波形鋼腹板的剪力滯效應有限元分析

王亞成　呂建春

摘 要：結合實際工程，采用空間有限元法分析了波形鋼腹板組合箱粱的剪力滯效應。在分析中考慮集中力和均布力兩種典型工況，計算了不同截面位置的剪力滯效應系數。分析結果表明，集中力作用下箱梁的剪力滯系數均大于均布力作用，跨中剪力滯系數和應力值均較大，設計中應給予相應重視。數值根據分析結果對類似橋梁工程設計具有一定指導作用。

關鍵詞：組合箱梁 波形鋼腹板 剪力滯

中圖分類號：U448 文獻標識碼：A 文章編號：1672-3791（2014）02（c）-0057-02

為減輕預應力鋼筋砼箱梁自重，1975年法國Campenon Bernard公司首先提出采用波形鋼腹板代替混凝土腹板，并于1986年建成第一座波形鋼腹板預應力組合箱梁[1]。由于自重輕，縱向剛度小、混凝土收縮徐變不受約束、預應力效應效率較高等諸多優(yōu)點，波形鋼腹板在各國得到了不同程度的推廣應用[2～3]。中國于2005年建成該類型結構橋梁2座，分別為河南省光山縣內的潑河大橋和江蘇省淮安市內的長征橋。

國內目前僅有的相關規(guī)范《組合結構橋梁用波形鋼腹板》[4]對鋼腹板的技術標準進行了規(guī)范，但在該類結構的設計中，仍需要做詳細的分析計算[5]。

本文依托實際工程，采用空間有限元法分析了波形鋼腹板組合箱粱的剪力滯效應。在分析中考慮了集中力和均布力兩種最典型的荷載工況，對箱梁不同位置的箱梁剪力滯效應進行比較。分析結果對類似工程具有參考價值。

1 工程背景及有限元模型

堡子溝天橋是陜西省定漢線坪坎至漢中高速公路上的一座車行天橋，橋長80 m，跨徑組合為2×40 m，梁高2.1 m，頂板寬6.5 m，底板寬4 m，頂板厚0.12 m，底板厚0.22 m，箱梁斷面見圖1。

波形鋼腹板箱梁根據其截面厚度及受力特點，采用不同的單元進行模擬，其中頂底板采用三維實體單元solid45，腹板采用板殼單元shell63。手動劃分單元，并APDL命令生產其余部分，在截面變化及鋼混結合位置進行適當加密，腹板的底緣線與頂底板的單元劃分線對應，各關鍵銜接位置共用節(jié)點，變形位移協調。全橋共70882個節(jié)點，實體單元24994個，板殼單元24518個。

頂底板采用C50混凝土，彈性模量3.45×104 Mpa，泊松比0.2。腹板采用Q345C，彈性模量206×103 Mpa，泊松比0.3，腹板厚12 mm，波長1200 mm，鋼腹板大樣圖見圖2。頂底板與腹板采用φ19的圓柱頭焊釘連接。

該橋為2跨連續(xù)梁，荷載布置共2種工況。工況1為第一跨跨中加載集中力；工況2為第一跨滿布均布力。分別計算底板和頂板對應箱梁不同位置的剪力滯系數。

3 計算結果

如圖2～圖6分別為第一跨跨中截面和中支點截面處的剪力滯效應系數的計算結果。

圖3為第一跨跨中底板剪力滯效應系數的計算結果。由圖3可以看出，最大剪力滯系數的最大最小值在集中荷載作用下分別為1.1367和0.9221，在均布荷載下分別為1.0288和0.9811。

圖4為第一跨跨中頂板剪力滯效應系數的計算結果。由圖4可以看出，最大剪力滯系數最大最小值，在集中荷載作用下分別為1.311和0.6302，在均布荷載下分別為0.963和1.05。跨中截面處集中力剪力滯的影響大于均布荷載。

在工況1下，跨中截面上緣的剪力滯效應系數較大，但上緣以受壓為主，下緣以受拉為，且上緣最大應力值僅為下緣的46.3%，設計中應優(yōu)先考慮下緣受力狀態(tài)。為改善應力狀態(tài)，宜在跨中箱梁底緣靠近腹板處設置預應力鋼束，以改善上下緣應力分布。

圖5為第一跨中支點底板剪力滯效應系數的計算結果。由圖5可以看出，中支點附近底板最大剪力滯系數最大最小值，在集中荷載作用下分別為1.016和0.939，在均布荷載下分別為1.025和0.899。中支點附近底板剪力滯系數變化相對較小，且兩種工況數值較接近。

圖6為第一跨中支點頂板剪力滯效應系數的計算結果。由圖6可以看出，中支點附近頂板最大剪力滯系數最大最小值，在集中荷載作用下分別為1.082和0.958，在均布荷載下分別為1.040和0.874。

頂板跨中位置下，剪力滯系數變化趨勢與常規(guī)分析偏差較大，經比較有兩點原因導致：第一，在邊支點位置彎矩接近于零，因此較小的應力值即可導致較大的相對變化；第二，在荷載工況二下是滿布局部荷載，作用于箱梁頂板中間，局部應力影響明顯，圖中箱梁兩側剪力滯系數接近1.0，靠近箱梁中間的剪力滯系變化較大，主要是受局部應力影響。

邊支點附近底板最大剪力滯系數最大最小值，在集中荷載作用下為分別為1.238和0.919，在均布荷載下分別為1.210和0.938。底板邊支點位置，最大剪力滯系數均較大，且比較接近。邊支點附近頂板最大剪力滯系數最大最小值，在集中荷載作用下分別為1.08和0.78，在均布荷載下分別為1.002和0.818。頂板剪力滯系數在兩種工況下均較大，集中力作用下的稍大。

頂板是荷載直接作用的位置，局部應力對結果有一定影響，本圖數據中僅考慮翼緣板數據，兩條曲線接近。在邊支點處彎矩接近為零，計算應力絕對值較小，在設計中不起控制作用。

4 結語

（1）在工況1即跨中集中力作用下，2×40 m箱梁對應跨中剪力滯系數較大，尤其是箱梁頂板位置，其次是箱梁底板位置，且箱梁的跨中應力值較大，設計中應給予相應重視。

（2）在相同截面位置，工況1的所計算的剪力滯系數均大于對應工況2作用下的剪力滯系數。

（3）采用ANSYS建立的空間有限元模型計算的頂底板應力，出現典型的剪力滯效應，上翼緣的基本大于下翼緣，證明所建空間有限元模型是可靠。

參考文獻

[1] 聶建國.鋼-混混凝土組合結構橋梁[M].北京：人民交通出版社，2011.

[2] 劉玉擎.組合結構橋梁[M].北京：人民交通出版社，2005.

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

[4] JT/T 784-2010，組合結構橋梁用波形鋼腹板[S].2010.

[5] 吳文清.波形鋼腹板組合箱梁剪力滯效應問題研究[D].南京：東南大學，2002.endprint

摘 要：結合實際工程，采用空間有限元法分析了波形鋼腹板組合箱粱的剪力滯效應。在分析中考慮集中力和均布力兩種典型工況，計算了不同截面位置的剪力滯效應系數。分析結果表明，集中力作用下箱梁的剪力滯系數均大于均布力作用，跨中剪力滯系數和應力值均較大，設計中應給予相應重視。數值根據分析結果對類似橋梁工程設計具有一定指導作用。

關鍵詞：組合箱梁 波形鋼腹板 剪力滯

中圖分類號：U448 文獻標識碼：A 文章編號：1672-3791（2014）02（c）-0057-02

為減輕預應力鋼筋砼箱梁自重，1975年法國Campenon Bernard公司首先提出采用波形鋼腹板代替混凝土腹板，并于1986年建成第一座波形鋼腹板預應力組合箱梁[1]。由于自重輕，縱向剛度小、混凝土收縮徐變不受約束、預應力效應效率較高等諸多優(yōu)點，波形鋼腹板在各國得到了不同程度的推廣應用[2～3]。中國于2005年建成該類型結構橋梁2座，分別為河南省光山縣內的潑河大橋和江蘇省淮安市內的長征橋。

國內目前僅有的相關規(guī)范《組合結構橋梁用波形鋼腹板》[4]對鋼腹板的技術標準進行了規(guī)范，但在該類結構的設計中，仍需要做詳細的分析計算[5]。

本文依托實際工程，采用空間有限元法分析了波形鋼腹板組合箱粱的剪力滯效應。在分析中考慮了集中力和均布力兩種最典型的荷載工況，對箱梁不同位置的箱梁剪力滯效應進行比較。分析結果對類似工程具有參考價值。

1 工程背景及有限元模型

堡子溝天橋是陜西省定漢線坪坎至漢中高速公路上的一座車行天橋，橋長80 m，跨徑組合為2×40 m，梁高2.1 m，頂板寬6.5 m，底板寬4 m，頂板厚0.12 m，底板厚0.22 m，箱梁斷面見圖1。

波形鋼腹板箱梁根據其截面厚度及受力特點，采用不同的單元進行模擬，其中頂底板采用三維實體單元solid45，腹板采用板殼單元shell63。手動劃分單元，并APDL命令生產其余部分，在截面變化及鋼混結合位置進行適當加密，腹板的底緣線與頂底板的單元劃分線對應，各關鍵銜接位置共用節(jié)點，變形位移協調。全橋共70882個節(jié)點，實體單元24994個，板殼單元24518個。

頂底板采用C50混凝土，彈性模量3.45×104 Mpa，泊松比0.2。腹板采用Q345C，彈性模量206×103 Mpa，泊松比0.3，腹板厚12 mm，波長1200 mm，鋼腹板大樣圖見圖2。頂底板與腹板采用φ19的圓柱頭焊釘連接。

該橋為2跨連續(xù)梁，荷載布置共2種工況。工況1為第一跨跨中加載集中力；工況2為第一跨滿布均布力。分別計算底板和頂板對應箱梁不同位置的剪力滯系數。

3 計算結果

如圖2～圖6分別為第一跨跨中截面和中支點截面處的剪力滯效應系數的計算結果。

圖3為第一跨跨中底板剪力滯效應系數的計算結果。由圖3可以看出，最大剪力滯系數的最大最小值在集中荷載作用下分別為1.1367和0.9221，在均布荷載下分別為1.0288和0.9811。

圖4為第一跨跨中頂板剪力滯效應系數的計算結果。由圖4可以看出，最大剪力滯系數最大最小值，在集中荷載作用下分別為1.311和0.6302，在均布荷載下分別為0.963和1.05?？缰薪孛嫣幖辛袅挠绊懘笥诰己奢d。

在工況1下，跨中截面上緣的剪力滯效應系數較大，但上緣以受壓為主，下緣以受拉為，且上緣最大應力值僅為下緣的46.3%，設計中應優(yōu)先考慮下緣受力狀態(tài)。為改善應力狀態(tài)，宜在跨中箱梁底緣靠近腹板處設置預應力鋼束，以改善上下緣應力分布。

圖5為第一跨中支點底板剪力滯效應系數的計算結果。由圖5可以看出，中支點附近底板最大剪力滯系數最大最小值，在集中荷載作用下分別為1.016和0.939，在均布荷載下分別為1.025和0.899。中支點附近底板剪力滯系數變化相對較小，且兩種工況數值較接近。

圖6為第一跨中支點頂板剪力滯效應系數的計算結果。由圖6可以看出，中支點附近頂板最大剪力滯系數最大最小值，在集中荷載作用下分別為1.082和0.958，在均布荷載下分別為1.040和0.874。

頂板跨中位置下，剪力滯系數變化趨勢與常規(guī)分析偏差較大，經比較有兩點原因導致：第一，在邊支點位置彎矩接近于零，因此較小的應力值即可導致較大的相對變化；第二，在荷載工況二下是滿布局部荷載，作用于箱梁頂板中間，局部應力影響明顯，圖中箱梁兩側剪力滯系數接近1.0，靠近箱梁中間的剪力滯系變化較大，主要是受局部應力影響。

邊支點附近底板最大剪力滯系數最大最小值，在集中荷載作用下為分別為1.238和0.919，在均布荷載下分別為1.210和0.938。底板邊支點位置，最大剪力滯系數均較大，且比較接近。邊支點附近頂板最大剪力滯系數最大最小值，在集中荷載作用下分別為1.08和0.78，在均布荷載下分別為1.002和0.818。頂板剪力滯系數在兩種工況下均較大，集中力作用下的稍大。

頂板是荷載直接作用的位置，局部應力對結果有一定影響，本圖數據中僅考慮翼緣板數據，兩條曲線接近。在邊支點處彎矩接近為零，計算應力絕對值較小，在設計中不起控制作用。

4 結語

（1）在工況1即跨中集中力作用下，2×40 m箱梁對應跨中剪力滯系數較大，尤其是箱梁頂板位置，其次是箱梁底板位置，且箱梁的跨中應力值較大，設計中應給予相應重視。

（2）在相同截面位置，工況1的所計算的剪力滯系數均大于對應工況2作用下的剪力滯系數。

（3）采用ANSYS建立的空間有限元模型計算的頂底板應力，出現典型的剪力滯效應，上翼緣的基本大于下翼緣，證明所建空間有限元模型是可靠。

參考文獻

[1] 聶建國.鋼-混混凝土組合結構橋梁[M].北京：人民交通出版社，2011.

[2] 劉玉擎.組合結構橋梁[M].北京：人民交通出版社，2005.

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

[4] JT/T 784-2010，組合結構橋梁用波形鋼腹板[S].2010.

[5] 吳文清.波形鋼腹板組合箱梁剪力滯效應問題研究[D].南京：東南大學，2002.endprint

摘 要：結合實際工程，采用空間有限元法分析了波形鋼腹板組合箱粱的剪力滯效應。在分析中考慮集中力和均布力兩種典型工況，計算了不同截面位置的剪力滯效應系數。分析結果表明，集中力作用下箱梁的剪力滯系數均大于均布力作用，跨中剪力滯系數和應力值均較大，設計中應給予相應重視。數值根據分析結果對類似橋梁工程設計具有一定指導作用。

關鍵詞：組合箱梁 波形鋼腹板 剪力滯

中圖分類號：U448 文獻標識碼：A 文章編號：1672-3791（2014）02（c）-0057-02

為減輕預應力鋼筋砼箱梁自重，1975年法國Campenon Bernard公司首先提出采用波形鋼腹板代替混凝土腹板，并于1986年建成第一座波形鋼腹板預應力組合箱梁[1]。由于自重輕，縱向剛度小、混凝土收縮徐變不受約束、預應力效應效率較高等諸多優(yōu)點，波形鋼腹板在各國得到了不同程度的推廣應用[2～3]。中國于2005年建成該類型結構橋梁2座，分別為河南省光山縣內的潑河大橋和江蘇省淮安市內的長征橋。

國內目前僅有的相關規(guī)范《組合結構橋梁用波形鋼腹板》[4]對鋼腹板的技術標準進行了規(guī)范，但在該類結構的設計中，仍需要做詳細的分析計算[5]。

本文依托實際工程，采用空間有限元法分析了波形鋼腹板組合箱粱的剪力滯效應。在分析中考慮了集中力和均布力兩種最典型的荷載工況，對箱梁不同位置的箱梁剪力滯效應進行比較。分析結果對類似工程具有參考價值。

1 工程背景及有限元模型

堡子溝天橋是陜西省定漢線坪坎至漢中高速公路上的一座車行天橋，橋長80 m，跨徑組合為2×40 m，梁高2.1 m，頂板寬6.5 m，底板寬4 m，頂板厚0.12 m，底板厚0.22 m，箱梁斷面見圖1。

波形鋼腹板箱梁根據其截面厚度及受力特點，采用不同的單元進行模擬，其中頂底板采用三維實體單元solid45，腹板采用板殼單元shell63。手動劃分單元，并APDL命令生產其余部分，在截面變化及鋼混結合位置進行適當加密，腹板的底緣線與頂底板的單元劃分線對應，各關鍵銜接位置共用節(jié)點，變形位移協調。全橋共70882個節(jié)點，實體單元24994個，板殼單元24518個。

頂底板采用C50混凝土，彈性模量3.45×104 Mpa，泊松比0.2。腹板采用Q345C，彈性模量206×103 Mpa，泊松比0.3，腹板厚12 mm，波長1200 mm，鋼腹板大樣圖見圖2。頂底板與腹板采用φ19的圓柱頭焊釘連接。

該橋為2跨連續(xù)梁，荷載布置共2種工況。工況1為第一跨跨中加載集中力；工況2為第一跨滿布均布力。分別計算底板和頂板對應箱梁不同位置的剪力滯系數。

3 計算結果

如圖2～圖6分別為第一跨跨中截面和中支點截面處的剪力滯效應系數的計算結果。

圖3為第一跨跨中底板剪力滯效應系數的計算結果。由圖3可以看出，最大剪力滯系數的最大最小值在集中荷載作用下分別為1.1367和0.9221，在均布荷載下分別為1.0288和0.9811。

圖4為第一跨跨中頂板剪力滯效應系數的計算結果。由圖4可以看出，最大剪力滯系數最大最小值，在集中荷載作用下分別為1.311和0.6302，在均布荷載下分別為0.963和1.05。跨中截面處集中力剪力滯的影響大于均布荷載。

在工況1下，跨中截面上緣的剪力滯效應系數較大，但上緣以受壓為主，下緣以受拉為，且上緣最大應力值僅為下緣的46.3%，設計中應優(yōu)先考慮下緣受力狀態(tài)。為改善應力狀態(tài)，宜在跨中箱梁底緣靠近腹板處設置預應力鋼束，以改善上下緣應力分布。

圖5為第一跨中支點底板剪力滯效應系數的計算結果。由圖5可以看出，中支點附近底板最大剪力滯系數最大最小值，在集中荷載作用下分別為1.016和0.939，在均布荷載下分別為1.025和0.899。中支點附近底板剪力滯系數變化相對較小，且兩種工況數值較接近。

圖6為第一跨中支點頂板剪力滯效應系數的計算結果。由圖6可以看出，中支點附近頂板最大剪力滯系數最大最小值，在集中荷載作用下分別為1.082和0.958，在均布荷載下分別為1.040和0.874。

頂板跨中位置下，剪力滯系數變化趨勢與常規(guī)分析偏差較大，經比較有兩點原因導致：第一，在邊支點位置彎矩接近于零，因此較小的應力值即可導致較大的相對變化；第二，在荷載工況二下是滿布局部荷載，作用于箱梁頂板中間，局部應力影響明顯，圖中箱梁兩側剪力滯系數接近1.0，靠近箱梁中間的剪力滯系變化較大，主要是受局部應力影響。

邊支點附近底板最大剪力滯系數最大最小值，在集中荷載作用下為分別為1.238和0.919，在均布荷載下分別為1.210和0.938。底板邊支點位置，最大剪力滯系數均較大，且比較接近。邊支點附近頂板最大剪力滯系數最大最小值，在集中荷載作用下分別為1.08和0.78，在均布荷載下分別為1.002和0.818。頂板剪力滯系數在兩種工況下均較大，集中力作用下的稍大。

頂板是荷載直接作用的位置，局部應力對結果有一定影響，本圖數據中僅考慮翼緣板數據，兩條曲線接近。在邊支點處彎矩接近為零，計算應力絕對值較小，在設計中不起控制作用。

4 結語

（1）在工況1即跨中集中力作用下，2×40 m箱梁對應跨中剪力滯系數較大，尤其是箱梁頂板位置，其次是箱梁底板位置，且箱梁的跨中應力值較大，設計中應給予相應重視。

（2）在相同截面位置，工況1的所計算的剪力滯系數均大于對應工況2作用下的剪力滯系數。

（3）采用ANSYS建立的空間有限元模型計算的頂底板應力，出現典型的剪力滯效應，上翼緣的基本大于下翼緣，證明所建空間有限元模型是可靠。

參考文獻

[1] 聶建國.鋼-混混凝土組合結構橋梁[M].北京：人民交通出版社，2011.

[2] 劉玉擎.組合結構橋梁[M].北京：人民交通出版社，2005.

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

[4] JT/T 784-2010，組合結構橋梁用波形鋼腹板[S].2010.

[5] 吳文清.波形鋼腹板組合箱梁剪力滯效應問題研究[D].南京：東南大學，2002.endprint