#～13#粱段采用0.7 m，15#～17#粱段采用0.5 m，9#粱段由0.9 m直線漸變到0.7 m，14#粱段由0.7 m直線漸變到0.5 m。全橋采用C55混凝土，掛籃對(duì)稱懸臂現(xiàn)澆施工，墩頂和跨中的標(biāo)準(zhǔn)橫斷面如圖1所示。

圖1 墩頂和跨中標(biāo)準(zhǔn)橫斷面示意/cm

1.2 考慮施工過(guò)程的ANSYS多尺度有限元模型

為準(zhǔn)確分析恒載作用下各施工工況的梁體剪應(yīng)力分布情況，利用ANSYS中生死單元技術(shù)模擬橋梁施工過(guò)程，并利用節(jié)點(diǎn)自由度耦合技術(shù)實(shí)現(xiàn)了部分梁端的實(shí)體精細(xì)化建模。由于建立全橋?qū)嶓w有限元模型計(jì)算規(guī)模較大，考慮取連續(xù)梁中跨約1/2長(zhǎng)度，使用SOLID186單元建立實(shí)體模型，其余梁段則使用Beam188單元模擬，兩種單元使用自由度耦合方程進(jìn)行連接，考慮實(shí)體-梁?jiǎn)卧B接處的邊界效應(yīng)，實(shí)體模型段范圍分別超出支點(diǎn)截面和跨中截面2.0，13 m，由此可以減小計(jì)算體量，同時(shí)避免由耦合處約束方程產(chǎn)生的圣維南效應(yīng)，方便對(duì)目標(biāo)梁段區(qū)域(剪跨區(qū))進(jìn)行荷載效應(yīng)分析。實(shí)體模型段使用長(zhǎng)度為0.15 m的映射網(wǎng)格進(jìn)行劃分，整個(gè)模型共計(jì)1537732個(gè)節(jié)點(diǎn)，311360個(gè)單元。懸臂施工過(guò)程中支點(diǎn)位置節(jié)點(diǎn)自由度全部被約束，“體系轉(zhuǎn)換”后釋放兩邊支座和中間縱向活動(dòng)支座處節(jié)點(diǎn)縱向約束與豎向轉(zhuǎn)角位移，中間固定支座節(jié)點(diǎn)處釋放豎向轉(zhuǎn)角位移。二期恒載集度取88.3 kN/m。主梁C55混凝土彈性模量取3.55×104MPa，泊松比取0.2，密度取2500 kg/m3，不考慮混凝土收縮徐變效應(yīng)。

圖2 ANSYS梁-實(shí)體單元耦合模型

空間梁?jiǎn)卧狟eam188的每個(gè)節(jié)點(diǎn)上具有7個(gè)自由度(3個(gè)平動(dòng)自由度、3個(gè)轉(zhuǎn)動(dòng)自由度和1個(gè)翹曲自由度)，而實(shí)體單元Solid186具有20個(gè)節(jié)點(diǎn)，每個(gè)節(jié)點(diǎn)擁有3個(gè)平動(dòng)自由度，兩種單元不能直接相連，需要相接截面處使用耦合方程進(jìn)行連接，具體方法參見文獻(xiàn)[14]。

1.3 多尺度有限元模型正確性驗(yàn)證

為驗(yàn)證ANSYS多尺度有限元模型的正確性，利用Midas/Civil建立相應(yīng)的桿系有限元模型，材料參數(shù)、邊界條件和荷載形式等與前文一致。鑒于ANSYS梁-實(shí)體耦合模型實(shí)體段的計(jì)算結(jié)果是節(jié)點(diǎn)和單元的應(yīng)力，無(wú)法直接提取截面內(nèi)力，需要使用應(yīng)力積分技術(shù)獲得截面內(nèi)力并與Midas/Civil桿系模型計(jì)算結(jié)果進(jìn)行對(duì)比。通過(guò)應(yīng)力積分計(jì)算方法求得ANSYS模型中各施工階段下中跨1/8，1/4，3/8處的控制截面內(nèi)力，并與基于初等梁理論計(jì)算方法求得Midas/Civil模型下的內(nèi)力進(jìn)行比對(duì)，結(jié)果如表1所示。由表1可知，ANSYS多尺度耦合模型與Midas/Civil桿系模型對(duì)應(yīng)工況下的控制截面內(nèi)力誤差處于2%～6%范圍，驗(yàn)證了該精細(xì)化模型的正確性，為后續(xù)基于該模型進(jìn)行剪應(yīng)力分布規(guī)律分析進(jìn)一步保證了結(jié)果的可靠性。

表1 ANSYS梁-實(shí)體單元耦合模型與Midas Civil梁?jiǎn)卧Ｐ驼`差 %

2 各施工階段箱梁剪應(yīng)力分布規(guī)律

2.1 頂、底板雙向剪應(yīng)力橫向分布規(guī)律

2.1.1 豎向剪應(yīng)力橫向分布規(guī)律

為說(shuō)明薄壁箱梁豎向剪應(yīng)力在恒載作用下沿箱梁截面橫向分布情況，取1/8截面(位于4#梁段)為研究對(duì)象進(jìn)行分析，結(jié)果如圖3，4(由于對(duì)稱性，因此顯示截面左半部分)所示。從圖中可以看出：(1)1/8截面頂板豎向剪應(yīng)力沿橫向呈不均勻分布，但數(shù)值相對(duì)較小，而底板豎向剪應(yīng)力則隨著懸臂長(zhǎng)度的增加逐漸增大，最大懸臂階段后底板豎向剪應(yīng)力已超過(guò)1.0 MPa；(2)各施工階段頂板、底板豎向剪應(yīng)力最大值均出現(xiàn)在腹板交接位置處；(3)隨著施工階段的進(jìn)行，頂板和底板豎向剪應(yīng)力峰值也隨之提高。

圖3 箱梁1/8截面頂板豎向剪應(yīng)力

圖4 箱梁1/8截面底板豎向剪應(yīng)力

另外，從圖中還可以看出：施工階段的推進(jìn)讓截面剪力不斷增大，直至“最大懸臂階段”時(shí)，截面剪力基本穩(wěn)定，而后在“中跨合龍”與“二期荷載”下分別受中跨合龍段和均布荷載的影響繼而增加，其頂板、底板豎向剪應(yīng)力分布規(guī)律均是如此，截面剪力越大則豎向剪應(yīng)力在數(shù)值變化趨勢(shì)上更加明顯，也說(shuō)明釋放墩頂轉(zhuǎn)角位移(體系轉(zhuǎn)換)并不會(huì)影響截面豎向剪應(yīng)力的數(shù)值，截面剪力的絕對(duì)大小是影響豎向剪應(yīng)力分布規(guī)律的根本原因。

2.1.2 水平剪應(yīng)力橫向分布規(guī)律

仍取1/8截面為研究對(duì)象，探究水平剪應(yīng)力在恒載作用下沿截面橫向分布情況?？梢园l(fā)現(xiàn)：(1)1/8截面頂板橫剪應(yīng)力沿橫向近似呈反對(duì)稱分布，最大值和最小值出現(xiàn)在頂、腹板交接區(qū)域兩側(cè)，底板水平剪應(yīng)力最大值和最小值同樣分布在與腹板交接區(qū)域，其分布情況也呈現(xiàn)出反對(duì)稱形式；(2)頂板的水平剪應(yīng)力峰谷值有兩對(duì)，而底板的峰谷值是一對(duì)；(3)隨著施工階段的進(jìn)行，頂板和底板豎向剪應(yīng)力峰值也隨之提高，二者峰值中的最大值均出現(xiàn)在“二期荷載”時(shí)，頂板最值分別為0.42，-0.42 MPa，底板最值分別為1.1，-1.1 MPa，如圖5，6所示。

圖5 箱梁1/8截面頂板水平剪應(yīng)力

圖6 箱梁1/8截面底板水平剪應(yīng)力

圖中的水平剪應(yīng)力分布情況仍表明截面剪力的絕對(duì)大小是影響豎向剪應(yīng)力分布規(guī)律的根本原因，并與豎向剪應(yīng)力分布規(guī)律一致，保持了非線性特征。

2.2 頂、底板豎向剪應(yīng)力展向分布規(guī)律

國(guó)內(nèi)外學(xué)者已對(duì)箱梁豎向剪應(yīng)力分布規(guī)律做了大量研究，但對(duì)頂、底板豎向剪應(yīng)力分布隨施工階段演化規(guī)律方面的探究仍較少，本文通過(guò)ANSYS精細(xì)化耦合模型對(duì)這一內(nèi)容進(jìn)行討論，分別取1#～6#梁段懸臂施工、最大懸臂階段、中跨合龍、施加二期恒載四個(gè)典型施工階段。

從圖7給出的4種工況下頂板豎向剪應(yīng)力展向分布中可以看出：在澆筑1#～6#粱段后，頂板豎向剪應(yīng)力從墩頂向跨中方向逐漸減小，豎向剪應(yīng)力峰值出現(xiàn)在頂腹板交接位置處，但施工至最大懸臂階段后，頂板、腹板交界位置豎向剪應(yīng)力在墩頂?shù)?0 m范圍內(nèi)變化較小，僅在靠近中跨10 m范圍內(nèi)有近似線性減小的現(xiàn)象。

圖7 不同施工階段下頂板豎向剪應(yīng)力的展向分布

1#～6#粱段施工結(jié)束后，底板豎向剪應(yīng)力分布呈“拋物線”，底板豎向剪應(yīng)力分布沿縱向逐級(jí)遞減，在兩側(cè)底腹板交接處和底板中點(diǎn)處出現(xiàn)峰值，1/8截面最大，分別為0.061，0.005 MPa。最大懸臂階段底板出現(xiàn)不可忽略的豎向剪應(yīng)力，1/8截面達(dá)到1.19 MPa的峰值豎向剪應(yīng)力。在x=-45～-15 m段底板豎向剪應(yīng)力沿縱向近線性遞減，在x=-15 m到跨中截面段迅速收斂至零。后續(xù)兩階段“中跨合龍”與“二期荷載”呈現(xiàn)的底板豎向剪應(yīng)力縱向分布規(guī)律和前一階段相似，但峰值仍有所提高，分別為1.21，1.42 MPa。值得注意的是，雖然“拋物線”現(xiàn)象基本消失，但這是由于底板豎向剪應(yīng)力分布在數(shù)值數(shù)量級(jí)上有所提高，因而導(dǎo)致該現(xiàn)象被弱化，如圖8所示。

圖8 不同施工階段下底板豎向剪應(yīng)力的展向分布

2.3 腹板豎向剪應(yīng)力豎向分布規(guī)律

為探究豎向剪應(yīng)力分布規(guī)律，取1/8截面腹板為研究對(duì)象進(jìn)行分析，如圖9所示。規(guī)范中箱梁腹板豎向剪應(yīng)力的計(jì)算是將箱梁腹板等效為一個(gè)矩形斷面并使用初等梁豎向剪應(yīng)力計(jì)算公式計(jì)算得到的，豎向剪應(yīng)力沿腹板高度方向呈拋物線分布，最大值均出現(xiàn)在中心軸處，且截面上下緣為豎向剪應(yīng)力零點(diǎn)；ANSYS實(shí)體有限元計(jì)算得到的腹板豎向剪應(yīng)力沿梁高方向近似分段線性分布，豎向剪應(yīng)力峰值點(diǎn)出現(xiàn)在頂腹板、底腹板交接處；隨著施工階段的推進(jìn)，箱梁腹板內(nèi)豎向剪應(yīng)力逐漸增大，施加二期荷載后底板、腹板交接處豎向剪應(yīng)力達(dá)到2.11 MPa。值得注意的是，雖然規(guī)范計(jì)算得到的腹板豎向剪應(yīng)力在腹板中部區(qū)域比實(shí)體有限元模型計(jì)算結(jié)果偏保守，但并不能準(zhǔn)確預(yù)測(cè)腹板內(nèi)豎向剪應(yīng)力的分布，且靠近箱梁頂板、底板位置的豎向剪應(yīng)力計(jì)算結(jié)果小于實(shí)體有限元計(jì)算結(jié)果。

圖9 箱梁1/8截面腹板豎向剪應(yīng)力

導(dǎo)致上述現(xiàn)象的原因主要有：(1)箱梁頂、底板與腹板交接處出現(xiàn)應(yīng)力突變，導(dǎo)致極值點(diǎn)與最值點(diǎn)往往出現(xiàn)在二者相交位置；(2)箱梁截面幾何特征與上下內(nèi)外承托尺寸的不對(duì)稱性，導(dǎo)致腹板豎向剪應(yīng)力分布形式無(wú)法在面內(nèi)上下對(duì)稱；(3)截面剪力的影響，即隨著施工的推進(jìn)，截面剪力逐漸提高，使得截面底板豎向剪應(yīng)力不為零的現(xiàn)象愈發(fā)明顯。該發(fā)現(xiàn)進(jìn)一步說(shuō)明“體系轉(zhuǎn)換”不會(huì)引起豎向剪應(yīng)力分布規(guī)律的變化，肯定了截面剪力對(duì)面內(nèi)豎向剪應(yīng)力的充分影響。

2.4 截面豎向剪力貢獻(xiàn)比

為了深入探究不同施工階段截面豎向剪應(yīng)力的分布規(guī)律，利用自主開發(fā)的“Section Stress Integral”軟件重構(gòu)ANSYS計(jì)算出的截面豎向剪應(yīng)力，將截面劃分為3×5=15個(gè)區(qū)域，并對(duì)各區(qū)域的豎向剪應(yīng)力相對(duì)于截面形心進(jìn)行積分及歸一化處理，從而得到各區(qū)域所提供的剪力貢獻(xiàn)比ξDi：

(1)

式中：τ為箱梁截面上各六面體單元形心處的豎向剪應(yīng)力；dA為六面體單元在計(jì)算截面上的投影面積；Di，D分別為第i個(gè)截面分區(qū)、整個(gè)截面區(qū)。

作為示例，圖10，11分別給出了1/8截面和3/8截面二期荷載下重構(gòu)后的豎向剪應(yīng)力分布情況。按此方法繼續(xù)重構(gòu)位于跨中1/8，1/4，3/8處的控制截面在1#～6#粱段、最大懸臂階段、中跨合龍和二期荷載4種不同工況下的豎向剪應(yīng)力分布情況并進(jìn)行區(qū)域劃分，最終得到如圖12～14所示各施工階段控制截面從屬區(qū)域貢獻(xiàn)比。

圖10 1/8截面豎向剪應(yīng)力重構(gòu)分布及區(qū)域劃分

圖11 3/8截面豎向剪應(yīng)力重構(gòu)分布及區(qū)域劃分

圖12 1/8截面剪力貢獻(xiàn)比

圖13 1/4截面剪力貢獻(xiàn)比

圖14 3/8截面剪力貢獻(xiàn)比

圖12表明，1#～6#粱段工況下1/8截面5號(hào)和11號(hào)腹板從屬區(qū)域貢獻(xiàn)比為截面最大，分別達(dá)到37.04%，在頂腹板交接處6，12號(hào)區(qū)域分別貢獻(xiàn)比2.50%，在底腹板交接處4號(hào)和10號(hào)區(qū)域分別貢獻(xiàn)比4.18%，3，9，15號(hào)頂板區(qū)域共計(jì)貢獻(xiàn)比3.50%，底板7號(hào)區(qū)域貢獻(xiàn)比9.07%。隨著施工階段的推進(jìn)，在“最大懸臂階段”時(shí)該截面頂板3個(gè)區(qū)域各自貢獻(xiàn)比降低，對(duì)截面剪力的貢獻(xiàn)程度減弱。頂-腹板交接處2個(gè)區(qū)域各自貢獻(xiàn)比提高，而底-腹板交接處2個(gè)區(qū)域各自貢獻(xiàn)比降低，最為明顯的變化出現(xiàn)在腹板從屬的5號(hào)和11號(hào)區(qū)域，各自降低了10.31%，腹板6個(gè)區(qū)域?qū)孛婕袅Φ呢暙I(xiàn)程度降低，貢獻(xiàn)比從87.44%降低至70.00%。底板7號(hào)區(qū)域增量最為明顯，從9.07%增加至28.07%，說(shuō)明腹板截面剪力貢獻(xiàn)比減弱部分大部分轉(zhuǎn)移到底板區(qū)域承擔(dān)。在“中跨合龍”和“二期荷載”兩種不同工況下，該截面處于前者時(shí)基本保持不變，而處于后者時(shí)，底板各區(qū)域提供的貢獻(xiàn)比有所減弱，頂腹板各區(qū)域相應(yīng)略有增加，這是因?yàn)榧せ畹闹锌绾淆埗巫灾卣急群苄?，所以變化不明顯，但二期荷載占比較大，因此變化較為直觀。

參考圖13、14，1/4、3/8兩個(gè)控制截面所提供的數(shù)據(jù)信息中(不考慮1#～6#粱段工況)，二者隨施工階段的推進(jìn)而產(chǎn)生的趨勢(shì)變化形式是保持一致的，但截面越靠近跨中，頂腹板各區(qū)域提供的貢獻(xiàn)比則越高，底板各區(qū)域相應(yīng)減少。腹板從1/8截面的26.73%貢獻(xiàn)比提高至1/4和3/8截面下的30.31%與31.95%貢獻(xiàn)比；頂板3個(gè)區(qū)域合計(jì)從1/8截面的1.94%提高至1/4和3/8截面下的4.07%與8.86%；底板7號(hào)區(qū)域從1/8截面的28.07%降低至1/4和3/8截面下的17.51%與8.55%。

通過(guò)上文分析，說(shuō)明截面的剪力主要是由腹板來(lái)承擔(dān)，但頂、底板仍然起著不可忽略的作用。同時(shí)，底板承擔(dān)截面剪力的功能性比頂板更強(qiáng)，但會(huì)隨著截面向跨中的移動(dòng)而逐漸弱化，頂板則略有提高。

3 結(jié) 論

(1)頂板和底板豎向剪應(yīng)力在腹板交接位置明顯大于其他位置，腹板豎向剪應(yīng)力在豎向呈現(xiàn)多段折線式分布特征，且豎向剪應(yīng)力在截面內(nèi)的分布模式隨施工過(guò)程的變化并不明顯。

(2)頂板與腹板交接位置處的恒載豎向剪應(yīng)力峰值在1/8到3/8截面之間的剪跨區(qū)內(nèi)變化不明顯，超過(guò)3/8截面后頂板豎向剪應(yīng)力峰值將線性減小；底板與腹板交接位置的恒載豎向剪應(yīng)力峰值在1/8～3/8截面之間的剪跨區(qū)內(nèi)近似線性變化，超過(guò)3/8截面后頂板豎向剪應(yīng)力峰值將迅速減小。

(3)頂板和底板水平剪應(yīng)力沿橫向分布時(shí)呈反對(duì)稱形式，峰谷值均出現(xiàn)在與腹板交接區(qū)域，底板為一對(duì)峰谷值，而頂板的峰谷值有兩對(duì)且分布在兩側(cè)。

(4)箱梁腹板承擔(dān)了截面70%～80%的豎向剪力，但頂、底板仍然起著不可忽略的作用，當(dāng)截面位置由支點(diǎn)向跨中變化時(shí)，箱梁底板承擔(dān)的豎向剪力比例逐漸減少。

(5)規(guī)范中提供的計(jì)算面內(nèi)上下對(duì)稱的單箱室截面剪應(yīng)力方法有局限性，其計(jì)算得到的腹板豎向剪應(yīng)力在腹板中部區(qū)域結(jié)果偏保守，在靠近箱梁頂、底板位置處的實(shí)際豎向剪應(yīng)力會(huì)大于規(guī)范計(jì)算結(jié)果，不能準(zhǔn)確刻畫腹板內(nèi)豎向剪應(yīng)力的分布情況。