分離式大懸臂鋼箱梁力學(xué)空間效應(yīng)分析

沈錢斌

（同濟(jì)大學(xué)建筑設(shè)計(jì)研究院（集團(tuán)）有限公司，上海市200092）

分離式大懸臂鋼箱梁力學(xué)空間效應(yīng)分析

沈錢斌

（同濟(jì)大學(xué)建筑設(shè)計(jì)研究院（集團(tuán)）有限公司，上海市200092）

分離式箱形斷面是鋼橋中普遍采用的結(jié)構(gòu)形式，應(yīng)用于城市高架主線橋時(shí)，由于橋下地面道路通行和景觀需求，往往會(huì)形成橫向大懸臂結(jié)構(gòu)，力學(xué)空間效應(yīng)明顯。以太原市臥虎山快速路建設(shè)工程中某兩跨連續(xù)鋼箱梁為例，利用A ba q u s有限元工程模擬軟件建立全橋三維板殼單元模型，分析其在典型荷載下的空間力學(xué)性能，包括剪力滯效應(yīng)、活載偏載效應(yīng)、支點(diǎn)橫梁應(yīng)力，并與單梁模型進(jìn)行對(duì)比，為同類橋梁的設(shè)計(jì)和簡(jiǎn)化分析提供參考。

分離式；大懸臂；鋼箱梁；空間效應(yīng)；有限元

0 引言

在城市高架橋梁的建設(shè)中，當(dāng)需要跨越橫向道路、河流等障礙物時(shí)，橋梁施工空間往往會(huì)受到限制。在這種情況下，鋼結(jié)構(gòu)橋梁由于可采用預(yù)制拼裝的施工工藝，常常會(huì)被作為一種極具競(jìng)爭(zhēng)力的比選方案。城市高架主線橋橋面一般較寬，通常要達(dá)到20多米甚至30 m左右。當(dāng)需要利用橋下空間作為地面道路時(shí)，橋墩需設(shè)置在道路的中央分隔帶內(nèi)，分隔帶的寬度一般為8～10 m，因此橋梁在橫向會(huì)形成大懸臂結(jié)構(gòu)，懸臂尺寸一般會(huì)在10m左右。另外，城市高架橋梁的景觀需求較高，結(jié)構(gòu)線條不宜太笨重。為了使行人在橋下通行時(shí)感覺(jué)不過(guò)于壓抑，橋梁底板也不宜過(guò)寬。因此，當(dāng)選擇鋼箱梁方案時(shí)，常常會(huì)采用帶大懸臂的箱梁結(jié)構(gòu)。

整體式（單箱多室）斷面的鋼箱梁在城市高架橋中運(yùn)用較多，其力學(xué)性能通過(guò)數(shù)值模擬的方法已得到較為充分的了解。分離式斷面的鋼箱梁由于其在運(yùn)輸和經(jīng)濟(jì)方面的優(yōu)越性，在公路和鐵路橋梁上運(yùn)用較多。因?yàn)槠錁蛳驴臻g往往不受限，可以在橋墩上設(shè)置蓋梁并在箱體的下方擺放多個(gè)支座，使受力接近于簡(jiǎn)單的平面狀態(tài)。在城市高架主線橋上應(yīng)用分離式鋼箱梁時(shí)，由于橋下凈空的限制，支座會(huì)設(shè)置在箱體范圍外，從而形成復(fù)雜的空間應(yīng)力狀態(tài)。因此，有必要對(duì)該類結(jié)構(gòu)進(jìn)行深入的空間效應(yīng)分析，充分了解其受力性能[1]。

1 工程背景

臥虎山快速路是太原北部地區(qū)的一條快速通道，其高架主線標(biāo)準(zhǔn)橋?qū)?3.5 m，雙向六車道。主線橋?yàn)轭A(yù)應(yīng)力混凝土連續(xù)箱梁，采用大懸臂流線形斷面。主線橋在跨越地面某構(gòu)筑物時(shí)，采用了50 m+50 m的連續(xù)鋼箱梁，梁高2.0 m，與混凝土梁同寬，支座橫向間距為5.8m，懸臂。鋼箱梁為雙箱單室分離式斷面，單個(gè)箱室頂寬4.1 m，底寬3.6 m，采用斜腹板，兩個(gè)箱室的凈距為7.6 m，箱室外的挑臂長(zhǎng)度為3.85 m。鋼箱梁縱向間隔2 m設(shè)置一道隔板，其中間隔6 m設(shè)置一道實(shí)腹隔板，其余為空腹隔板。挑臂加勁板間距2 m，加勁板端部高度0.4 m，根部高度1.0 m?？崭垢舭逄帲瑑上涫抑g的橫隔板高度為1.5 m，空腹隔板及中墩處斷面如圖1所示。

圖1 1/2空腹隔板斷面圖

箱梁頂板厚16mm，在支點(diǎn)處加厚至28mm；底板厚20mm，在支點(diǎn)處加厚至32mm；腹板厚18mm，在支點(diǎn)處加厚至25 mm；橫隔板厚12 mm，在支點(diǎn)處加厚至28 mm。頂板縱向加勁肋主要采用U形肋，在靠近懸臂端部時(shí)采用I形肋，底板縱向加勁肋采用I形肋。

2 計(jì)算模型建立

計(jì)算模型的建立采用A ba q u s有限元工程模擬軟件，其“部件+組裝”的建模方法與鋼結(jié)構(gòu)橋梁的建造方法相似。運(yùn)用S4R單元（四節(jié)點(diǎn)四邊形有限薄膜應(yīng)變線性減縮積分殼單元）建立全橋三維板殼模型。邊界條件通過(guò)軟件的分布耦合功能進(jìn)行模擬，相比對(duì)單個(gè)節(jié)點(diǎn)進(jìn)行約束，可以達(dá)到既能釋放轉(zhuǎn)角約束，又不會(huì)在支座處出現(xiàn)與實(shí)際不相符合的應(yīng)力集中現(xiàn)象，如圖2所示。鋼材采用Q345qD，材料參數(shù)按規(guī)范取值。荷載的施加包括鋼箱梁自重、二期荷載和汽車荷載。

圖2 鋼箱梁全橋部件組裝圖及支座底鋼板分布耦合邊界圖

3 鋼箱梁空間力學(xué)效應(yīng)

本文通過(guò)空間板殼模型與縱、橫向單梁模型進(jìn)行的對(duì)比分析（單梁模型由M id a s軟件建立），從以下幾個(gè)方面來(lái)論述鋼箱梁的力學(xué)空間效應(yīng)。

3.1 空間板殼模型與縱向單梁模型的對(duì)比

鋼箱梁受力時(shí)存在剪力滯效應(yīng)，即頂、底板應(yīng)力在斷面上分布不均勻。單梁模型通過(guò)翼緣有效寬度或剪力滯系數(shù)近似考慮這種影響，可參見(jiàn)《公路鋼結(jié)構(gòu)橋梁設(shè)計(jì)規(guī)范》（J T G D64—2015）（以下簡(jiǎn)稱《鋼橋規(guī)》）第5.1.8條[4]?？臻g模型則可以更為直觀地觀察到剪力滯效應(yīng)，圖3和圖4為板殼模型的兩個(gè)控制斷面（中支點(diǎn)處和跨中距邊支點(diǎn)18.5 m處）在恒載作用下的頂?shù)装鍛?yīng)力分布圖。

圖3 恒載作用下中支點(diǎn)處頂?shù)装鍛?yīng)力分布圖

圖4 恒載作用下距邊支點(diǎn)18.5 m處頂?shù)装鍛?yīng)力分布圖

圖3和圖4表明，此類鋼箱梁在中支點(diǎn)處的剪力滯效應(yīng)明顯，經(jīng)計(jì)算，頂板的剪力滯系數(shù)為1.407，底板的剪力滯系數(shù)為1.335。距邊支點(diǎn)18.5m處剪力滯效應(yīng)相對(duì)緩和，頂板的剪力滯系數(shù)為1.090，底板的剪力滯系數(shù)為1.032。剪力滯系數(shù)為斷面應(yīng)力峰值與平均值的比值[2]。

板殼模型和單梁模型的應(yīng)力對(duì)比數(shù)據(jù)見(jiàn)表1，單梁模型根據(jù)規(guī)范考慮翼緣有效寬度后，基本與板殼模型接近，并有一定的安全余量。

表1 恒載作用下頂、底板應(yīng)力MPa

圖5和圖6為板殼模型的兩個(gè)控制斷面（中支點(diǎn)處和距邊支點(diǎn)21.5 m處）在汽車荷載作用下的頂?shù)装鍛?yīng)力分布圖。實(shí)線為六車道橫向左偏工況，虛線為橫向?qū)ΨQ加載，縱向均按影響線最不利工況布置。

圖5 汽車荷載作用下中支點(diǎn)處頂?shù)装鍛?yīng)力分布圖

圖6 汽車荷載作用下距邊支點(diǎn)21.5m頂?shù)装鍛?yīng)力圖

圖5和圖6表明，在汽車偏載作用下，頂?shù)装宓膽?yīng)力峰值將大于對(duì)稱加載的工況。在最不利工況下，中墩頂板偏載系數(shù)為1.08（偏載工況應(yīng)力峰值與對(duì)稱工況的比值[2]，下同），底板偏載系數(shù)為1.12；距邊支點(diǎn)21.5 m處，頂板偏載系數(shù)為1.09，底板偏載系數(shù)為1.08?？梢?jiàn)，本橋雖然寬跨比接近1/2，根據(jù)常規(guī)工程經(jīng)驗(yàn)，橫向偏載系數(shù)會(huì)大于1.15，但計(jì)算發(fā)現(xiàn)控制斷面的偏載系數(shù)均小于1.15，原因在于該橋橫向剛度比較大的，兩分離箱室間的剛性橫隔板的高度為1.5 m，跨高比為1/5。

3.2 空間板殼模型與縱向單梁模型的對(duì)比

大懸臂鋼箱梁的橫向計(jì)算內(nèi)容主要包括橋面板、橫梁內(nèi)力及懸臂位移等，本文主要針對(duì)支點(diǎn)橫梁應(yīng)力進(jìn)行分析。支點(diǎn)橫梁的簡(jiǎn)化平面分析就是建立橫向單梁模型，對(duì)于本橋，支點(diǎn)橫梁即簡(jiǎn)化為雙支點(diǎn)的懸臂梁，橫梁截面為頂?shù)装鍘б砭壍南湫谓孛鎇3]，如圖7所示。

圖7 中支點(diǎn)橫梁?jiǎn)瘟耗Ｐ停▎挝唬篗Pa）

單梁模型加載時(shí)，恒載作為集中力直接加載到腹板位置，汽車荷載通過(guò)橫向移動(dòng)荷載施加。板殼模型的汽車荷載按照支點(diǎn)斷面處應(yīng)力最不利加載，即在懸臂端部范圍加載2個(gè)車道。圖8為單梁模型在汽車荷載的作用下，頂?shù)装遄畲髴?yīng)力包絡(luò)圖。兩種模型的應(yīng)力對(duì)比數(shù)據(jù)見(jiàn)表2。

圖8 汽車荷載作用下頂?shù)装鍛?yīng)力包絡(luò)圖（單位：MPa）

表2 橫梁支座處應(yīng)力對(duì)比表MPa

由表2知，單梁模型由于對(duì)荷載加載模式進(jìn)行了簡(jiǎn)化，所以應(yīng)力值與空間模型存在較大差異，這也跟結(jié)構(gòu)的特點(diǎn)密切相關(guān)。對(duì)于恒載，單梁模型的頂板應(yīng)力要高于板殼模型，原因在于前者對(duì)頂板寬度的選定比較難把握，本文頂板翼緣寬度取橫隔板間距的1/2；單梁的模型底板應(yīng)力要小于板殼模型，這個(gè)原因主要是對(duì)于這種分離式大懸臂結(jié)構(gòu)，橫梁處底板的寬度是有限的，把恒載直接施加在腹板位置偏于不安全。因?yàn)樘舯鄣捻敯寮觿爬咭部梢詡鬟f剪力，且相對(duì)于支點(diǎn)的力臂更大，這一點(diǎn)是設(shè)計(jì)中需要關(guān)注的。對(duì)于汽車荷載，單梁模型的計(jì)算結(jié)果總體上是偏保守的，因?yàn)榭缰衅嚭奢d的傳遞路徑并非是完全縱向，簡(jiǎn)化處理會(huì)導(dǎo)致挑臂范圍的應(yīng)力特別大，這其實(shí)是失真的，在計(jì)算中一般會(huì)忽略此部分的效應(yīng)。

4 結(jié)語(yǔ)

（1）通過(guò)對(duì)鋼箱梁全橋板殼模型計(jì)算分析得到：在恒載及汽車荷載作用下，大懸臂連續(xù)鋼箱梁的頂?shù)装鍟?huì)出現(xiàn)剪力滯效應(yīng)，即頂?shù)装逶诟拱逄幍膽?yīng)力會(huì)高于其他區(qū)域，導(dǎo)致整個(gè)斷面上應(yīng)力分布不均勻。中支點(diǎn)的剪力滯效應(yīng)尤為明顯，跨中最大正彎矩處斷面剪力滯效應(yīng)趨于平緩。

（2）根據(jù)板殼模型的斷面應(yīng)力得到：恒載作用下中支點(diǎn)的剪力滯系數(shù)頂、底板分別為1.407和1.335，跨中最大正彎矩處分別為1.090和1.032。單梁模型按《鋼橋規(guī)》考慮翼緣有效寬度后，頂、底板應(yīng)力略大于板殼模型，因此通過(guò)折減翼緣有效寬度的方法來(lái)考慮剪力滯效應(yīng)對(duì)此類結(jié)構(gòu)是合適的。

（3）在汽車偏載作用下，鋼箱梁頂、底板會(huì)出現(xiàn)應(yīng)力不均勻，與常規(guī)的混凝土橋梁不同的是，對(duì)于寬跨比較大的鋼箱梁，在橫向剛度較大的情況下，偏載系數(shù)將小于混凝土橋梁的工程經(jīng)驗(yàn)值（即寬跨比不大于1/2時(shí)取1.15，大于1/2時(shí)取1.25）。

（4）通過(guò)對(duì)板殼模型和單梁模型的對(duì)比分析得到：對(duì)于大懸臂分離式鋼箱梁的橫梁計(jì)算，單梁模型將恒載施加到腹板位置的簡(jiǎn)化方法是不合適的，計(jì)算得到的結(jié)果對(duì)底板應(yīng)力偏于不安全，建議將一定比例的恒載作為均布荷載施加到懸臂上。另外，在單梁上模擬汽車荷載橫向移動(dòng)的簡(jiǎn)化方法，計(jì)算得到頂、底板應(yīng)力要比板殼模型大40%～100%，而且懸臂下翼緣的壓應(yīng)力是失真的，因此對(duì)此類結(jié)構(gòu)的橫梁進(jìn)行空間應(yīng)力分析是必要的。

[1]吳沖.現(xiàn)代鋼橋[M].北京：人民交通出版社，2006.

[2]魏華.大懸臂弧形腹板鋼箱梁剪力滯效應(yīng)和偏載效應(yīng)分析[J].上海公路，2012（3）：49-52.

[3]熊禮鵬.寬箱連續(xù)鋼箱梁橋支點(diǎn)橫梁空間受力分析[J].交通科技，2014（2）：1-3.

[4]J T G D64—2015,公路鋼結(jié)構(gòu)橋梁設(shè)計(jì)規(guī)范[S].

U441

A

1009-7716（2017）06-0084-03

10.16799/j.cnki.csdqyfh.2017.06.024

2017-03-07

沈錢斌（1981-），男，上海人，工程師，從事橋梁設(shè)計(jì)工作。