雙柱墩倒T 型鋼蓋梁結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)及計(jì)算探析

■毛文浩

（福建省交設(shè)工程試驗(yàn)檢測(cè)有限公司，福州 350007）

在城市高架橋梁設(shè)計(jì)中，在滿足橋下凈空要求前提下，降低橋梁設(shè)計(jì)標(biāo)高能有效降低設(shè)計(jì)和施工難度，節(jié)約投資。 倒T 型蓋梁以其能有效利用上部梁高范圍內(nèi)的結(jié)構(gòu)高度的優(yōu)勢(shì)，在城市橋梁設(shè)計(jì)中被廣泛采用。 目前，倒T 型蓋梁以混凝土蓋梁為主，但其設(shè)計(jì)較復(fù)雜、施工難度大，現(xiàn)澆施工周期長(zhǎng)，對(duì)下部交通影響大。 鋼蓋梁結(jié)構(gòu)較輕，能夠在工廠分段預(yù)制，現(xiàn)場(chǎng)拼接后整體吊裝施工，尤其是在跨越地面道路時(shí)，能有效縮短封閉交通的時(shí)間，減緩施工給交通帶來(lái)的壓力，因此，鋼結(jié)構(gòu)蓋梁具有一定的優(yōu)勢(shì)。

鋼蓋梁作為一種新型的蓋梁形式，目前對(duì)其研究較少，但其構(gòu)造復(fù)雜，與混凝土蓋梁有較大差異，因此，有必要對(duì)其進(jìn)行分析研究。 以某市政橋梁雙柱墩倒T 型鋼蓋梁為研究對(duì)象，采用有限元分析軟件Midas 對(duì)其進(jìn)行總體計(jì)算， 以及軟件Ansys 對(duì)小箱梁和組合梁支座位置局部加勁、鋼混結(jié)合段位置局部構(gòu)造進(jìn)行了分析，為類(lèi)似鋼蓋梁的設(shè)計(jì)提供了借鑒。

1 鋼蓋梁設(shè)計(jì)概況

某城市高架橋梁一處鋼蓋梁，對(duì)應(yīng)橋面寬度為33.0 m， 其下地面輔道寬為15.5 m。 小里程側(cè)接30 m 預(yù)應(yīng)力砼小箱梁， 大里程側(cè)接50 m 鋼混簡(jiǎn)支組合小箱梁。

橋墩采用混凝土雙柱墩， 立柱中心距19.5 m，蓋梁懸臂長(zhǎng)度約5.5 m。 立柱尺寸為1.6 m×2.2 m（橫橋向×順橋向）。鋼蓋梁截面采用倒T 形，中心高3.6 m，寬3.64 m。 倒T 高1.9 m，寬1.5 m，雙向2%橫坡。立柱上部2.6 m 為鋼混結(jié)合段。支座位置根據(jù)上部結(jié)構(gòu)進(jìn)行布置。 鋼蓋梁構(gòu)造見(jiàn)圖1。

圖1 鋼蓋梁構(gòu)造

蓋梁采用Q345qD 鋼材， 立柱采用C50 混凝土。 各板件厚度根據(jù)受力需要，在不同位置分別為：頂板厚度為16、25 mm，中間頂板厚度為12 mm，中腹板厚度為16、22 mm，邊腹板厚度為16 mm，底板厚度為12、16、22 mm。受壓加勁板采用剛性加勁肋。

鋼蓋梁主要施工步驟如下：（1）立柱施工，并設(shè)置臨時(shí)墩；（2）鋼蓋梁在工廠預(yù)制后，現(xiàn)場(chǎng)整體吊裝，由臨時(shí)墩支撐；（3）鋼蓋梁與混凝土立柱連接處施工，連接處施工完成后拆除臨時(shí)支墩；（4）施工二期恒載，施工上部結(jié)構(gòu)。

2 鋼蓋梁總體計(jì)算

鋼蓋梁總體計(jì)算采用有限元分析軟件Midas按平面梁?jiǎn)卧?，建立有限元模型進(jìn)行計(jì)算。 其計(jì)算方法與上部結(jié)構(gòu)計(jì)算方法類(lèi)似，但在活載的處理上略有不同。

2.1 設(shè)計(jì)荷載

鋼蓋梁所承受的恒載包括：蓋梁自重、上部梁體恒載、橋面鋪裝、防撞欄桿、聲屏障、中央分隔帶荷載。 汽車(chē)荷載為城-A 級(jí)，以上部結(jié)構(gòu)單車(chē)道荷載縱向布載在蓋梁產(chǎn)生的支反力為集中力，在蓋梁上按八車(chē)道橫向加載， 并考慮多車(chē)道橫向折減系數(shù)。整體升降溫參照 《公路橋涵設(shè)計(jì)通用規(guī)范》(JTG D60-2015)[1]第4.3.12 條取用。 梯度溫度按照英國(guó)橋梁規(guī)范（BS5400）計(jì)算。 沉降按5 mm 考慮。 荷載組合按 《公路橋涵設(shè)計(jì)通用規(guī)范》(JTG D60-2015）進(jìn)行組合驗(yàn)算。

2.2 計(jì)算模型

在Midas 中， 將整個(gè)蓋梁結(jié)構(gòu)劃分為50 個(gè)單元，53 個(gè)節(jié)點(diǎn)。 蓋梁?jiǎn)卧c橋墩單元?jiǎng)偨樱?墩底固結(jié)。 截面上、下翼緣考慮局部穩(wěn)定和剪力滯影響下的有效分布寬度。 鋼蓋梁計(jì)算模型圖見(jiàn)圖2。

圖2 鋼蓋梁計(jì)算模型圖

2.3 應(yīng)力計(jì)算結(jié)果

根據(jù)計(jì)算結(jié)果，將各施工階段頂、底板正應(yīng)力結(jié)果列于表1。

表1 各施工階段板件最大正應(yīng)力(單位：MPa)

對(duì)于剪應(yīng)力計(jì)算， 假設(shè)剪力全部由中腹板承擔(dān)，得基本組合下剪力最大處剪應(yīng)力和腹板變厚處剪應(yīng)力分別為89.4、86.4 MPa。 根據(jù)以上結(jié)果，計(jì)算基本組合下頂、底板組合應(yīng)力（表2），可見(jiàn)鋼蓋梁強(qiáng)度滿足規(guī)范要求。

表2 鋼蓋梁各板件應(yīng)力單位:MPa

2.4 穩(wěn)定驗(yàn)算

2.4.1 整體穩(wěn)定

倒T 蓋梁在使用階段側(cè)向受上部結(jié)構(gòu)和鋪裝約束，不存在整體穩(wěn)定問(wèn)題。 施工階段受壓翼緣自由長(zhǎng)度L1與寬度B1之比為8.95/1.54=5.81＜13，滿足《公路鋼結(jié)構(gòu)橋梁設(shè)計(jì)規(guī)范》（JTG D64-2015）[2]第5.3.2 條規(guī)定，不存在整體穩(wěn)定問(wèn)題。

2.4.2 板件局部穩(wěn)定

針對(duì)頂板、底板、腹板局部穩(wěn)定驗(yàn)算參照《公路鋼結(jié)構(gòu)橋梁設(shè)計(jì)規(guī)范》（JTG D64-2015）第5.1.5 條、5.1.6 條和5.3.3 條進(jìn)行驗(yàn)算，結(jié)果均滿足要求。

2.5 疲勞驗(yàn)算

根據(jù) 《公路鋼結(jié)構(gòu)橋梁設(shè)計(jì)規(guī)范》（JTG D64-2015）[2]第5.5.2 條規(guī)定，取疲勞模型I 進(jìn)行疲勞計(jì)算。

蓋梁小里程側(cè)接30 m 預(yù)應(yīng)力砼簡(jiǎn)支小箱梁，大里程側(cè)接50 m 鋼混組合簡(jiǎn)支小箱梁， 可偏保守取0.7Pk=0.7×360=252 kN，0.3qk=0.3×10.5=3.15 kN/m，可得單車(chē)道在蓋梁處的作用活載值為：3.15×30/2+3.15×50/2+252=382.9 kN。 車(chē)輛荷載以集中力形式在蓋梁按車(chē)道進(jìn)行橫向布置，可得疲勞效應(yīng)值。 疲勞抗力根據(jù)疲勞細(xì)節(jié)由規(guī)范附錄C 查的。疲勞驗(yàn)算根據(jù)規(guī)范第5.5.4 條計(jì)算（表3），可見(jiàn)蓋梁頂、底板疲勞驗(yàn)算滿足要求。

表3 鋼蓋梁疲勞驗(yàn)算結(jié)果

2.6 總體計(jì)算結(jié)果分析

根據(jù)以上計(jì)算結(jié)果，可得到以下結(jié)論：（1）鋼蓋梁強(qiáng)度、穩(wěn)定性和疲勞性能滿足規(guī)范要求。 （2）現(xiàn)有板厚條件下，恒載作用下頂、底板上下緣應(yīng)力水平接近，說(shuō)明已充分利用鋼材拉壓特性，板厚設(shè)置合理。 （3）與混凝土蓋梁相比，鋼蓋梁安裝完成即達(dá)到預(yù)期承載力，不存在預(yù)應(yīng)力鋼束分批張拉問(wèn)題。 然而，總體計(jì)算只能根據(jù)規(guī)范要求對(duì)主要板件（頂板、底板、腹板）的局部穩(wěn)定進(jìn)行驗(yàn)算，對(duì)支座處及鋼混結(jié)合段還需做深入分析。

3 支座位置局部構(gòu)件測(cè)算分析

上述采用平面梁?jiǎn)卧Ｐ瓦M(jìn)行的總體計(jì)算僅能針對(duì)蓋梁整體進(jìn)行強(qiáng)度和穩(wěn)定性分析，而對(duì)于局部構(gòu)件的驗(yàn)算，需采用更加精細(xì)的有限元模型做進(jìn)一步計(jì)算。

蓋梁作為承上啟下的重要構(gòu)件，主要承受由支座傳遞的上部結(jié)構(gòu)荷載。 因此，支座部位的可靠性尤為關(guān)鍵。 為較好地模擬支座位置附近相關(guān)板件的受力情況及局部穩(wěn)定， 使用有限元分析軟件Ansys建立支座位置局部板殼+實(shí)體模型。

3.1 有限元模型

3.1.1 計(jì)算長(zhǎng)度

在選取計(jì)算節(jié)段時(shí)，應(yīng)選取剛度較大的隔板截面作為局部模型邊界條件的支承截面，以免支承截面畸變導(dǎo)致分析結(jié)果錯(cuò)誤。 蓋梁最大隔板間距為2.5 m， 故分別選取了L=2.5 m 及L=7.5m 兩個(gè)節(jié)段進(jìn)行了建模分析，結(jié)果表明兩者分析結(jié)果一致。 因此，有限元模型計(jì)算長(zhǎng)度可取2.5 m。

3.1.2 計(jì)算模型

模型采用三維實(shí)體+板殼有限元方法計(jì)算，其中鋼構(gòu)件用板殼單元（Shell63）模擬，支座墊板用實(shí)體單元（Solid95）模擬。 有限元模型共計(jì)約3.4 萬(wàn)個(gè)單元，3.4 萬(wàn)個(gè)節(jié)點(diǎn)。

3.1.3 荷載與邊界條件

上部結(jié)構(gòu)自重及二期荷載由每個(gè)支座平均分擔(dān)。 防撞欄桿、聲屏障、中央分隔帶及車(chē)輛荷載應(yīng)由相應(yīng)梁片支座承擔(dān)。 荷載以面荷載形式作用在支座墊板上。 有限元模型采用簡(jiǎn)支邊界條件，在腹板底部約束。 有限元計(jì)算模型見(jiàn)圖3。 圖中X 方向?yàn)榭v橋向，Y 方向?yàn)樨Q向，Z 方向?yàn)闄M橋向（下同）。

圖3 支座位置局部分析計(jì)算模型

3.2 局部構(gòu)造擬定

根據(jù)蓋梁構(gòu)造，可以初步判定支座所承受的荷載應(yīng)通過(guò)最近路徑傳遞，即荷載傳力路徑應(yīng)是由支座墊板通過(guò)頂板2 及頂板加勁肋傳遞給兩側(cè)腹板。因此，擬定支座位置局部加勁構(gòu)造見(jiàn)圖4，包括2 塊厚度為16 mm 的支座加勁板、2 塊厚度為24 mm 的腹板橫向加勁（考慮腹板局部穩(wěn)定要求）以及1 塊厚度為16 mm 的頂板2 加勁。

對(duì)于支座加勁板的布置， 除考慮受力需求外，還應(yīng)考慮鋼結(jié)構(gòu)制造和焊接空間要求，以及滿足后期檢修時(shí)人員的通過(guò)性需要。 因此，本研究分別比較了不同支座加勁板間距B（圖4a），以及不同頂板加勁尺寸h1和h2（圖4b）對(duì)結(jié)構(gòu)受力的影響，為設(shè)計(jì)提供參考。

圖4 支座位置局部加勁構(gòu)造

3.3 支座加勁板尺寸對(duì)局部受力的影響

本研究針對(duì)支座加勁板加勁間距B=300 mm時(shí)，不同h1和h2情況下的局部受力情況進(jìn)行分析。分析工況包括： 工況1：h1=300 mm，h2=400 mm；工況2：h1=350 mm，h2=450 mm； 工況3：h1=400 mm，h2=500 mm；工況4：h1=450 mm，h2=550 mm；工況5：h1=500 mm，h2=600 mm； 工況6：h1=550 mm，h2=650 mm；工況7：h1=600 mm，h2=700 mm；工況8：h1=650 mm，h2=750 mm；工況9：h1=700 mm，h2=800 mm。

根據(jù)計(jì)算結(jié)果，各工況應(yīng)力圖相似，且組合梁側(cè)應(yīng)力較大。 因此， 僅給出工況1 組合梁側(cè)各板件Mises 應(yīng)力圖（圖5），由此可進(jìn)行初步的定性分析。由應(yīng)力圖可見(jiàn)，支反力的傳力路徑與3.3 節(jié)所述一致，即支座加勁板為主要受力構(gòu)件，其次是頂板2和腹板，腹板橫向加勁及頂板2 加勁受力較小。 因此，本研究?jī)H對(duì)頂板2、腹板及支座加勁板應(yīng)力進(jìn)行進(jìn)一步分析。

圖5 工況1 板件的Mises 應(yīng)力圖

3.3.1 支座加勁板應(yīng)力分析

對(duì)于支座加勁板， 各工況Mises 應(yīng)力圖基本相似， 本研究給出工況2 和工況3 支座加勁板的Mises 應(yīng)力圖，分別見(jiàn)圖6、7。

根據(jù)應(yīng)力圖可見(jiàn)，支座加勁板受力較大位置共4 處，詳見(jiàn)圖6。 其中，①②點(diǎn)為加勁板與支座墊板交接處應(yīng)力集中點(diǎn)，③點(diǎn)為與腹板交接處應(yīng)力集中點(diǎn)，④點(diǎn)為最大受力點(diǎn)。

由圖6 和圖7 可以看出，（1）荷載主要由支座墊石邊緣開(kāi)始，由頂板2 和支座加勁板向兩側(cè)腹板傳遞；（2）腹板受力變形引起加勁板底部受拉，即點(diǎn)④為加勁板受力最大處；（3）點(diǎn)③存在較大應(yīng)力集中現(xiàn)象；（4）工況三中應(yīng)力最大點(diǎn)由工況二的點(diǎn)④變化為點(diǎn)③，即加勁板尺寸的增大能把荷載更多地傳遞給腹板，減小加勁板受力，同時(shí)，也能減小應(yīng)力集中的數(shù)值。

圖6 工況2 支座加勁板Mises 應(yīng)力圖

圖7 工況3 支座加勁板Mises 應(yīng)力圖

圖8 給出各工況下點(diǎn)④位置的Mises 應(yīng)力值。可見(jiàn)，板件尺寸的增大在一定范圍內(nèi)對(duì)應(yīng)力的影響最大（圖中工況1～工況4），隨著板件尺寸增大，對(duì)應(yīng)力的影響效應(yīng)減小。 根據(jù)應(yīng)力計(jì)算結(jié)果，板件尺寸可取工況4 尺寸設(shè)計(jì)，即h1=450 mm、h2=550 mm。

圖8 各工況點(diǎn)④Mises 應(yīng)力曲線及穩(wěn)定系數(shù)

3.3.2 穩(wěn)定計(jì)算結(jié)果對(duì)比

穩(wěn)定系數(shù)表示屈曲荷載系數(shù)，屈曲荷載等于該系數(shù)乘以所施加的荷載值。 各工況下的穩(wěn)定系數(shù)見(jiàn)圖8。 可見(jiàn)，對(duì)于支座位置局部模型，最小穩(wěn)定系數(shù)為6，即當(dāng)實(shí)際荷載達(dá)到設(shè)計(jì)荷載6 倍時(shí)，才會(huì)發(fā)生失穩(wěn)現(xiàn)象。 因此，支座部位結(jié)構(gòu)局部穩(wěn)定性較好。

3.3.3 頂板2 及腹板Mises 應(yīng)力

根據(jù)以上分析， 工況4 頂板2 及腹板Mises 應(yīng)力圖分別見(jiàn)圖9 和圖10。各工況下板件最大應(yīng)力變化曲線見(jiàn)圖11。

圖9 工況4 頂板2 Mises 應(yīng)力圖

圖10 工況4 腹板Mises 應(yīng)力圖

圖11 各工況頂板2 及腹板最大Mises 應(yīng)力曲線

由圖9～11 可知，（1） 隨著支座加勁板尺寸增大，頂板2 及腹板應(yīng)力逐漸減小；（2）頂板2 及腹板最大應(yīng)力均較小， 其應(yīng)力不作為設(shè)計(jì)的主要控制因素。

3.4 支座加勁板間距B 對(duì)局部受力的影響

根據(jù)3.4 節(jié)分析，取支座墊板尺寸為h1=450 mm、h2=550 mm 時(shí)，不同墊板間距B 情況下的局部受力進(jìn)行分析。

考慮到支座墊板尺寸為0.7 m×0.7 m， 選定7 個(gè)工況進(jìn)行分析，包括：工況1：B=250 mm；工況2：B=300 mm；工況3：B=350 mm；工況4：B=400 mm；工況5：B=450 mm；工況6：B=500 mm；工況7：B=550 mm。

各工況各板件Mises 應(yīng)力圖同3.4 節(jié)給出的各板件應(yīng)力圖相似，各工況下板件最大Mises 應(yīng)力變化曲線如見(jiàn)12。可見(jiàn)，不同墊板間距B 對(duì)結(jié)構(gòu)受力的影響較小，應(yīng)力變化幅度在10%以內(nèi)。 因此，對(duì)于間距B 的設(shè)計(jì)僅需考慮制造時(shí)的操作空間需求即可。

圖12 各工況下板件最大Mises 應(yīng)力曲線

各工況下的穩(wěn)定系數(shù)見(jiàn)圖13。 可見(jiàn)，隨著墊板間距B 的增大，局部穩(wěn)定系數(shù)緩慢增大，最小穩(wěn)定系數(shù)為7.78，支座部位結(jié)構(gòu)局部穩(wěn)定性較好。

圖13 各工況穩(wěn)定系數(shù)

3.5 支座位置局部構(gòu)件結(jié)果分析

根據(jù)以上分析，主要結(jié)論如下：（1）支座加勁板尺寸可取h1=450 mm、h2=550 mm 作為最合理的設(shè)計(jì)尺寸；（2）荷載主要由支座墊石邊緣開(kāi)始，由頂板2 和支座加勁板向兩側(cè)腹板傳遞；（3）兩側(cè)腹板受力變形引起加勁板底部受拉；（4）加勁板尺寸的增大能把荷載更多地傳遞給腹板， 減小加勁板受力，同時(shí)，也能減小應(yīng)力集中的數(shù)值；（5）支座部位結(jié)構(gòu)局部穩(wěn)定性較好；（6）頂板2 及腹板最大應(yīng)力均較小，其應(yīng)力不作為設(shè)計(jì)的主要控制因素；（7）加勁板間距B 對(duì)板件應(yīng)力影響小，可僅需考慮制造時(shí)的操作空間需求。

4 鋼混結(jié)合段局部分析

與混凝土蓋梁不同，鋼蓋梁與混凝土立柱交接處的鋼混結(jié)合段是設(shè)計(jì)的關(guān)鍵點(diǎn)和難點(diǎn)。 此處板件復(fù)雜，且存在鋼與混凝土兩種不同材料之間的共同受力， 為較好地模擬鋼混結(jié)合段各板件的受力情況，使用有限元分析軟件Ansys 建立鋼混結(jié)合段局部板殼+實(shí)體模型。

4.1 構(gòu)造擬定

鋼混結(jié)合段設(shè)置于混凝土立柱頂部區(qū)域。 參考橋塔鋼混結(jié)合段的設(shè)計(jì)方法，鋼與混凝土之間采用開(kāi)孔板連接件形式連接，結(jié)合段長(zhǎng)度根據(jù)開(kāi)孔板連接件承載力要求， 取為2.6 m （計(jì)算方法詳見(jiàn)4.4節(jié)）。結(jié)合段的構(gòu)造見(jiàn)圖14。其中，主要受力板件包括混凝土外包鋼板G2、G3， 開(kāi)孔板連接件KB1、KB1a、KB2、KB2a，角隅處連接件G4、G5，以及相應(yīng)的加勁板。 板件尺寸和布置根據(jù)有限元模型計(jì)算確定。

圖14 鋼混結(jié)合段構(gòu)造圖

4.2 有限元模型

4.2.1 計(jì)算長(zhǎng)度

計(jì)算模型應(yīng)截取橋墩附近局部節(jié)段，以避免端部施加集中荷載對(duì)連接處的影響。 有限元模型根據(jù)隔板位置截取，取節(jié)段總長(zhǎng)為9.762 m。

4.2.2 計(jì)算模型與邊界條件

模型采用三維實(shí)體-板殼有限元方法計(jì)算，其中鋼結(jié)構(gòu)用板殼單元（Shell63）模擬，混凝土結(jié)構(gòu)用實(shí)體單元（Solid65）模擬，支座墊板采用實(shí)體單元（solid95）模擬。 開(kāi)孔板連接件用非線性虛擬三維彈簧（Combin39）單元模擬。 不考慮焊釘?shù)淖饔?，不考慮鋼與混凝土之間的摩擦傳力。 有限元模型共計(jì)約11 萬(wàn)個(gè)單元，11 萬(wàn)個(gè)節(jié)點(diǎn)（圖15)。

圖15 鋼混連接處有限元模型

4.2.3 邊界條件

（1）位移邊界條件。 有限元模型中，混凝土橋墩底部固結(jié)。G2、G3 板件與混凝土橋墩側(cè)面之間僅約束鋼結(jié)構(gòu)板件法線方向的水平約束， 不考慮摩擦。墩頂與蓋梁底板之間的考慮接觸約束。 開(kāi)孔板連接件圓孔直徑75 mm，孔中貫通鋼筋采用HRB400級(jí)鋼筋，直徑30 mm。 開(kāi)孔板單孔剛度根據(jù)《公路鋼混組合橋梁設(shè)計(jì)與施工規(guī)范》(JTG/T D64-01-2015)[3]第9.3.2 條計(jì)算，可得垂直于鋼筋方向剛度為802.4 kN/mm， 平行于鋼筋方向連接件剛度為剛性連接。（2）荷載邊界條件。除在節(jié)段內(nèi)施加結(jié)構(gòu)自重、二期恒載、上部結(jié)構(gòu)傳遞的荷載、車(chē)輛荷載（根據(jù)不同工況對(duì)應(yīng)的荷載和最不利位置施加） 外，還需施加在節(jié)段邊界處的荷載邊界條件。 由Midas 總體計(jì)算結(jié)果得兩工況下力的邊界條件，即混凝土墩頂所受最大軸力和最大彎矩兩種工況下的節(jié)段兩側(cè)軸力、剪力和彎矩，作為荷載邊界條件。

4.3 應(yīng)力計(jì)算結(jié)果

軸力最大工況與彎矩最大工況板件計(jì)算結(jié)果相似， 本研究?jī)H列出軸力最大工況下各板件Mises應(yīng)力（圖16）。

圖16 軸力最大工況板件Mises 應(yīng)力圖

由應(yīng)力圖可知，（1）G4 連接件為最主要的受力構(gòu)件，將蓋梁的變形傳遞給橋墩；（2）除G4 板件角點(diǎn)位置及內(nèi)腹板與G4 接觸位置出現(xiàn)應(yīng)力集中外（但超過(guò)270 MPa 的范圍極?。?，其余板件應(yīng)力均較小，可見(jiàn)，板件設(shè)計(jì)合理。

4.4 穩(wěn)定計(jì)算

穩(wěn)定系數(shù)計(jì)算時(shí)， 設(shè)定穩(wěn)定系數(shù)計(jì)算范圍為-7～9。 計(jì)算結(jié)果見(jiàn)表4（負(fù)值表示與施加荷載方向相反），節(jié)段未出現(xiàn)整體性失穩(wěn)。 最低階的穩(wěn)定系數(shù)為6.2845，穩(wěn)定系數(shù)較高，穩(wěn)定性較好。其中，第8階為連接處附近失穩(wěn)，其模態(tài)見(jiàn)圖17。

表4 穩(wěn)定系數(shù)表

圖17 第8 階失穩(wěn)模態(tài)（連接處附近上隔板）

4.5 開(kāi)孔板連接件承載能力驗(yàn)算

根據(jù) 《公路鋼混組合橋梁設(shè)計(jì)與施工規(guī)范》(JTG/T D64-01-2015)[3]第9.3.4 條，開(kāi)孔板連接件承載能力設(shè)計(jì)值可按下式計(jì)算：

其中，鋼筋直徑為30 mm，開(kāi)孔板連接件圓孔直徑為75 mm，代入公式可得故開(kāi)孔板連接件單孔抗剪承載力為478.1 kN。

基本組合下，開(kāi)孔板連接件單孔最大豎向力發(fā)生在開(kāi)孔板連接件下方位置，為264.57 kN，小于單孔抗剪承載力478.1 kN，開(kāi)孔板連接件承載力滿足規(guī)范要求。

4.6 鋼混結(jié)合段局部分析結(jié)果

根據(jù)以上分析，主要結(jié)論如下：（1）現(xiàn)有設(shè)計(jì)能滿足規(guī)范要求；（2）G4 連接件為連接蓋梁與橋墩的最主要的受力構(gòu)件；（3）鋼混結(jié)合段可通過(guò)開(kāi)孔板連接件進(jìn)行不同材料之間的傳力，但需驗(yàn)算開(kāi)孔板的承載力；（4）開(kāi)孔板連接件單孔最大豎向力發(fā)生在開(kāi)孔板連接件下方位置。

5 結(jié)論

根據(jù)上述分析，針對(duì)雙柱墩倒T 型鋼蓋梁的具體設(shè)計(jì)方法和研究結(jié)論如下：（1）倒T 型鋼蓋梁應(yīng)進(jìn)行總體計(jì)算和局部分析，支座及鋼混連接處分析尤為重要。 （2）支座位置荷載主要通過(guò)最近路徑傳遞， 本研究蓋梁是由支座墊石邊緣開(kāi)始， 由頂板2和支座加勁板向兩側(cè)腹板傳遞，兩側(cè)腹板受力變形引起加勁板底部受拉。 （3）支座加勁板為主要受力構(gòu)件，應(yīng)根據(jù)實(shí)際荷載擬定合理尺寸。 頂板2 及腹板最大應(yīng)力均較小，其應(yīng)力不作為設(shè)計(jì)的主要控制因素。（4）加勁板間距B 對(duì)板件應(yīng)力影響小，可僅需考慮制造時(shí)的操作空間需求。 （5）G4 連接件為連接蓋梁與橋墩的最主要的受力構(gòu)件，其尺寸和外形對(duì)整體影響大。 （6）鋼混結(jié)合段可通過(guò)開(kāi)孔板連接件進(jìn)行不同材料之間的傳力，開(kāi)孔板連接件單孔最大豎向力發(fā)生在開(kāi)孔板連接件下方位置，應(yīng)根據(jù)規(guī)范驗(yàn)算開(kāi)孔板的承載力。

本文通過(guò)對(duì)倒T 型鋼蓋梁的總體計(jì)算和局部分析，對(duì)鋼蓋梁設(shè)計(jì)提出了建議。 基于本文的分析方法，可為類(lèi)似工程提供借鑒和經(jīng)驗(yàn)。