摘 要：鋼箱-混組合梁橋是一種性能較好的組合結構橋梁，在我國橋梁工程中有着廣泛的應用前景。以某高速公路(40 60 60 40) m鋼箱-混組合梁橋為工程背景，通過有限元計算軟件建立主梁結構計算模型，結合相關規範要求，對該橋鋼箱主梁、橋面闆以及剪力連接件進行了力學特性分析。結果表明：該橋各項設計指标均滿足相應規範要求，可為類似橋梁結構的設計與計算提供參考。

關鍵詞：組合梁橋;箱形截面;上部結構;橋梁設計;有限元計算;

基金：2021年度廣西交通運輸行業重點科技項目《噴射TRC複合FRP筋加固技術在橋梁工程的應用技術研究》;

我國是橋梁大國，截至目前，公路鐵路橋梁數量已經超過100萬座，居世界第一[1]。随着橋梁設計和建設水平的不斷提升，橋梁的性能要求也需進一步地提高。傳統的鋼筋混凝土梁橋具有較大的自重，其跨越能力往往會受到限制，經濟效益較差[2]。因此，結構自重輕、抗震性能好、施工周期短的鋼-混組合結構梁橋被廣泛運用于工程中。

鋼-混組合結構往往是通過剪力連接件的方式，使鋼材和混凝土兩種材料相互結合形成整體并共同工作受力，能夠充分發揮鋼材的抗拉性能與混凝土的抗壓性能[3]。在鋼-混組合梁發展初期，設計中較多采用工字形鋼梁，但由于工字形鋼截面形式較為簡單，截面慣性矩較小，整體穩定性較差，于是有學者提出了鋼箱-混組合梁的概念，使用鋼箱能有效提高結構的整體剛度和抗扭性能，其穩定性顯著優于工字形鋼梁[4]。于是境内外大量專家學者對鋼箱-混組合梁的力學特性開展了研究[5,6,7,8,9,10],出版了有關的著作[11,12],并提出了系統的分析理論與計算方法。同時，相關的設計規範也将鋼箱-混組合梁列入其中。

本文以某高速公路(40 60 60 40) m鋼箱-混組合梁橋為工程背景，結合有關設計規範，采用有限元計算軟件橋梁博士建立了主梁結構計算模型，得到結構總體(鋼箱主梁、混凝土橋面闆與剪力連接件)的受力參數，并對該組合梁橋上部結構的各項設計指标進行了驗算。

該橋跨度為(40 60 60 40) m, 橋寬10.5 m。主梁采用“開口鋼箱梁 混凝土橋面闆”組合結構，梁高2.85 m, 高跨比1/21。混凝土橋面闆寬10.5 m, 懸臂長1.2 m, 厚0.35 m。鋼箱梁采用斜腹闆開口截面形式，兩片鋼箱梁中心間距5.5 m。在鋼箱主梁頂闆及支點橫梁上翼緣闆布設剪力釘，剪力釘采用圓頭焊釘，直徑22 mm, 高150 mm。标準斷面見圖1。

該橋縱向闆件(頂、底、腹闆以及各縱向加勁肋)恒載已在有限元模型中模拟，橫隔系、剪力釘等恒載以放大自重系數方式考慮，鋼箱主梁自重系數取1.1。二期恒載主要包括瀝青鋪裝重量24 kN/m3以及護牆重量10 kN/m, 鋼箱主梁分配重量按橫向分布确定。汽車荷載等級為公路-Ⅰ級，考慮活載修正系數K=橫向分布系數×橫向折減系數×偏載系數×沖擊系數的影響，其中各項影響系數均按照相關規範規定進行取值。整體溫度升降與溫度梯度的取值同樣參照相關規範。

全橋鋼結構闆材采用Q355C鋼，橋面闆采用C50,受力鋼筋采用HRB400。環境類别為Ⅰ-B,結構安全等級為一級，驗算項目見表1。

圖1 鋼箱-混組合梁标準斷面 下載原圖

單位：mm

表1 鋼箱-混組合梁驗算項目 導出到EXCEL

本文采用橋梁有限元分析軟件橋梁博士建立鋼箱主梁結構計算模型。該模型按相關規範規定的局部穩定與剪力滞影響下有效截面進行計算，得到結構總體(鋼箱主梁、混凝土橋面闆與剪力連接件)受力參數。全橋計算模型見圖2,模型中采用線性6自由度經典梁單元，端支點采用鍊杆支座，中支點采用鉸支座，結構為連續梁體系。

根據《公路鋼結構橋梁設計規範》(JTG D64—2015)規定[13],不同施工階段結構荷載會發生很大變化，因此在鋼箱主梁抗彎計算中應考慮施工方法及順序的影響，對荷載變化較大的施工階段進行抗彎驗算。按現場施工工序，荷載變化較大的幾個施工階段包括：(1)鋼箱主梁架設；(2)澆築混凝土橋面闆；(3)混凝土橋面闆受力；(4)二期鋪裝；(5)收縮徐變。

圖2 結構全橋計算有限元離散圖 下載原圖

有限元軟件計算結果見表2,由表2可以看出，在各施工階段，鋼箱主梁上、下緣最大應力均小于材料設計強度，故鋼箱主梁施工階段應力滿足要求。

表2 施工階段鋼箱主梁應力 導出到EXCEL

MPa

根據《公路橋涵設計通用規範》(JTG D60—2015)規定[14],公路橋涵極限承載能力應包括基本組合與偶然組合，偶然組合主要為地震作用、漂流物撞擊力以及汽車撞擊作用，本文不考慮，故僅采用基本組合進行驗算。基本組合為永久作用與可變作用設計值組合：1.2×梁體自重 1.2×二期恒載 1.0×收縮 1.0×徐變 1.4×移動荷載 1.4×溫度梯度升溫。

有限元軟件計算結果見圖3,由圖3可以看出，承載能力極限狀态基本組合跨中最大彎矩為26 360.8 kN·m, 墩頂最大負彎矩-53 646.9 kN·m, 支點最大剪力為5 753.4 kN。

圖3 基本組合荷載效應 下載原圖

根據《公路鋼結構橋梁設計規範》(JTG D64—2015)規定[13],鋼箱主梁截面需分别考慮局部穩定與剪力滞影響下(混凝土橋面闆僅考慮剪力滞影響)的有效截面進行各項受力驗算。有限元軟件計算結果見圖4,由圖4可以看出，支點上緣最大拉應力為222.75 MPa, 壓應力為-128.3 MPa; 支點下緣最大拉應力為212.39 MPa, 壓應力為-163.28 MPa。由于在計算中忽略了鋼箱主梁自由扭轉剪應力，應考慮對設計強度進行折減，折減後的設計強度仍大于荷載效應，故鋼箱主梁抗彎承載力滿足要求。

圖4 抗彎承載能力驗算 下載原圖

單位：MPa

根據《公路鋼結構橋梁設計規範》(JTG D64—2015)規定[13],對組合梁截面的抗剪承載力進行驗算，有限元軟件計算結果見圖5,由圖5可以看出，支點處最大剪力為5 752.7 kN,最小剪力-5 753.4 kN,均小于鋼箱主梁抗剪承載力15 815.1 kN,故鋼箱主梁抗剪承載力滿足要求。

圖5 抗剪承載能力驗算 下載原圖

單位：kN

根據《鋼-混凝土組合橋梁設計規範》(GB 50917—2013)規定[15],鋼-混凝土組合梁承受彎矩和剪力共同作用時，其承載能力通常小于單獨受彎或受剪時的承載能力，腹闆折算應力按式(1)驗算：

σ2 3τ2−−−−−−−√≤1.1fd         (1)σ2 3τ2≤1.1fd         (1)

式中：σ、τ為鋼梁腹闆計算高度邊緣同一點上同時産生的正應力、剪應力；fd為鋼材抗拉強度設計值。

驗算結果見圖6,由圖6可以看出，折算應力最大值為222.75 MPa, 小于設計強度，故鋼箱主梁腹闆最大折算應力滿足要求。

圖6 腹闆最大折算應力及抗力包絡圖 下載原圖

單位：MPa

由于鋼箱主梁構件及焊縫會受到汽車荷載的反複作用，故應對其進行疲勞驗算，《公路鋼結構橋梁設計規範》(JTG D64—2015)中定義了不同疲勞細節類别可供參考[13]。疲勞荷載計算模型I應力幅見圖7。

圖7 疲勞荷載模型I應力幅 下載原圖

單位：MPa

有4條焊縫均可能出現在最不利斷面附近，分别為：頂底闆現場對接焊縫、頂底闆工廠對接焊縫、頂闆與剪力釘的焊縫以及頂底闆與橫肋、橫隔闆連接的焊縫，可認為需驗算縱橋向所有斷面，故驗算時可取縱向最不利截面進行包絡驗算，其中“頂底闆現場對接焊縫”最為不利，于是按規範中的細節類别，取其所對應的疲勞極限70 MPa進行驗算即可。

采用疲勞荷載計算模型I進行計算，按式(2)和式(3)驗算頂底闆現場對接焊縫正應力幅可得：

Δσp=(1 Δϕ)(σpmax−σpmin)=20.3Δσp=(1 Δϕ)(σpmax-σpmin)=20.3MPa (2)

γFfΔσp=1.0×20.3MPa<ksΔσDγMf=0.857×70MPa1.35=44.4γFfΔσp=1.0×20.3ΜΡa<ksΔσDγΜf=0.857×70ΜΡa1.35=44.4MPa (3)

式中：Δσp為按疲勞荷載計算模型Ⅰ計算得到的正應力幅；Δϕ為放大系數；σpmax、σpmin為将疲勞荷載模型按最不利情況加載于影響線得出的最大和最小正應力；γFf為疲勞荷載分項系數，取1.0;ks為尺寸效應折減系數，由于該焊縫厚度為54 mm, 通過計算應取0.857;ΔσD為正應力常幅疲勞極限；γMf為疲勞抗力分項系數，取1.35。

故疲勞荷載模型I驗算滿足要求，由于為無限壽命設計，不需要驗算疲勞荷載模型Ⅱ。

規範所對應的疲勞極限為55 MPa。

采用疲勞荷載計算模型I進行計算，按式(4)和式(5)計算支點正應力幅可得：

Δσp=(1 Δϕ)(σpmax−σpmin)=4.5Δσp=(1 Δϕ)(σpmax-σpmin)=4.5MPa (4)

γFfΔσp=1.0×4.5MPa<ksΔσDγMf=0.857×55MPa1.35=34.9γFfΔσp=1.0×4.5ΜΡa<ksΔσDγΜf=0.857×55ΜΡa1.35=34.9MPa (5)

故疲勞荷載模型I驗算滿足要求。

規範所對應的疲勞極限為80 MPa, 取剪力幅較大的中支點截面驗算。

按式(6)計算翼緣與腹闆的剪應力：

τ=12he(VSfI)2 (ψFβflz)2−−−−−−−−−−−−−√         (6)τ=12he(VSfΙ)2 (ψFβflz)2         (6)

式中：τ為焊縫所受剪應力；he為直角角焊縫的計算厚度；V為構件所受剪力；Sf為所計算翼緣毛截面對梁中和軸的面積矩；I為梁的毛截面慣性矩；ψ為集中荷載增大系數；F為集中荷載；βf為正面角焊縫的強度設計值增大系數；lz為集中荷載在腹闆計算高度上邊緣的假定分布長度。

由有限元計算結果可得，疲勞荷載計算模型I支點處最大剪力為645 kN,最小剪力-645 kN,翼緣與腹闆采用對接T形熔透焊，he取腹闆厚度20 mm, 得τmax=1.9 MPa, 同理可得τmin=-1.9 MPa。

采用疲勞荷載計算模型I進行計算，按式(7)和式(8)計算支點正應力幅可得：

Δτp=(1 Δϕ)(τpmax−τpmin)=4.9Δτp=(1 Δϕ)(τpmax-τpmin)=4.9MPa (7)

γFfΔτp=1.0×4.9MPa<ΔτLγMf=0.457×ΔτC1.35=0.457×80MPa1.35=27.1γFfΔτp=1.0×4.9ΜΡa<ΔτLγΜf=0.457×ΔτC1.35=0.457×80ΜΡa1.35=27.1MPa (8)

式中：Δτp為按疲勞荷載計算模型Ⅰ計算得到的剪應力幅；τpmax、τpmin為将疲勞荷載模型按最不利情況加載于影響線得出的最大和最小剪應力；ΔτL為剪應力幅疲勞截止限；ΔτC為疲勞細節類别對應于2.0×106次常幅疲勞循環的疲勞剪應力強度。

因計算模型為單獨鋼箱主梁，無法考慮扭轉剪應力影響，但考慮到豎向剪力影響下結構富裕度較大，可認為本項驗算滿足要求。

由于該橋梁設計中的剪力連接件位于始終承受壓應力的鋼箱主梁翼緣，故應按式(9)進行疲勞驗算：

γFfΔτE2≤ΔτcγMf,s         (9)γFfΔτE2≤ΔτcγΜf,s         (9)

式中：ΔτE2為剪力連接件等效剪應力幅；γMf,s為剪力連接件疲勞抗力分項系數。

由整體模型可知疲勞荷載計算模型Ⅱ作用下結合面最大剪力幅為120 kN/m(因支點橫梁剪力釘數量較多，故不驗算此類截面，取橫梁邊緣截面驗算，距離梁端1 m),标準斷面剪力釘數量為60個/m, 即每個剪力釘剪力幅為2 kN,剪應力幅可按式(10)和式(11)進行計算：

τpmax−τpmin=ΔVA=2000N×4(22mm)2×3.14=5.2τpmax-τpmin=ΔVA=2000Ν×4(22mm)2×3.14=5.2MPa (10)

ΔτE2=(1 Δϕ)γ(τpmax-τpmin)=14.6 MPa (11)

式中：ΔV為将疲勞荷載模型按最不利情況加載于影響線得出的剪力幅；A為剪力釘的橫截面積；ΔτE2為按2×106次常幅疲勞循環換算得到的等效常值剪應力幅；γ為損傷等效系數。

因此，γFfΔτE2=14.6MPa≤ΔτcγMf,s=90γFfΔτE2=14.6ΜΡa≤ΔτcγΜf,s=90MPa, 滿足要求。

剪力連接件位于承受拉應力的鋼箱主梁翼緣時，應按式(12)～式(14)進行疲勞驗算：

γFfΔσE2ΔσcγMf γFfΔτE2ΔτcγMf,s=1.0×12MPa80MPa1.35 1.0×13MPa90MPa1=0.34≤1.3         (12)γFfΔσE2ΔσcγMf=1.0×12MPa80MPa1.35=0.2≤1         (13)γFfΔτE2ΔτcγMf,s=1.0×13MPa90MPa1=0.14≤1         (14)γFfΔσE2ΔσcγΜf γFfΔτE2ΔτcγΜf,s=1.0×12ΜΡa80ΜΡa1.35 1.0×13ΜΡa90ΜΡa1=0.34≤1.3         (12)γFfΔσE2ΔσcγΜf=1.0×12ΜΡa80ΜΡa1.35=0.2≤1         (13)γFfΔτE2ΔτcγΜf,s=1.0×13ΜΡa90ΜΡa1=0.14≤1         (14)

式中：ΔσE2為按2×106次常幅疲勞循環換算得到的等效常值正應力幅。

故本項驗算滿足要求。

為保證構件的正常使用，滿足使用者舒适性的要求，根據《公路鋼結構橋梁設計規範》(JTG D64—2015)規定[13],不計汽車沖擊力條件下其結構撓度應不超過L/500=120 mm, 有限元軟件計算結果見圖8,由圖8可以看出，活載頻遇值工況下結構最大撓度為21.8 mm。故結構剛度滿足要求。

圖8 活載頻遇值工況撓度包絡圖 下載原圖

單位：mm

本橋為I類一般環境，為了保證鋼筋混凝土橋面闆的耐久性，根據《公路鋼結構橋梁設計規範》(JTG D64—2015)規定[13],最大裂縫寬度限值應取0.2 mm。有限元軟件計算結果見圖9,由圖9可以看出，使用階段裂縫寬度最大值為0.101 mm, 出現在墩頂處，小于規範限值，故橋面闆裂縫寬度滿足要求。

圖9 頻遇組合橋面闆裂縫寬度 下載原圖

單位：mm

根據《公路鋼結構橋梁設計規範》(JTG D64—2015)規定[13],剪力連接件應進行抗剪承載力驗算。承載能力極限狀态與正常使用極限狀态下，有限元計算結果見圖10,由圖10可以看出，連接件抗剪承載力滿足要求。

圖10 抗剪承載力包絡圖 下載原圖

單位：kN·m

由于結構在受自身荷載條件下梁體會發生一定的下撓，故需要對主梁設置預拱度來抵消該部分的撓度影響，預拱度設置宜按結構自重标準值加1/2車道荷載頻遇值作為荷載組合進行計算，預拱度設置見圖11。

圖11 預拱度布置 下載原圖

單位：mm

對結構的支承反力進行計算，有限元計算結果見圖12,由圖12可以看出，标準組合下邊支點最大支反力2 269.7 kN,最小反力886.6 kN;中支點最大支反力7 203.4 kN,最小反力5 190.7 kN;且各支座豎向均不出現負反力，滿足要求。

圖12 支承反力 下載原圖

單位：kN

本文針對某鋼箱-混組合梁橋上部結構的設計進行計算研究，通過有限元計算軟件橋梁博士建立了鋼箱主梁結構實體模型，結合有關的規範要求，對鋼箱主梁施工階段應力、荷載效應以及承載力進行了計算，同時對鋼箱主梁焊縫疲勞強度與結構撓度進行了驗算；此外，還對橋面闆的裂縫以及剪力連接件的強度進行了相應的驗算；最後計算了結構整體的預拱度以及支承反力。研究結果表明，該橋梁的各項設計指标均滿足相應規範要求，其計算結果可為類似橋梁結構的設計與計算提供參考。

[1] 交通運輸部.2020年交通運輸行業發展統計公報[N].中國交通報，2021-05-19(002).

[2] 曹洪亮，李淑琴，劉洪成，路本生，楊震宇，李月路.波形鋼腹闆工字雙主梁組合梁橋設計與計算分析[J].公路，2019,64(8):83-88.

[3] 秦照博.鋼(梁)—砼(橋面闆)組合梁橋力學性能研究分析[D].蘭州交通大學，2015.

[4] 許偉，武文斐.箱形鋼—混凝土組合梁簡介[J].山西建築，2007,(32):70-71.

[5] 胡少偉，聶建國.箱形鋼-混凝土組合梁的複合彎扭試驗研究[J].建築結構，2006,(8):54-59 53.

[6] 周淩宇.鋼—混凝土組合箱梁受力性能及空間非線性分析[D].中南大學，2005.

[7] 丁海軍，梁書亭，朱筱俊，張根俞.箱形型鋼混凝土梁純扭性能試驗[J].建築結構，2011,41(1):19-22 29.

[8] 張長青，安永日，安裡鵬.組合結構箱梁扭轉極限承載力計算方法研究[J].重慶交通大學學報：自然科學版，2011,30(3):369-371 387.

[9] Yong D,Jiang K,Fei S,et al.Experimental study on ultimate torsional strength of PC composite box-girder with corrugated steel webs under pure torsion[J].Engineering Mechanics,2013,46(4):519-531.

[10] 聶鑫，樊健生，付裕.箱形截面連續組合梁橋的荷載橫向分布[J].清華大學學報：自然科學版，2009,49(12):1930-1933 1938.

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

[12] 鐘新谷.鋼箱-混凝土組合結構[M].北京：科學出版社，2012.

[13] JTG D64—2015 公路鋼結構橋梁設計規範[S].

[14] JTG D60—2015 公路橋涵設計通用規範[S].

[15] GB 50917—2013 鋼-混凝土組合橋梁設計規範[S].

聲明：我們尊重原創，也注重分享。有部分内容來自互聯網，版權歸原作者所有，僅供學習參考之用，禁止用于商業用途，如無意中侵犯了哪個媒體、公司、企業或個人等的知識産權，請聯系删除，另本頭條号推送内容僅代表作者觀點，與頭條号運營方無關，内容真僞請讀者自行鑒别，本頭條号不承擔任何責任。

更多精彩资讯请关注tft每日頭條，我们将持续为您更新最新资讯!