80 m簡支鋼箱梁剪力滯系數研究

劉信斌

(中鐵上海設計院集團有限公司，上海 200070)

80 m簡支鋼箱梁剪力滯系數研究

劉信斌

(中鐵上海設計院集團有限公司，上海 200070)

多國規范中均給出了在沒有精確算法時建議的剪力滯系數。為精確分析楊梅州大橋80 m簡支鋼箱梁跨中截面的剪力滯效應，分別按平面梁單元與空間殼單元進行建模分析，對其在自重、二期恒載、均布線荷載、跨中集中力作用下的應力結果進行了比較，準確得到了該簡支鋼箱梁的剪力滯系數。

楊梅州 鋼箱梁 剪力滯 有限元分析

本研究結合國內某大橋進行，大橋由西引橋、主橋和東引橋組成，主橋孔跨組合：(40+90+70+300+20) m西懸索橋+80 m簡支鋼箱梁+(20+240+55+75+30) m東懸索橋。鋼箱梁采用簡支結構時跨度達80 m，國內還沒有類似工點，有必要對其結構的應力狀態進行更為準確的分析，故需對本簡支鋼箱梁的剪力滯系數進行研究。

1 結構尺寸及計算模型

1.1 結構尺寸

簡支鋼箱梁采用雙箱結構，之間采用橫隔板連接，箱梁總寬29 m，梁高3.5 m，各部位厚度為：頂板20 mm、底板30 mm、腹板16 mm、橫隔板14 mm、U肋8 mm、板肋12 mm，見圖1。簡支鋼箱梁采用板式橫隔板和框架式橫隔板間隔布置，板式橫隔板間距6 m，每兩個板式橫隔板之間有兩個間距2 m的框架式橫隔板。

1.2 平面梁單元模型

平面梁單元模型采用MIDAS進行計算，共劃分為17個節點，16個單元，采用平面梁單元，其中橫隔板重量按與空間殼單元模型支反力差均勻加載到橋面上，二期恒載及活載按縱橋向與空間殼單元模型相等進行加載(如圖2所示)。

1.3 空間殼單元模型

空間計算模型采用ANSYS進行計算，共劃分為265 300個節點，361 102個單元，采用shell63單元。模型的坐標系原點取在橋面端部，Z軸為橫橋向，Y軸為豎向，X軸為縱橋向。箱梁橫斷面、橫隔板及全橋整體模型如圖3所示。

2 規范中剪力滯系數計算方法

通過搜集資料，找出了《鋼橋規范(征求意見稿)》、日本學者小西一郎的《鋼橋》、美國的《AASHTO規范》，英國的《BS5400規范》中關于鋼箱梁有效寬度的計算方法。經過比較，發現各規范計算有效寬度的結果均較為接近，其中按小西一郎的《鋼橋》計算時有效寬度最小，即剪力滯系數最大。

圖1 半鋼梁橫斷面(單位：mm)

圖2 平面梁計算模型

圖3 空間計算模型

按小西一郎的《鋼橋》計算跨中截面有效寬度比

R/αt=(3 500×16)/(3 608×2×20)=0.388

AF=0.180 m2Aw=0.059 m2

1.08-0.04AF/Aw=0.958

均布荷載作用時

懸臂翼緣：Bp/L=4 582/80 000=0.057，查表得有效寬度比為0.969；

中間翼緣：B/2L=7 200/2×80 000=0.045，查表得有效寬度比為0.98；

綜合系數為(9 164×0.969+19 836×0.98)/29 000=0.976；

(9 164 mm為懸臂翼緣寬度，19 836 mm為腹板中間翼緣寬度)；

即相當于剪力滯系數為1/ 0.976=1.025。

集中荷載作用在跨中時

懸臂翼緣：Bp/L=4 582/80 000=0.057，查表得有效寬度比為0.761×0.958=0.729；

中間翼緣：B/2L=7 200/2×80 000=0.045，查表得有效寬度比為0.803×0.958=0.769；

綜合系數為(9 164×0.729+19 836×0.769)/29 000=0.757；

即相當于剪力滯系數為1/ 0.757=1.321。

3 各種荷載作用下剪力滯系數分析

為精確分析80 m鋼梁的剪力滯系數，需根據不同荷載形式進行分析，以下分別按僅作用自重、二期恒載、均布活載及集中活載進行計算，其中均布活載分為按橫向車輪位置進行縱向加載和縱向僅加載到每個腹板上兩種形式，集中活載分為按橫向車輪位置進行集中力加載、集中加載到每個腹板及只加載到中間腹板上三種形式。

3.1 自重作用下應力分析

按平面梁單元計算時，自重作用下跨中截面頂板應力為39.2 MPa。

按空間殼單元計算時，跨中截面頂板應力矢量圖如圖4所示，頂板應力數值如圖5。

圖4 跨中截面頂板應力矢量

圖5 跨中截面頂板應力數值

由上可知，平面梁單元模型頂板應力為39.2 MPa，空間殼單元頂板應力最大值為40.7 MPa，出現在頂板上兩腹板中間部分，但此處應力包含了第二體系應力，而與腹板相交處頂板的最大應力為39.9 MPa，故在自重作用下箱梁的剪力滯系數為39.9/39.2=1.018，與規范計算值1.025較為接近。

3.2 二期恒載作用下應力分析

按平面梁單元計算時，二期恒載作用下跨中截面頂板應力為23.8 MPa。

按空間殼單元計算時，跨中截面頂板應力數值如圖6。

圖6 跨中截面頂板應力數值

由上可知，平面梁單元模型頂板應力為23.8 MPa，空間殼單元頂板應力最大值為24.95 MPa，出現在頂板上兩腹板中間部分，但此處應力包含了第二體系應力，而與腹板相交處頂板的最大應力為24.2 MPa，故在二期恒載作用下箱梁的剪力滯系數為24.2/23.8=1.016，與規范計算值1.025較為接近。

3.3 車道線荷載作用下應力分析

按平面梁單元計算時，車道線荷載作用下跨中截面頂板應力為13.4 MPa。

按空間殼單元計算時，跨中截面頂板應力數值如圖7。

圖7 跨中截面頂板應力數值

由上可知，平面梁單元模型頂板應力為13.4 MPa，空間殼單元頂板應力最大值為14.85 MPa，出現在荷載作用處，但此處應力包含了第二體系及第三體系應力，而與腹板相交處頂板的最大應力為13.7 MPa，故在車道線荷載作用下箱梁的剪力滯系數為13.7/13.4=1.022，與規范計算值1.025較為接近。

3.4 腹板中心線荷載作用下應力分析

按平面梁單元計算時，腹板中心線荷載作用下跨中截面頂板應力為13.4 MPa。

按空間殼單元計算時，跨中截面頂板應力數值如圖8。

圖8 跨中截面頂板應力矢量

由上可知，平面梁單元模型頂板應力為13.4 MPa，空間殼單元頂板應力最大值為14.1 MPa，出現與腹板相交處，故在腹板中心線荷載作用下箱梁的剪力滯系數為14.1/13.4=1.052，與規范計算值1.025較為接近。

3.5 車道集中力作用下應力分析

按平面梁單元計算時，車道集中力作用下跨中截面頂板應力為11.8 MPa。

按空間殼單元計算時，跨中截面頂板應力數值如圖9。

圖9 跨中截面頂板應力數值

由上可知，平面梁單元模型頂板應力為11.8 MPa，空間殼單元頂板應力最大值為38.04 MPa，出現在荷載作用處，但此處應力包含了第二體系及第三體系應力，而與腹板相交處頂板的最大應力為12.0 MPa，故在車道集中力作用下箱梁的剪力滯系數為12.0/11.8=1.017，與規范計算值1.321略有區別。

3.6 腹板中心集中力作用下應力分析

按平面梁單元計算時，腹板中心集中力作用下跨中截面頂板應力為11.8 MPa。

按空間殼單元計算時，跨中截面頂板應力數值如圖10。

圖10 跨中截面頂板應力矢量

由上可知，平面梁單元模型頂板應力為11.8 MPa，空間殼單元頂板應力最大值為19.84 MPa，出現在斜腹板與頂板相交處，而中腹板與頂板相交處的最大應力為15.53 MPa，故在腹板中心集中力作用下箱梁的剪力滯系數為15.53/11.8=1.316，與規范計算值1.321較為接近。

3.7 中腹板中心集中力作用下應力分析

按平面梁單元計算時，中腹板中心集中力作用下跨中截面頂板應力為11.8 MPa。

按空間殼單元計算時，跨中截面頂板應力數值如圖11。

圖11 跨中截面頂板應力矢量

由上可知，平面梁單元模型頂板應力為11.8 MPa，空間殼單元頂板應力最大值為20.2 MPa，出現在中腹板與頂板相交處，故在中腹板中心集中力作用下箱梁的剪力滯系數為20.2/11.8=1.712，與規范計算值1.321相差較多。

4 結論

根據以上分析結果匯總如表2。

表2 跨中頂板應力計算結果匯總

由表1可以看出：

(1)在自重，二期恒載作用下，剪力滯系數計算值分別為1.018，1.017，平面梁單元計算時可按1.02采用。

(2)在車道線荷載和腹板中心線荷載作用下，剪力滯系數計算值分別為1.022，1.052，平面梁單元計算時可按1.05采用。

(3)在車道集中力、腹板中心集中力和中腹板集中力作用下，剪力滯系數計算值分別為1.017、1.316、1.712，在這3種作用方式下剪力滯系數相差較大，結合汽車活載的實際作用形式及規范建議值，平面梁單元計算時可按1.32采用。

根據本梁的應力狀態，為計算時應用方便，本鋼梁的綜合剪力滯系數為(39.2×1.02+23.8×1.02+13.4×1.05+11.8×1.32)/(39.2+23.8+13.4+11.8)=1.064。

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ResearchontheShearingForceLagCoefficientof80mSimplySupportSteelBoxGirder

LIU Xin-bin

2014-02-27

劉信斌(1985—)，男，2008年畢業于西南交通大學橋梁工程專業，工學碩士，工程師。

1672-7479(2014)03-0095-04

U441.+5

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