鋼 - UHPC組合梁橋面板靜承載能力比較分析

馮 崢，李傳習(xí)，鄧 帥，吳善友，雷智杰

(長沙理工大學(xué) 橋梁工程安全控制教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖南 長沙 410004)

鋼 - 混組合梁橋面板由于混凝土材料抗拉強(qiáng)度低、脆性大、收縮徐變明顯等缺點(diǎn)，橋面板在外荷載及約束荷載作用下易開裂.常規(guī)構(gòu)造措施，如加大橋面板厚度、增加配筋率、配置預(yù)應(yīng)力筋等[1-2]，不能從根本上解決問題反而增加了主梁自重.隨著交通荷載流量的持續(xù)增長、日趨增長的環(huán)境保護(hù)壓力以及大跨度橋梁的高速發(fā)展，要求現(xiàn)代混凝土材料需具備高強(qiáng)度、高韌性和高耐久性等力學(xué)特性[3]，一種添加了鋼纖維的超高性能混凝土(UHPC，抗壓強(qiáng)度在150 MPa以上，具有超高韌性、超長耐久性的水泥基復(fù)合材料)材料得到了世界范圍內(nèi)的廣泛關(guān)注和認(rèn)可[4-8]，并已成功應(yīng)用于實(shí)際工程且形成了相關(guān)的設(shè)計(jì)規(guī)范[8-12].

為了減輕鋼 - 混組合結(jié)構(gòu)橋面板的自重以及減小橋面板負(fù)彎矩區(qū)的混凝土受拉易開裂等問題，文獻(xiàn)[13-14]通過實(shí)驗(yàn)及有限元計(jì)算研究了一種適用于大跨度橋梁的鋼 - UHPC輕型組合橋梁結(jié)構(gòu)，通過將鋼梁與UHPC矮肋華夫板用剪力釘連接成整體，共同受力，該結(jié)構(gòu)大大減輕了主梁的自重，拓寬了鋼 - 混組合梁的使用范圍，但該結(jié)構(gòu)構(gòu)造復(fù)雜，耗材較大.考慮到UHPC單價(jià)過于昂貴，應(yīng)該在保證其承載能力的基礎(chǔ)上盡可能使結(jié)構(gòu)構(gòu)造簡單.文獻(xiàn)[15]利用有限元比較分析了鋼 - UHPC組合梁橋面板上下緣的輪載應(yīng)力情況，發(fā)現(xiàn)帶縱(橫)肋橋面板方案縱肋下緣縱向拉應(yīng)力較等厚板方案增大約25%，但文章中各方案橋面板的橫截面面積(即材料用量)并未保持一致，且該文對關(guān)注部位表述過于寬泛，未給出橋面板關(guān)鍵受力部位的相關(guān)應(yīng)力值，文章根據(jù)影響線進(jìn)行加載但未見有關(guān)應(yīng)力影響線的必要表述.文獻(xiàn)[16]針對某UHPC連續(xù)箱梁(橋?qū)?8 m)利用有限元及靜力試驗(yàn)研究了不同截面形式橋面板的受力性能，主要關(guān)注了橫隔板、濕接縫以及橋面板跨中三個(gè)部 位的應(yīng)力情況，得出了矮肋截面橋面板性能較優(yōu)的結(jié)論，該矮肋橋面板箱梁通過在相鄰橫隔板之間設(shè)置橫肋來減小橋面板彈性支撐間距.

本文在已有研究成果的基礎(chǔ)上，以廣東省某待建實(shí)橋?yàn)楣こ瘫尘?，在保證橫截面面積基本一致的情況下，設(shè)計(jì)了不同截面尺寸的帶肋橋面板方案、矩形平板方案、華夫板方案，利用ABAQUS建立標(biāo)準(zhǔn)節(jié)段有限元模型，分析各方案關(guān)鍵受力部位的靜承載能力情況，從中找到一種既承載能力高又經(jīng)濟(jì)的橋面板方案.

1 工程背景

1.1 鋼 - UHPC組合梁結(jié)構(gòu)形式

廣東省某鋼 - UHPC組合梁橋UHPC帶肋橋面板的標(biāo)準(zhǔn)構(gòu)元(由面板和板肋組成)如圖1所示，鋼槽梁主體結(jié)構(gòu)采用Q345qD(彈性模量206 GPa，泊松比0.3)鋼材，橋面板采用彈性模量為45 GPa，泊松比為0.2，重度為28 kN/m3的UHPC；標(biāo)準(zhǔn)梁段高3.5 m，總寬41.0 m，頂板寬38.6 m，底板寬24.8 m；鋼槽梁底板厚12 mm，斜底板厚16 mm，縱隔板厚14 mm；橫隔板板厚12 mm，間距為3.5 m；底板、斜底板縱向采用U形加勁肋；縱、橫隔板頂部的橋面板厚度與全橋最厚處板肋一致，橫隔板頂部板肋沿縱橋向?qū)挾葹?0 cm，縱隔板頂部板肋沿橫橋向?qū)挾葹?00 cm，并均沿45度坡度過渡到標(biāo)準(zhǔn)帶肋斷面；鋼槽梁在縱、橫隔板頂部均焊接8 mm厚條形鋼板，其寬度根據(jù)其相連的UHPC板肋寬而定；通過在條形鋼板上焊接剪力釘與UHPC橋面板緊密結(jié)合，協(xié)調(diào)受力.

1.2 UHPC橋面板截面合理參數(shù)選取

根據(jù)UHPC橋面板的標(biāo)準(zhǔn)構(gòu)元截面尺寸(表1)不同設(shè)計(jì)了4種橋面板方案(為便于比較分析，各方案橋面板截面面積保持基本一致)，其中方案1為矮胖型帶肋板方案(板肋高寬比小于0.6，其寬度指的是梯形肋的平均寬度)、方案2為瘦高型帶肋板方案(板肋高寬比在0.6～1.5之間)、方案3為矩形平板方案、方案4為華夫板方案.

圖1 鋼 - UHPC組合梁標(biāo)準(zhǔn)橫斷面圖(單位：mm)Fig. 1 The standard cross-section of steel-UHPC composite girder (Unit: mm)

表1 組合箱梁各參數(shù)取值

注：方案4在方案2所述面板尺寸的基礎(chǔ)上將相鄰橫隔板之間的橋面板橫橋向增添兩根梯形肋，其縱橋向間距分別為120 cm、110 cm、120 cm，截面尺寸中肋高17 cm、頂緣寬13 cm、底緣寬10 cm.

根據(jù)彎曲應(yīng)力計(jì)算公式σ=M/W可計(jì)算出截面的彎曲應(yīng)力值，通過比較應(yīng)力值大小可初步判別各方案的性能優(yōu)劣.由于各方案僅頂板構(gòu)造細(xì)節(jié)不同而其他構(gòu)造一致，在相同車輪荷載作用下，各方案橋面板對應(yīng)的截面彎矩值M近似相等，因此只需比較橋面板抗彎截面系數(shù)W即可，利用理論公式計(jì)算出橋面板截面特性如表2所示.

表2 各方案橋面板截面特性計(jì)算

由表2可知，在截面面積相近的情況下，帶肋橋面板截面抗彎慣性矩均顯著大于矩形平板截面，但由于肋高的增加，使得縱肋下緣的抗彎截面系數(shù)不一定更大(如方案1<方案3)；方案2、方案4由于板肋高度的增加，寬度的適當(dāng)減小，使得板肋下緣的抗彎截面系數(shù)得到顯著提升，可見采用方案2、方案4的板肋截面形式可減小板肋下緣的彎曲應(yīng)力.下面通過有限元計(jì)算進(jìn)一步驗(yàn)證分析.

2 有限元模型及關(guān)注部位的選取

2.1 有限模型的建立

利用ABAQUS建立標(biāo)準(zhǔn)梁段(含6個(gè)橫隔板)的線彈性有限元模型(圖2)，模型中橫隔板編號從一端向另一端依次為1#～6#.

圖2 有限元模型Fig.2 The finite element model

鋼槽梁各板件采用S4R板殼單元，UHPC橋面板采用C3D8R實(shí)體單元；整體網(wǎng)格中各單元平面尺寸不超過300 mm，關(guān)注部位單元平面尺寸不超過20 mm，粗細(xì)網(wǎng)格之間逐步過渡；UHPC橋面板關(guān)注部位沿板厚方向單元?jiǎng)澐植簧儆谒膶?，非關(guān)注部位不少于兩層；不考慮栓釘?shù)幕菩?yīng)，UHPC層與鋼頂板之間采用Tie綁定約束；箱梁一端約束X、Y、Z三個(gè)方向平動(dòng)自由度，另一端僅約束梁端豎向位移，未考慮配筋的影響.單元總數(shù)在110萬左右時(shí)，計(jì)算結(jié)果收斂良好.

2.2 橋面板關(guān)注部位的選取

為更好表述橋面板板肋處受力情況，將左縱隔板頂部板肋命名為0#肋，左縱隔板與橋梁中心線之間的板肋依次命名為1#～12#肋，見圖3.

圖3 帶肋橋面板局部橫截面圖(單位：mm)Fig.3 Local cross-section diagram of ribbed bridge deck (Unit: mm)

從圖3中可知橋梁橫橋向中部有3 m寬的中央分隔帶，因此左幅橋車輪荷載橫向從左至右至多只能移動(dòng)到10#板肋正上方.考慮輪載移動(dòng)范圍并定性分析橋面板受力情況，本模型關(guān)注部位選為：橫向受力為兩縱隔板中間部位的橋面板下緣和縱隔板附近橋面板上緣(取單幅橋)，縱向受力為兩橫隔板頂橋面板上緣及兩橫隔板間跨中部位的板肋下緣，具體見圖4所標(biāo)注的各點(diǎn)位置.

其中A點(diǎn)位于面板頂，縱向跨中(文中所述縱向跨中為3#、4#橫隔板中間部位，下同)、橫向在0#板肋過渡到相鄰面板的變截面較薄處；B點(diǎn)位于面板頂，縱向跨中、橫向?yàn)?#板肋中心；C點(diǎn)位于面板頂，4#橫隔板正上方、橫向位于6#、7#肋板之間中心；D點(diǎn)位于7#板肋底，縱向跨中；E點(diǎn)位于面板底，縱向跨中、橫向?yàn)?#、8#板肋中間部位；F點(diǎn)位于面板底，縱向跨中、橫向位于1#、2#板肋中間；G點(diǎn)位于面板頂，縱向?yàn)?#橫隔板帶橫肋變截面斷面較薄處(圖中表示在3#橫隔板位置)、橫向位于6#、7#板肋中間；H點(diǎn)位于靠近中央分隔帶的10#板肋底，縱向跨中.各方案關(guān)注部位在空間位置上保持一致.

圖4 橋面板關(guān)注部位示意圖Fig.4 The diagrammatic sketch of various concerned areas on bridge deck

3 輪載應(yīng)力影響線

為了得到UHPC橋面板各關(guān)注點(diǎn)的輪載應(yīng)力影響范圍，可先計(jì)算不同縱、橫向位置輪載面積(200 mm×600 mm)單位力(即輪載面積上的均布力的合力為單位力，而不是量值為單位力的集中力)作用下的關(guān)注部位的應(yīng)力，所得結(jié)果可稱為關(guān)注部位應(yīng)力的影響面.考慮到橋梁的條帶形狀，為方便計(jì)算，可先確定關(guān)注部位的縱、橫向的輪域均布荷載影響線，進(jìn)而利用該縱、橫向的輪域均載影響線近似確定車輛縱、橫向布置的最不利位置，最終求得最不利位置下的應(yīng)力值.

下面所作的輪域均載橫向影響線(以方案2為例)是指輪域均載的合力為1(為便于計(jì)算，1取1 kN)，合力作用點(diǎn)縱向位于兩相鄰橫隔板之間的跨中處，橫向移動(dòng)(e改變)時(shí)某物理量的變化情況.下圖中橫向位置坐標(biāo)e以左縱隔板為原點(diǎn)，向右為正.所作的輪域縱向影響線是指輪域均載合力為1，合力作用點(diǎn)橫向位于某處(因關(guān)注部位不同而異)縱向移動(dòng)所得的某物理量變化情況，其中縱向Z位于跨中部位為0，朝4#橫隔板方向?yàn)檎?為更好地觀測各關(guān)注點(diǎn)影響線的變化趨勢，圖中所作影響線均只列出了應(yīng)力影響較大的區(qū)域范圍，其他數(shù)值接近于0的區(qū)域范圍在圖中未示出.

考慮橋面板各點(diǎn)縱、橫向受力情況，限于篇幅，僅列出A～D點(diǎn)主受力方向的影響線(F點(diǎn)位置與E點(diǎn)相似，H點(diǎn)位置與D點(diǎn)相似).其中A點(diǎn)、B點(diǎn)橫橋向應(yīng)力(拉為正，下同)的橫向影響線(縱向布置于相鄰兩橫隔板之間的跨中，即Z=0)見圖5(a)，A點(diǎn)橫橋向應(yīng)力的縱向影響線(輪域均載合力作用點(diǎn)位于e=1 400 mm處)見圖5(b)，B點(diǎn)橫橋向應(yīng)力的縱向影響線(輪域均載合力作用點(diǎn)位于e=800 mm處)見圖5(b)；C點(diǎn)、G點(diǎn)縱橋向應(yīng)力的橫向影響線(縱向布置于Z=600 mm處)見圖6(a)，C點(diǎn)、G點(diǎn)縱橋向應(yīng)力的縱向影響線(輪域均載合力作用點(diǎn)位于e=4 800 mm處)見圖6(b).

圖5 A點(diǎn)、B點(diǎn)橫橋向應(yīng)力影響線Fig.5 The transverse stress influence line of point A and point B

圖6 C點(diǎn)、G點(diǎn)縱橋向應(yīng)力影響線Fig.6 The longitudinal stress influence line of point C and point G

D點(diǎn)縱橋向應(yīng)力的橫向影響線(縱向布置于Z=0處)見圖7(a)，D點(diǎn)縱橋向應(yīng)力的縱向影響線(輪域均載合力作用點(diǎn)位于e=5 150 mm處)見圖7(b)；E點(diǎn)橫橋向應(yīng)力的橫向影響線(縱向布置于Z=0處)見圖8(a)，E點(diǎn)橫橋向應(yīng)力的縱向影響線(輪域均載合力作用點(diǎn)位于e=5 500 mm處)見圖8(b).

圖7 D點(diǎn)縱橋向應(yīng)力影響線Fig.7 The longitudinal stress influence line of point D

從各關(guān)注部位的縱、橫向影響線分析可知：

①根據(jù)影響線應(yīng)力分布范圍可認(rèn)為輪載應(yīng)力影響范圍是局部的.從縱向影響線看，處于跨中部位的關(guān)注點(diǎn)應(yīng)力影響線為單峰分布，而處于橫隔板附近的關(guān)注點(diǎn)應(yīng)力影響線為雙峰分布；作用于兩相鄰橫隔板之外的荷載對該兩橫隔板間跨中橋面板各點(diǎn)的縱、橫向應(yīng)力幾乎無貢獻(xiàn)；橫隔板相鄰兩跨以外的荷載對該橫隔板處附近橋面板的縱、橫向應(yīng)力幾乎無貢獻(xiàn).

圖8 E點(diǎn)橫橋向應(yīng)力影響線Fig.8 The transverse stress influence line of point E

②從橫向影響線看，處于縱隔板附近的關(guān)注點(diǎn)應(yīng)力影響線為雙峰分布，遠(yuǎn)離縱隔板部位的關(guān)注點(diǎn)應(yīng)力影響線為單峰分布.橫向距某板肋超過相鄰橫隔板間距的荷載對該板肋的縱、橫向應(yīng)力的貢獻(xiàn)可忽略；距離縱隔板超過一定距離的面板橫橋向影響范圍較小，約為板肋間距的4倍；而縱隔板附近的面板荷載橫向影響范圍較廣，約為2倍橫隔板間距.

③距兩縱隔板一定距離后的各板肋跨中(兩橫隔板中間)下緣縱橋向應(yīng)力(D點(diǎn)、H點(diǎn))的縱、橫向影響線形狀與量值基本相同，影響線位形相對關(guān)注物理量位置相同；距兩縱隔板一定距離后的各面板下緣橫向應(yīng)力(E點(diǎn)、F點(diǎn))的縱、橫向影響線形狀與量值基本相同，影響線位形相對關(guān)注物理量位置相同.

④板肋下緣縱向應(yīng)力的影響線峰值最大(D點(diǎn)、H點(diǎn))，縱隔板附近橋面板變厚較薄處上緣(約58～67 cm)(A點(diǎn))的橫向應(yīng)力值次之.A點(diǎn)、B點(diǎn)、D點(diǎn)、E點(diǎn)、F點(diǎn)、H點(diǎn)等跨中(兩橫隔板間)各點(diǎn)縱、橫向應(yīng)力的縱向影響線等峰線均位于跨中部位，橫隔板處橋面板各點(diǎn)(C點(diǎn)、G點(diǎn))的縱向應(yīng)力的縱向影響線等峰線位于距跨中約1/6橫隔板間距處；各關(guān)注點(diǎn)應(yīng)力橫向影響線峰值點(diǎn)位置各有不同，除縱隔板附近橋面板各點(diǎn)(A點(diǎn)、B點(diǎn))外一般位于關(guān)注點(diǎn)正上方處(A點(diǎn)、B點(diǎn)橫向影響線峰值點(diǎn)位置距離其自身約80 cm).

4 加載車模型及布載方式

4.1 加載車模型

采用公路Ⅰ級汽車荷載(圖9)模型對各方案進(jìn)行橋面板靜承載能力分析，總重550 kN，其中前軸重30 kN，中軸重120 kN，后軸重140 kN，橫向輪距1.8 m，軸距1.4 m，中軸與后軸之間相隔7 m.

由于組合結(jié)構(gòu)局部模型輪載作用影響范圍有限，縱向一般不超過兩個(gè)橫隔板間距，并且車輛縱向移動(dòng)時(shí)前軸會超出節(jié)段模型，考慮到兩后軸重量超過了前軸和中軸重量的總和，為了減小有限元模型的容量及增加計(jì)算效率，因此本分析模型僅考慮了后兩軸的作用(即2×140 kN)，并計(jì)入0.3倍的沖擊系數(shù).本計(jì)算模型考慮橋面板的自重效應(yīng).

圖9 加載車模型(單位：m)Fig.9 The loading model car (Unit: m)

4.2 各關(guān)注點(diǎn)布載方式

為了得到在移動(dòng)荷載作用下各點(diǎn)的最不利輪載應(yīng)力，根據(jù)各點(diǎn)的縱、橫向應(yīng)力影響線進(jìn)行布載，限于篇幅僅以方案2中的A點(diǎn)為例進(jìn)行說明，如圖10所示，其他方案各點(diǎn)的布載方式根據(jù)其各自的應(yīng)力影響線特點(diǎn)進(jìn)行布置.圖中車輪的最不利加載位置根據(jù)量值影響線加載的疊加原理確定.

圖10 A點(diǎn)縱橫向加載方式示意圖(單位：mm)Fig.10 The longitudinal and transverse loading schematic diagram of point A (Unit: mm)

5 各方案橋面板靜承載能力計(jì)算分析

根據(jù)上述車輛活載布載形式以及考慮橋面板自重和10 cm厚的鋪裝層恒載效應(yīng)，可得出各方案關(guān)注部位的最不利輪載拉應(yīng)力值，見表3.其中方案1、方案2、方案4的最大主拉應(yīng)力所在位置均位于D點(diǎn)，應(yīng)力方向沿縱橋向分布，面板上緣A點(diǎn)的橫橋向主拉應(yīng)力次之；而方案3的最大主拉應(yīng)力值位于B點(diǎn)，應(yīng)力方向沿橫橋向分布，面板下緣E點(diǎn)(D點(diǎn))處的縱橋向主拉應(yīng)力值次之.

根據(jù)計(jì)算也可知各方案橋面板最大主壓應(yīng)力值均未超過-10 MPa，其值不及UHPC極限抗壓承載能力的十分之一(根據(jù)最新的研究成果及規(guī)范《活性粉末混凝土》GB/T 31387-2015所述：UHPC材料的抗壓強(qiáng)度不應(yīng)低于100 MPa，一般可達(dá)到150 MPa以上)，具備足夠的抗壓承載能力，無需重點(diǎn)關(guān)注.

表3 各關(guān)注部位的最不利拉應(yīng)力

方案1面板上緣最大拉應(yīng)力為7.51 MPa(橫橋向)，面板下緣最大拉應(yīng)力為4.31 MPa(縱橋向)，梁肋下緣最大拉應(yīng)力為9.69 MPa(縱橋向).方案2面板上緣最大拉應(yīng)力為5.93 MPa(橫橋向)，面板下緣最大拉應(yīng)力為3.22 MPa(橫橋向)，梁肋下緣最大拉應(yīng)力為7.22 MPa(縱橋向).方案2相較于方案1，受益于其截面抗彎慣性矩及板肋下緣抗彎截面系數(shù)的大幅提高，其肋板下緣最大主拉應(yīng)力值減小了25.5%，由此可見帶肋橋面板方案板肋截面形式對橋面板抗彎承載能力影響較大.

方案3面板上緣最大主拉應(yīng)力值為10.07 MPa(橫橋向)，面板下緣最大拉應(yīng)力為8.96 MPa(縱橋向).方案3面板下緣的最大主拉應(yīng)力值要小于方案1肋板下緣的主拉應(yīng)力(相差7.5%)，由此說明帶肋板方案相較于平板方案不一定具有更優(yōu)的縱向抗彎承載能力；但方案3橋面板上、下緣最大主拉應(yīng)力值均要顯著大于方案2，其中面板下緣的最大主拉應(yīng)力與方案2板肋下緣最大主拉應(yīng)力相比，其應(yīng)力值超出24.1%，其面板上緣的最大主拉應(yīng)力與方案2面板上緣的最大主拉應(yīng)力相比，其應(yīng)力值超出69.8%，面板下緣的最大主拉應(yīng)力與方案2面板下緣最大主拉應(yīng)力相比，其應(yīng)力值超出178.3%.因此，當(dāng)對橋面板進(jìn)行抗裂設(shè)計(jì)時(shí)，平板方案需沿橋?qū)捗懿寂浣?，而帶縱肋方案僅需在縱肋上配置縱向受拉鋼筋或預(yù)應(yīng)力筋即可.因此采用帶肋橋面板只要截面尺寸設(shè)計(jì)得當(dāng)，能顯著減小橋面板的最大主拉應(yīng)力值、大大減少鋼筋的用量、更好的發(fā)揮鋼筋的受拉性能，進(jìn)而更大程度上提高截面的抗彎承載能力.

方案4面板上緣最大主拉應(yīng)力值為3.73 MPa(橫橋向)，面板下緣最大拉應(yīng)力為2.18 MPa(橫橋向)，梁縱肋下緣最大拉應(yīng)力為7.15 MPa(縱橋向)，梁橫肋下緣最大拉應(yīng)力為3.77 MPa(橫橋向).方案4與方案2相比，①其板肋下緣最大主拉應(yīng)力值變化不大(主拉應(yīng)力值最大僅減小了1%)，但其板肋下緣的橫橋向應(yīng)力大大提升(主要為橫肋應(yīng)力的提升)，橫肋的存在對減小肋板下緣縱橋向的主拉應(yīng)力值幾乎沒有幫助；②方案4面板應(yīng)力降幅明顯，其中面板下緣最大主拉應(yīng)力降幅為32.3%、面板上緣最大主拉應(yīng)力最大降幅為37.1%.其原因?yàn)闄M肋的存在分擔(dān)了原本由面板所承擔(dān)的橫橋向的應(yīng)力.對于方案2而言，其橋面板橫橋向的應(yīng)力值本身較小，未超過6 MPa(位于縱隔板附近處)，并且其應(yīng)力值還可以通過增加縱隔板處板肋的橫向?qū)挾燃鞍搴襁M(jìn)一步減小，而對面板下緣的應(yīng)力值則更小，未超過3.5 MPa.因此，華夫板結(jié)構(gòu)對減小橋面板最大主拉應(yīng)力值并無多大幫助，反而增大了施工難度，增加造價(jià).

6 結(jié)論

(1)輪載應(yīng)力影響范圍是局部的，從縱向影響線看，作用于兩相鄰橫隔板之外的荷載對該兩橫隔板間跨中橋面板各點(diǎn)的縱、橫向應(yīng)力幾乎無貢獻(xiàn)；橫隔板相鄰兩跨以外的荷載對該橫隔板處附近橋面板的縱、橫向應(yīng)力幾乎無貢獻(xiàn).從橫向影響線看，橫向距某板肋超過相鄰橫隔板間距的荷載對該板肋的縱、橫向應(yīng)力的貢獻(xiàn)可忽略；距離縱隔板超過一定距離的面板橫橋向影響范圍較小，約為板肋間距的4倍；而縱隔板附近的面板荷載橫向影響范圍較廣，約為2倍橫隔板間距.

(2)帶肋橋面板方案板肋下緣縱向應(yīng)力的影響線峰值最大，縱隔板附近橋面板變厚較薄處上緣的橫向應(yīng)力次之，各方案橋面板的主拉應(yīng)力值較大區(qū)域均集中在跨中肋(面)板下底緣以及與縱隔板相接處的面板頂緣.

(3)截面形式對橋面板的抗彎承載能力影響較大.瘦高型帶肋板方案相較于矮胖型帶肋板方案抗彎承載能力更優(yōu)，相較于矩形平板方案，其板肋下緣、面板上下緣應(yīng)力均得到顯著減小，相較于華夫板方案，橋面板最大主拉應(yīng)力值相差不大.華夫板橫肋的存在對減小帶肋橋面板板肋下緣的最大主拉應(yīng)力幾乎沒有幫助.