波形鋼與混凝土混合多箱室斜拉橋的剪力滯效應(yīng)

趙虎 勾紅葉 尼穎升

(1.西南交通大學 土木工程學院，四川 成都 610031；2.中鐵第四勘察設(shè)計院集團有限公司，湖北 武漢 430063；3.交通運輸部公路科學研究院，北京 100088 )

波形鋼腹板組合箱梁結(jié)構(gòu)具有可明顯減輕結(jié)構(gòu)自重、可有效解決箱梁腹板開裂、可大幅度提高預(yù)應(yīng)力索效應(yīng)以及可大面積工廠化生產(chǎn)并預(yù)制拼裝等優(yōu)勢，為縮短工期、降低造價、實現(xiàn)超寬大跨、節(jié)省下部結(jié)構(gòu)工程量等提供了可能。國外對此類結(jié)構(gòu)研究較早，已建造了較多不同橋型的波形鋼腹板組合箱梁，其中日本建造最多，達到200余座[1]，也由此產(chǎn)生了較大的影響。國內(nèi)對此類結(jié)構(gòu)的研究起步雖晚，但是發(fā)展很快，成果顯著，且衍生類型廣泛。自2004年國內(nèi)修建第一座三跨連續(xù)梁人行橋以來[1- 2]，至今陸陸續(xù)續(xù)建造了百余座，采用的截面由單箱單室到單箱多室、多箱多室，應(yīng)用跨徑由幾十米到近200 m，結(jié)構(gòu)類型由普通簡支梁橋到大跨、超寬斜拉橋。短短十余年時間，理論體系、工藝建造體系及設(shè)計方法體系等已發(fā)展成熟和完善。已建成的波形鋼腹板組合箱梁斜拉橋典型案例如日本的矢作川、栗東橋，中國的運寶橋和朝陽溝大橋等。針對多箱室波形鋼腹板組合箱梁腹板，國內(nèi)外更多的是采用單一的波形鋼配合節(jié)段混凝土橫梁構(gòu)造，但是對于大跨超寬箱梁，箱室的數(shù)量設(shè)置可超過5個，這時采用統(tǒng)一的波形鋼腹板可能滿足不了橫向剛度要求，便需要考慮波形鋼和混凝土混合腹板的形式。隨之而來，這類混合斷面就產(chǎn)生新的受力特征，諸如可靠的橫向分布系數(shù)、偏載系數(shù)、剪力滯系數(shù)等[3- 4]。

如前所述，對于波形鋼和混凝土混合腹板的箱梁形式有一些受力特征有待深入探討，其中剪力滯效應(yīng)的受力特點相對突出，這也是文中研究的重點。相比常規(guī)截面形式，李立峰、樊建生、吳文清等[2- 4]對波形鋼腹板組合箱梁結(jié)構(gòu)的剪力滯效應(yīng)做了深入研究，通過理論分析、試驗研究、模型試驗和計算分析得出了剪力滯系數(shù)分布特征、影響參數(shù)及理論分析的解析解等，為筆者的研究提供了一定的技術(shù)支撐。

目前，規(guī)范中的箱梁有效寬度分析方法對混凝土箱梁結(jié)構(gòu)相對有效，而波形鋼腹板組合箱梁的腹板軸向剛度非常小，相比混凝土腹板其抗彎效應(yīng)幾乎可以忽略，加之當下的平面桿系等計算措施存在不足，特采用精細化空間網(wǎng)格模型?？臻g網(wǎng)格模型將整個截面信息(頂?shù)装?、腹?表達在一個模型中，全部用梁單元表示，無需考慮橫向分布系數(shù)、偏載系數(shù)、截面有效分布寬度等簡化系數(shù)，可完整表達出截面的所有面內(nèi)和面外應(yīng)力項(彎曲、扭轉(zhuǎn)、畸變、剪切等)，所以分析波形鋼腹板混合斷面的剪力滯效應(yīng)具有重要意義[4- 5]。

本研究以波形鋼和混凝土混合腹板的大跨多箱室矮塔斜拉橋為例，基于空間網(wǎng)格分析方法探究在不同施工階段及不同工況作用下此類結(jié)構(gòu)邊、中跨有索區(qū)和無索區(qū)上下緣的剪力滯系數(shù)；由網(wǎng)格化的精細化分析得出橋梁縱向和橫向剪力滯系數(shù)分布規(guī)律，從而對網(wǎng)格模型求解波形鋼腹板混合斷面組合梁剪力滯系數(shù)的精確性進行驗證，以期為下一步的設(shè)計等提供新思路。

1 剪力滯效應(yīng)簡述

無論對于純混凝土箱梁還是鋼混組合箱梁，在箱梁橫向較寬的情況下，箱梁的頂?shù)装寰嬖谝蛞砭壈宓募羟凶冃味鹣淞簷M向的正應(yīng)力分布不均勻現(xiàn)象，與簡單的初等梁理論求得的縱向正應(yīng)力存在較大差異；剪切變形引起縱向正應(yīng)力橫向傳遞傳力滯后的現(xiàn)象稱做“剪力滯效應(yīng)”，剪力滯效應(yīng)如圖1所示。

圖1 剪力滯效應(yīng)示意圖

在腹板與頂?shù)装褰唤缣?，初等梁理論求得的正?yīng)力值小于考慮剪切變形時的真實法向應(yīng)力，可稱作“正剪力滯效應(yīng)”；在腹板與頂?shù)装褰唤缣?，初等梁理論求得的正?yīng)力值大于考慮剪切變形時的真實法向應(yīng)力，可稱作“負剪力滯效應(yīng)”[6- 9]。

將考慮由于箱梁橫向剪切變形引起的截面縱向正應(yīng)力計作A，將按照初等梁理論(空間桿系)得到的截面縱向正應(yīng)力計作B，則剪力滯系數(shù)λ可表達為

λ=A/B

(1)

其中，A值在空間網(wǎng)格模型中為實際求解得出的真實應(yīng)力(考慮了結(jié)構(gòu)空間的受力特點)，B值為截面平均正應(yīng)力值。由此得出的剪力滯系數(shù)基本上可以代表截面的實際受力特征，剪力滯系數(shù)具體表達式為

λ=σ/σ0

(2)

此時，最大剪力滯系數(shù)可表示為

λmax=σmax/σ0

(3)

式中：σmax為空間網(wǎng)格模型截面單元最大正應(yīng)力；σ0為根據(jù)初等梁理論求解出的縱向正應(yīng)力，其計算式為

(4)

式中：n為混凝土板的單元數(shù)量，bi為單元寬度。

以往設(shè)計中按折減后的截面有效寬度計算抗彎慣性矩，從而求出初等梁理論方式得出的彎曲應(yīng)力與變形。σ0(式(4))中有效分布寬度反映出翼緣板正應(yīng)力分布的不均勻狀況，是根據(jù)頂?shù)装逭龖?yīng)力體積等代的原則計算而來。

2 空間網(wǎng)格模型及完整驗算應(yīng)力概述

2.1 空間網(wǎng)格模型

對于箱梁結(jié)構(gòu)，分為頂板、底板及腹板，每個部分的板可以離散成N塊小板，每塊小板由縱橫向的十字交叉梁單元(6DOF梁單元)桿件替代，十字交叉梁代表整個小板的剛度和重量，N個板塊組成了N個十字交叉梁，從而圍繞箱梁的頂?shù)装?、腹板一周形成一個網(wǎng)狀結(jié)構(gòu)，這樣橋梁整個結(jié)構(gòu)可以用一個空間的網(wǎng)狀結(jié)構(gòu)來表示。圖2是一個典型的單箱單室截面離散后形成的網(wǎng)狀結(jié)構(gòu)，N個十字交叉梁構(gòu)成了空間網(wǎng)格模型[7- 9]。

圖2 箱梁截面離散為空間網(wǎng)格模型示意圖

Fig.2 Diagram of box girder section discretized into space mesh model

2.1.1 結(jié)構(gòu)離散

箱梁截面和劃分形成的網(wǎng)格疏密程度取決于截面形式和計算精準度等要求，網(wǎng)格劃分得越密則空間效應(yīng)表達得越準確，頂?shù)装搴透拱咫x散后的網(wǎng)格模型如圖3所示。

(a)截面劃分圖示

(b)網(wǎng)格生成圖示

2.1.2 效應(yīng)計算及表達方式

在空間網(wǎng)格模型中，網(wǎng)格單元的彎剪扭及軸力等內(nèi)力通過單元剛度進行分配，面內(nèi)的軸力、剪力及面外的彎矩表達如圖4所示。單元厚度均勻體現(xiàn)出的薄膜效應(yīng)和局部荷載效應(yīng)可以通過截面的劃分體現(xiàn)出來。以下通過板件離散的十字交叉梁格替換的示意圖及公式表達面內(nèi)面外的效應(yīng)[10- 12]。

圖4 十字交叉梁替代板件的力學等代關(guān)系圖

Fig.4 Equivalent relationship diagram of cross beams replacing plates

(1)面外應(yīng)力效應(yīng)

板件截面表層在x和y方向的面外正應(yīng)力效應(yīng)如式(5)和(6)所示：

(5)

(6)

式中：σx、σy為截面x和y向正應(yīng)力；z為截面應(yīng)力計算點距中性軸的距離；Ix、Iy為繞各自截面中性軸慣性矩；Mx、My為繞各自截面中性彎矩。

(2)面內(nèi)應(yīng)力效應(yīng)

板件截面中間層在x和y方向的面內(nèi)正應(yīng)力效應(yīng)如式(7)和(8)所示：

(7)

(8)

式中：σx，m、σy，m為截面中間面層的x向和y向的正應(yīng)力；bx、by為垂直于x向或y向的斷面寬度；hx、hy為垂直于x向或y向的斷面高度。

2.2 橋梁規(guī)范與空間網(wǎng)格模型表達剪力滯系數(shù)的區(qū)別

橋梁規(guī)范與空間網(wǎng)格模型求解剪力滯系數(shù)最大的區(qū)別在于表達式中計算應(yīng)力項的完整性。橋梁規(guī)范中的剪力滯系數(shù)的求解是基于初等梁理論，而初等梁理論中的應(yīng)力值是截面整體平均正應(yīng)力，沒有考慮畸變等完整的應(yīng)力項。面內(nèi)和面外應(yīng)力有9項需要重點的關(guān)注和考慮，而橋梁規(guī)范中的平均正應(yīng)力僅考慮了3項正應(yīng)力(彎曲和扭轉(zhuǎn)等)。空間網(wǎng)格分析方法借助于空間網(wǎng)格模型，模型中的每塊板件均用3層應(yīng)力來表達面內(nèi)和面外效應(yīng)[11- 13]，空間網(wǎng)格模型反應(yīng)箱的梁截面的全部關(guān)鍵應(yīng)力項如 表2 所示，網(wǎng)格化后波形鋼腹板組合梁應(yīng)該關(guān)注的關(guān)鍵應(yīng)力項如表3所示。

表2 箱梁截面的9個關(guān)鍵應(yīng)力項

表3 波形鋼腹板組合箱梁驗算應(yīng)力

3 典型案例分析

3.1 模型介紹

某大橋主橋跨長620 m(110 m+2×200 m+110 m)，該橋的實況和空間網(wǎng)格模型如圖5所示，典型斷面的結(jié)構(gòu)如圖6所示，邊跨加密網(wǎng)格模型和中跨加密網(wǎng)格模型如圖7所示。計算模型共分 11 274 個節(jié)點和24 336個單元，橫梁以均布荷載形式計入。支座采用連桿考慮剛度的形式模擬，橋墩采用梁單元模擬，墩底完全固結(jié)，依據(jù)右手準則，x方向沿橋梁縱向，y方向為豎直向上，z方向沿橋梁橫向。

3.2 空間網(wǎng)格模型建模參數(shù)說明

利用空間網(wǎng)格模型模擬波形鋼腹板時，需要結(jié)合波形鋼腹板的受力特點，對模型中用空間6自由度梁格單元模擬的波形腹板單元的部分截面特性參數(shù)進行修正。針對空間網(wǎng)格模型本身離散的特點，參數(shù)的修正主要集中在體現(xiàn)波形鋼腹板縱向受力特性的縱向腹板單元以及模擬腹板的豎向桿件。

(a)文中案例的空間網(wǎng)格模型

(b)文中案例的實景圖

Fig.5 Spatial grid model of the case in this article and its real scene

通過對文獻[9- 15]的理解可知，通常的做法是對波形鋼腹板縱向彈性模量E0進行修正，采用有效彈性模量Ex的方式，有效彈性模量Ex的換算過程如下：將波形鋼腹板等效為等高度的平面鋼腹板，根據(jù)波形鋼板的軸力及軸向變形相同的條件，波形鋼腹板幾何參數(shù)示意圖如圖8所示。

圖6 典型斷面(單位：cm)

(a)邊跨加密網(wǎng)格模型

(b)中跨加密網(wǎng)格模型

圖8 波形鋼腹板幾何參數(shù)示意圖

Fig.8 Schematic diagram of geometrical parameters of corrugated steel web

在軸向力P的作用下，波形鋼板的軸向變形可由卡氏定理求得，即：

(9)

將波形鋼板等效成與其等長的平鋼板，在軸向力P的作用下，它的軸向變形為

(10)

由δ1=δ2可以求得：

(11)

波形鋼腹板軸向有效彈性模量Ex一般為普通鋼板彈性模量E0的幾百分之一甚至幾千分之一，可見波形鋼腹板的褶皺效應(yīng)使得其軸向剛度非常小，基本不承受彎矩和軸力。

利用上述理論公式，計算該算例中需要的縱向有效彈性模量Ex與原彈性模量E0的比值為Ex/E0≈883。

利用ANSYS建立波形鋼板的實體模型，對上述的理論計算進行驗證，施加拉壓力，計算相同軸力作用下，波形鋼腹板與平鋼板位移的比值。結(jié)果顯示平鋼板位移/波形鋼腹板位移=1/886，可知上述公式是適用的。

利用上述理論，在空間網(wǎng)格模型中，修改代表波形鋼腹板的縱向單元縱向剛度，按照理論公式計算的折減倍數(shù)，將單元軸向剛度面積折減到原來的1/886，其余幾何特性及材料參數(shù)不進行修正。

箱梁斷面的劃分和節(jié)點情況如圖9所示，將截面頂?shù)装宸謩e劃分為19道縱梁和15道縱梁，腹板沿縱向高度是變化的，僅劃分為一道縱向板單元，頂?shù)装鍎澐殖?4道板單元，分別得到板件的面內(nèi)和面外正應(yīng)力，每塊板件中間的小黑點表示重心位置，“縱梁1”表示1號縱梁的結(jié)果。如上所述模型中腹板除了軸向剛度折減到原來的1/886外其余參數(shù)暫不修正。腹板的桿件形狀在模型中表達如 圖10 和圖11所示。

沿全橋縱向在每個節(jié)段橫隔梁位置，用圖12中的橫向網(wǎng)格單元來模擬箱梁截面的橫向框架效應(yīng)。同時，對邊跨(第一跨)及最內(nèi)側(cè)中跨(第四跨)實施了網(wǎng)格化，對網(wǎng)格化跨段中的1#、5#、9#關(guān)鍵節(jié)段進行細化(考慮鋼加勁肋、鋼橫梁、虛擬橫梁、節(jié)段接口等)。

圖9 斷面網(wǎng)格切割示意圖

圖10 豎桿單元模擬形狀

圖11 豎桿單元面外剛度的表達形狀

Fig.11 Expressed shape of out-of-plane stiffness of vertical bar element

(a)邊跨網(wǎng)格加密區(qū)

(b)中跨網(wǎng)格加密區(qū)

4 剪力滯效應(yīng)分布規(guī)律分析

箱梁的剪力滯效應(yīng)通過剪力滯系數(shù)表達，實例中斜拉橋采用了單箱多室波形鋼和混凝土混合腹板的截面形式，主橋共分24個節(jié)段，采用懸臂澆筑法進行施工。為了分析主橋關(guān)鍵截面頂板、底板處的剪力滯效應(yīng)，將典型截面選取在無索區(qū)和有索區(qū)(圖12中1號區(qū)、3號區(qū))，并選取4個關(guān)鍵的施工階段為分析工況，工況分別為：最大懸臂狀態(tài)、全橋合攏、二期鋪裝及成橋后徐變10年。為了分析主橋縱向剪力滯系數(shù)分布規(guī)律，從圖9中選取關(guān)鍵的位置——腹頂-縱梁1、腹頂-縱梁2、腹頂-縱梁3、腹底-縱梁1、腹底-縱梁2、腹底-縱梁3(其中腹頂-縱梁3和腹底-縱梁3為混凝土腹板位置)，分析工況選取為最大懸臂、合攏狀態(tài)、二期恒載及成橋階段和徐變10年。邊中跨關(guān)鍵截面的剪力滯系數(shù)分布規(guī)律如圖13所示，截面關(guān)鍵位置處剪力滯系數(shù)沿橋梁縱向分布規(guī)律(半橋)如圖14所示。

通過圖13分析可知，最大懸臂狀態(tài)時，有斜拉索區(qū)域，波形鋼和頂板交接處表現(xiàn)出明顯的正剪力滯效應(yīng)，最外側(cè)腹板的剪力滯系數(shù)較大，其最大值為1.471，混凝土腹板與頂板交接處表現(xiàn)出明顯的負剪力滯效應(yīng)，剪力滯系數(shù)最大值為0.529；波形鋼和底板交接處表現(xiàn)出明顯的負剪力滯效應(yīng)，內(nèi)側(cè)波形鋼腹板處剪力滯系數(shù)較大，其最大值為0.854，混凝土腹板與底板交接處表現(xiàn)出明顯的負剪力滯效應(yīng)，剪力滯系數(shù)最大值為1.348。無斜拉索區(qū)域，波形鋼和頂板交接處正剪力滯效應(yīng)不明顯，內(nèi)側(cè)波形鋼腹板處剪力滯系數(shù)較大，其最大值為1.094，混凝土腹板與頂板交接處表現(xiàn)出負剪力滯效應(yīng)但不明顯，剪力滯系數(shù)最大值為1.121；波形鋼和底板交接處表現(xiàn)出明顯負剪力滯效應(yīng)，剪力滯系數(shù)最大值為0.855，混凝土腹板與底板交接處表現(xiàn)出負剪力滯效應(yīng)但不明顯，剪力滯系數(shù)最大值為0.860。整體來看，頂板邊上波形鋼腹板的正剪力滯系數(shù)較大，頂板混凝土腹板處表現(xiàn)出負剪力滯效應(yīng)；底板所有腹板處均表現(xiàn)出負剪力滯效應(yīng)，混凝土腹板與底板交接處最大。

(a)最大懸臂狀態(tài)，1號區(qū)(有索區(qū))

(b)最大懸臂狀態(tài)，3號區(qū)(無索區(qū))

(c)合攏狀態(tài)，1號區(qū)(有索區(qū))

(d)合攏狀態(tài)，3號區(qū)(無索區(qū))

(e)二期恒載狀態(tài)，1號區(qū)(有索區(qū))

(f)二期恒載狀態(tài)，3號區(qū)(無索區(qū))

(g)成橋徐變10年狀態(tài)，1號區(qū)(有索區(qū))

(h)成橋徐變10年狀態(tài)，3號區(qū)(無索區(qū))

Fig.13 Shear lag coefficients of key sections with and without cables

合攏狀態(tài)時，有斜拉索區(qū)域，波形鋼和頂板交接處表現(xiàn)出正剪力滯效應(yīng)，最外側(cè)腹板的剪力滯系數(shù)較大，其最大值為1.303，混凝土腹板與頂板交接處表現(xiàn)出明顯的負剪力滯效應(yīng)，剪力滯系數(shù)最大值為0.741；波形鋼和底板交接處表現(xiàn)出明顯負剪力滯效應(yīng)，內(nèi)側(cè)波形鋼腹板處剪力滯系數(shù)較大，其最大值為0.892，混凝土腹板與底板交接處表現(xiàn)出負剪力滯效應(yīng)但不明顯，剪力滯系數(shù)最大值為0.792。無斜拉索區(qū)域，波形鋼和頂板交接處正剪力滯效應(yīng)不明顯，內(nèi)側(cè)波形鋼腹板處剪力滯系數(shù)較大，其最大值為1.085，混凝土腹板與頂板交接處表現(xiàn)出負剪力滯效應(yīng)但不明顯，剪力滯系數(shù)最大值為1.104；波形鋼和底板交接處表現(xiàn)出明顯負剪力滯效應(yīng)，剪力滯系數(shù)最大值為0.860，混凝土腹板與底板交接處表現(xiàn)出負剪力滯效應(yīng)但不明顯，剪力滯系數(shù)最大值為0.854。整體來看，有斜拉索和無斜拉索區(qū)，頂板波形鋼與腹板交接處表現(xiàn)出正剪力滯效應(yīng)，混凝土腹板與頂板交接處表現(xiàn)出負剪力滯效應(yīng)，其中頂板邊上波形鋼腹板的正剪力滯系數(shù)較大；底板所有腹板處均表現(xiàn)出負剪力滯效應(yīng)，混凝土腹板與底板交接處最大。

(a)最大懸臂狀態(tài)(邊中跨)，腹板與頂板接合處

(b)最大懸臂狀態(tài)，腹板與底板接合處

(c)合攏狀態(tài)，腹板與頂板接合處

(d)合攏狀態(tài)，腹板與底板接合處

(e)二期恒載狀態(tài)，腹板與頂板接合處

(f)二期恒載狀態(tài)，腹板與底板接合處

(g)成橋徐變10年狀態(tài)，腹板與頂板接合處

(h)成橋徐變10年狀態(tài)，腹板與底板接合處

Fig.14 Distribution law of longitudinal shear lag coefficient of bridges under key working conditions

二期恒載狀態(tài)和成橋徐變10年狀態(tài)的剪力滯效應(yīng)及系數(shù)較為接近且變化不大。二期恒載狀態(tài)，有斜拉索區(qū)域，波形鋼和頂板交接處表現(xiàn)出正剪力滯效應(yīng)，最外側(cè)腹板的剪力滯系數(shù)較大，其最大值為1.228，混凝土腹板與頂板交接處表現(xiàn)出明顯的負剪力滯效應(yīng)，剪力滯系數(shù)最大值為0.819；波形鋼和底板交接處表現(xiàn)出明顯負剪力滯效應(yīng)，內(nèi)側(cè)波形鋼腹板處剪力滯系數(shù)較大，其最大值為0.868，混凝土腹板與底板交接處表現(xiàn)出負剪力滯效應(yīng)但不明顯，剪力滯系數(shù)最大值為0.763。無斜拉索區(qū)域，波形鋼和頂板交接處正剪力滯效應(yīng)不明顯，內(nèi)側(cè)波形鋼腹板處剪力滯系數(shù)較大，其最大值為1.101，混凝土腹板與頂板交接處表現(xiàn)出負剪力滯效應(yīng)但不明顯，剪力滯系數(shù)最大值為1.121；波形鋼和底板交接處表現(xiàn)出明顯負剪力滯效應(yīng)，剪力滯系數(shù)最大值為0.860，混凝土腹板與底板交接處表現(xiàn)出負剪力滯效應(yīng)但不明顯，剪力滯系數(shù)最大值為0.854。整體來看，頂板波形鋼與腹板交接處表現(xiàn)出正剪力滯效應(yīng)，混凝土腹板與頂板交接處表現(xiàn)出負剪力滯效應(yīng)，其中頂板邊上波形鋼腹板的正剪力滯系數(shù)較大；底板所有腹板處均表現(xiàn)出負剪力滯效應(yīng)，混凝土腹板與底板交接處最大。

總體上，最大懸臂狀態(tài)、合攏狀態(tài)、二期恒載及徐變10年狀態(tài)，頂板波形鋼與腹板交接處表現(xiàn)出正剪力滯效應(yīng)，混凝土腹板與頂板交接處表現(xiàn)出負剪力滯效應(yīng)，其中頂板邊上波形鋼腹板的正剪力滯系數(shù)較大；底板所有腹板處均表現(xiàn)出負剪力滯效應(yīng)，混凝土腹板與底板交接處最大。頂板的正剪力滯效應(yīng)遠強于底板，因此靠近懸臂端根部的截面，其剪力滯效應(yīng)對于截面應(yīng)力的的影響要強于遠離懸臂端根部的截面。

通過圖14分析可知，最大懸臂狀態(tài)時，通過對波形鋼腹板和混凝土腹板與頂?shù)装褰唤犹幖袅禂?shù)縱向分布規(guī)律的分析可知，波形鋼腹板與頂板交接處的剪力滯系數(shù)最大為2.0，在中跨跨中附近，橋塔處的剪力滯系數(shù)為1.0左右，邊腹板剪力滯效應(yīng)最突出；混凝土腹板與頂板交接處的剪力滯系數(shù)最大接近1.5，在橋塔附近，中跨和邊跨跨中區(qū)域剪力滯系數(shù)普遍接近于0.0，波形鋼腹板和混凝土腹板與頂板交接處的剪力滯系數(shù)分布呈相反的分布趨勢。波形鋼腹板與底板交接處的剪力滯系數(shù)最大為1.7，在中跨跨中附近，除邊跨端部外的其他區(qū)域剪力滯系數(shù)均小于1.0，表現(xiàn)出負剪力滯效應(yīng)，邊腹板剪力滯效應(yīng)最突出；混凝土腹板與底板交接處的剪力滯系數(shù)最大接近1.7，在跨中附近，除中跨跨中和邊跨端部外的其他區(qū)域剪力滯系數(shù)均小于1.0。

合攏狀態(tài)、二期恒載狀態(tài)和徐變10年狀態(tài)的頂?shù)装蹇v向剪力滯系數(shù)分布趨勢是一致的，其中二期恒載和徐變10年狀態(tài)是合攏狀態(tài)的進一步發(fā)展和延續(xù)，與實際情況一致，二期恒載和徐變10年狀態(tài)的趨勢和數(shù)值幾乎保持不變。從圖中整體上看，頂板的剪力滯系數(shù)在橋塔附近最為突出，波形鋼腹板與頂板交接處的剪力滯系數(shù)普遍小于1.0，剪力滯系數(shù)最大出現(xiàn)在邊跨端部附近(其值為1.5)，混凝土腹板與頂板交接處的剪力滯系數(shù)普遍大于1.0，剪力滯系數(shù)最大出現(xiàn)在邊跨橋塔附近(其值為1.7)，波形鋼腹板與混凝土腹板的頂板交接處縱向剪力滯系數(shù)分布趨勢相反。底板的剪力滯系數(shù)在中跨和邊跨跨中區(qū)域最為突出，波形鋼腹板與底板交接處的剪力滯系數(shù)普遍小于1.0，僅在中跨跨中部分區(qū)域剪力滯系數(shù)大于1.0，最大值為1.15，混凝土腹板與底板交接處的剪力滯系數(shù)普遍小于1.0，剪力滯系數(shù)最大在中跨跨中部分區(qū)域(其最大值為1.25)，波形鋼腹板與混凝土腹板的頂板交接處縱向剪力滯效應(yīng)普遍為負剪力滯效應(yīng)。

綜上所述，基于設(shè)計的角度考慮，對于波形鋼腹板和混凝土腹板混合的斷面，邊跨正剪力滯系數(shù)最大可取1.7，負剪力滯系數(shù)最小可取0.4；中跨正剪力滯系數(shù)最大可取1.4，負剪力滯系數(shù)最小可取0.4。以上這些統(tǒng)計數(shù)據(jù)相比常規(guī)的波形鋼腹板組合箱梁斜拉橋的剪力滯系數(shù)普遍較小，分布規(guī)律有較大區(qū)別，尤其是橫截面上的混凝土腹板與頂板、波形鋼腹板與頂板交接處的剪力滯效應(yīng)大部分是相反的。

5 結(jié)論

通過對波形鋼腹板組合梁橋的力學特點和應(yīng)用闡述，得知目前的波形鋼腹板組合梁斷面均為波形鋼腹板，而波形鋼和混凝土腹板混合的斷面還很少見，在斜拉橋中應(yīng)用更為少見，因此有關(guān)此類結(jié)構(gòu)的剪力滯效應(yīng)的問題值得深入探討。文中分析了單梁模型、平面梁網(wǎng)格模型及實體模型的不足，進而引出實用精細化空間網(wǎng)格分析方法。通過扼要概述空間網(wǎng)格模型及分析剪力滯系數(shù)的原理，以一個典型案例得出波形鋼腹板、混凝土腹板混合斷面斜拉橋的剪力滯系數(shù)橫向和縱向的分布規(guī)律，可以得出以下主要結(jié)論：

(1)橫截面上，整體來看，有斜拉索和無斜拉索區(qū)，頂板波形鋼與腹板交接處表現(xiàn)出正剪力滯效應(yīng)，混凝土腹板與頂板交接處表現(xiàn)出負剪力滯效應(yīng)，其中頂板邊上波形鋼腹板的正剪力滯系數(shù)較大；底板所有腹板處均表現(xiàn)出負剪力滯效應(yīng)，混凝土腹板與底板交接處最大。

(2)縱向上，基于設(shè)計的角度考慮，對于波形鋼腹板和混凝土腹板混合的斷面，邊跨正剪力滯系數(shù)最大可取1.7，負剪力滯系數(shù)最小可取0.4；中跨正剪力滯系數(shù)最大可取1.4，負剪力滯系數(shù)最小可取0.4。這些統(tǒng)計數(shù)據(jù)相比常規(guī)的波形鋼腹板組合箱梁斜拉橋的剪力滯系數(shù)普遍較小，分布規(guī)律有較大區(qū)別，尤其是橫截面上的混凝土腹板與頂板、波形鋼腹板與頂板交接處的剪力滯效應(yīng)大部分是相反的。

(3)在設(shè)計和計算便捷方面，空間網(wǎng)格模型有效地解決了平面桿系和實體等模型的缺點，能將箱梁截面面外和面內(nèi)完整應(yīng)力表達出來，其計算結(jié)果更具有針對性和實效性，為精細化設(shè)計提供新方向。