李斐然　康　健　刘东旭

(河南省交通规划设计研究院股份有限公司　郑州　450052)



装配式波形钢腹板T梁横向分布系数分析*

李斐然康健刘东旭

(河南省交通规划设计研究院股份有限公司郑州450052)

基于实体单元和板单元相结合的精细有限元法，分析装配式波形钢腹板T梁的荷载横向分布情况，并与传统横向分布系数计算方法进行对比，研究不同形式的横隔板对波形钢腹板T梁横向分布系数的影响.结果表明，采用刚接板法计算四片波形钢腹板T梁结构是较为合适的方法，其中中梁横向分布系数与精细有限元法接近，边梁横向分布系数较精细有限元法大1.15倍，横隔板刚度的强弱变化对横向分布系数影响不大.

波形钢腹板；T梁；有限元；横向分布

0　引　　言

波形钢腹板桥梁具有自重轻、抗裂性能好、造型美观等优点，但相比于混凝土箱梁，腹板厚度由混凝土腹板的30～50 cm减薄至波形钢板的10～30 mm，导致抗扭刚度变小，因此波形钢腹板桥梁大都采用整体抗扭性能较好的箱梁截面形式[1].装配式波形钢腹板T梁[2-4]保持了传统装配式混凝土T梁易于架设的优点，同时预应力有效性大幅度提高，腹板抗裂性显著加强，整体抗扭性能可通过增加横隔板数量进行提高，具备代替混凝土T梁的可能，比如，2005年世界上第一座波形钢腹板 T 梁桥曾宇川桥在日本建成.装配式波形钢腹板T梁的预制和安装工艺为[5-7]：在工厂预制波形钢腹板预应力混凝土T梁，运输安装于桥梁墩台上，将横桥向相邻T梁构件的上翼板、横向钢筋、跨间横隔板及横梁通过现浇混凝土湿接缝连接形成整体.图1为装配式波形钢腹板T梁桥的一般断面形式.

图1　装配式波形钢腹板T梁断面图

横向分布系数[8-9]的计算方法较多，包括铰接板法、刚接板法、刚性横梁法、比拟正交异形板法等，由于装配式波形钢腹板T梁的整体抗扭刚度较小，直接采用混凝土T梁的横向分布系数计算方法是不恰当的，本文采用实体单元和板单元相结合的有限元法进行横向分布系数的分析，与传统的横向分布系数计算方法进行对比，以选定适合于装配式波形钢腹板T梁的横向分布系数计算方法.

1　有限元分析

1.1计算假定

基于大型通用有限元软件ANSYS[10]建立装配式波形钢腹板T梁有限元模型，在分析过程中，采用下列2条假定以便于进行横向分布系数的分析：(1) 波形钢板与混凝土之间连接可靠，不发生剪切滑移；(2) 忽略新旧混凝土收缩徐变的影响.

1.2有限元模型的建立

按照实际情况建立全桥板单元和实体单元相结合的有限元模型，边界条件通过约束相应位置的节点进行，车辆荷载根据加载位置和规范值施加.图2为四跨一联的波形钢腹板T梁桥计算模型图.图3为节段计算模型图，从图中可以看到模型均采用了六面体网格，为了提高单元的计算精度，参数输入部分定义了相关参数，可根据需要进行网格细分.图4跨间横梁计算模型图，图中可以看到对于跨间横梁尽可能的也采用了六面体网格，模型中考虑了人孔的相关构造，为了确保顶板、底板和波形钢网格的形状，中横梁的网格形状相对不规则，考虑到跨间横梁在在横向分布系数分析中主要为了传力可靠，可认为满足工程精度要求.

图2　波形钢腹板T梁桥计算模型

图3　节段计算模型

图4　横梁计算模型

结构分析全部采用ANSYS11.0进行，其中采用只受拉单元LINK10模拟预应力钢绞线，板壳单元SHELL63模拟波形钢板，实体单元SOLID45模拟混凝土顶底板.波形钢板与混凝土相接触的位置采用相同的网格划分，保证板单元与混凝土单元共用节点，预应力筋的模拟通过首先建立力筋线的几何模型，将几何模型按一定的间距划分单元，然后选择力筋线上所有的节点，将力筋节点与最接近的混凝土节点进行耦合.

钢梁采用Q345型钢材，容重78.5 kN/m3，弹性模量210 GPa，泊松比0.3，线胀系数1.2×10-5；预应力钢绞线张拉控制应力为1 023 MPa，容重78.5 kN/m3，弹性模量为195 GPa，线胀系数1.2×10-5；钢筋混凝土箱梁采用C50混凝土，容重26 kN/m3，弹性模量为34.5 GPa，线胀系数1.0×10-5.

1.3荷载的模拟

1) 自重模拟：由于计算模型按照实际情况建立，不需做简化处理，直接按照容重施加自重荷载.

2) 二期恒载模拟：铺装自重荷载采用面荷载施加在箱梁顶面，防撞护栏等荷载采用线荷载施加在端部.

3) 预应力模拟：通过降温法来施加预应力荷载.

4) 荷载模拟：在梁顶位置的横向各节点位置施加单位集中力，用于计算横向分布的影响线.

1.4横向联系与计算方法

为比较不同刚度的横向联系对装配式波形钢腹板T梁的影响，横隔板间距按照10 m一道布置，跨径与桥宽取在双向4车道高速公路中应用最普遍的30 m跨先简支后连续梁，桥宽12.75 m，横向由4片波形钢腹板T梁组成.为了分析横隔板刚度的差异对横向分布系数的影响，采用两种跨间横隔板模式进行分析.

模式一(弱横向联系)取消横隔板下缘位置的混凝土连接，在此种连接方式下横向传力主要依靠湿接缝位置的混凝土，见图5a).

模式二(强横向联系)包含横隔板下缘位置的混凝土连接，在此种连接方式下横向传力由湿接缝和跨间横梁共同承担，见图5b).

图5　横向联系位置单元图

为了比较传统横向分布系数计算方法[11]与精细有限元法的差异性，分别采用以下5种方法进行横向分布系数的对比分析.方法1，实体单元法：根据实体模型，按照横向加载进行分析；方法2，刚性横梁法：不考虑抗扭刚度修正；方法3，修正的刚性横梁法：考虑抗扭刚度修正；方法4，刚接板法：不考虑跨间横隔板的横向刚度；方法5，修正的刚接板法：考虑强横向联系模式横隔板的抗扭刚度进行修正.

2　横向分布系数分析

2.1模式一(弱横向联系)下横向分布系数分析

按方法1～4分别进行横向分布影响线的计算，将边梁和中梁腹板位置的影响线按照横向x坐标进行布置，计算结果见图6.由图6可知，方法1实体单元法得到的横向分布影响线在加载点位置有明显的突变，与方法4刚接板法计算结果的趋势相似，与方法2刚性横梁法和方法3修正的刚性横梁法显著不同，表明装配式波形钢腹板T梁的整体横向刚度相对较小.

图6　不同方法下波形钢腹板T梁的荷载横向分布影响线

为了进一步对边梁和中梁的影响线进行对比，将不同方法得到的影响线放在同一张图上进行对比，对比结果见图7.由图7可知，方法1实体单元法与方法4刚接板法在边梁和中梁上得到的影响线基本接近.

图7　不同方法下波形钢腹板T梁影响线对比图

按照横向3车道和2车道进行车辆布置，得到的横向分布系数计算结果(见表1)，对边梁各传统方法得到的横向分布系数普遍较精细有限元法大，偏大1.06～1.15倍；对中梁方法2和方法3计算结果偏小不能应用于设计，而方法4与方法1计算结果基本一致，因此对于波形钢腹板T梁在弱横向联系下采用方法4刚接板法进行分析是可行的.

表1　模式一下横向分布系数计算结果

2.2模式二(强横向联系)下横向分布系数分析

模式二强横向联系下跨间横梁的抗扭刚度会对刚接板法的计算结果产生一定影响，为此在模式二下增加方法5同时进行横向分布系数的分析按.方法1～5进行模式二强横向联系模式下横向分布影响线的计算，将边梁和中梁腹板位置的影响线按照横向x坐标进行布置，影响线的计算结果趋势与模式一相同，各方法下的影响线计算结果图不再给出，仅将不同方法得到的影响线放在同一张图上进行对比，对比结果见图8.由图8可知，对于边梁方法1实体单元法与方法4刚接板法较为相似，对于中梁方法4得到的峰值较方法1大，方法5得到的峰值较方法1小.

图8　不同方法下波形钢腹板T梁影响线对比图

按照横向3车道和2车道进行车辆布置，得到的横向分布系数计算结果见表2，对边梁各传统方法得到的横向分布系数普遍较精细有限元法大，偏大1.05～1.17倍；对中梁方法2、3、5计算结果偏小不能应用于设计，方法4与方法1计算结果基本一致，因此对于波形钢腹板T梁在强横向联系下采用方法4刚接板法进行横向分布系数计算是满足工程精度需要的.

表2　模式二下横向分布系数计算结果

2.3不同横向联系刚度的横向分布系数对比

将表1和表2进行对比可以看到，模式一弱横向联系下边梁的横向分布系数为0.883，相比模式二的0.868，两者相差不足2%，可认为强横向联系对边梁的横向分布系数减小作用不明显.模式一弱横向联系下中梁的横向分布系数为0.658，相比模式二的0.652，两者相差不足1%，可认为强横向联系对中梁的横向分布系数影响更小.无论是弱横向联系还是强横向联系，采用刚接板法进行横向分布系数的计算均可符合结构设计上的需要，对于中梁计算结果较为准确，对于边梁具有一定的安全储备.

3　结　　论

1) 采用刚接板法计算四片波形钢腹板T梁结构是较为合适的方法，刚性横梁法与修正的刚性横梁法不适合于波形钢腹板T梁.

2) 刚接板得到的横向分布系数计算结果中边梁横向分布系数较精细有限元法偏大约1.15倍，中梁横向分布系数与传统刚接板法的理论值接近，符合结构设计的需要.

3) 强横向联系刚度的对波形钢腹板T梁的横向分布系数改善效果不明显，在进行结构设计时应不考虑横隔板抗扭刚度的修正.

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Analysis of the Lateral Load Distribution Factors of Prefabricated T Girder with Corrugated Steel Webs

LI FeiranKANG JianLIU Dongxu

(HenanProvincialCommunicationsPlanning&DesignInstituteCO.,LTD.,Zhengzhou450052,China)

Based on the precise FEM that contains solid element and shell element, the lateral load distribution of prefabricated T girder with corrugated steel webs is analyzed, which is compared with the traditional methods of lateral load distribution factors. The effects of different types of diaphragm on the lateral load distribution factors are studied. The results show that the rigid-joint-plate method is a suitable method to analyze the four pieces of prefabricated T girders with corrugated steel webs and the calculated lateral load distribution factor of the middle beam is similar to that calculated from the precise FEM. However, the lateral load distribution factor of the edge beam calculated from the rigid-joint-plate method is 1.15 times larger than that calculated from the precise FEM. The change of the diaphragm stiffness has little effect on the lateral load distribution factor.

corrugated steel webs; T girder; FEM; lateral load distribution

2016-06-07

U448.2

10.3963/j.issn.2095-3844.2016.04.023

李斐然(1983- )：男，博士，高级工程师，主要研究领域为桥梁新结构设计

*河南省交通科技重点项目资助(2012D19)