大跨度鋼與混凝土組合連續(xù)箱梁關(guān)鍵技術(shù)

圖4.26所示。圖STYLEREF2\s4.2SEQ圖\*ARABIC\s25鋼梁水平撐失穩(wěn)模式圖STYLEREF2\s4.2SEQ圖\*ARABIC\s26鋼梁腹板失穩(wěn)模式工況2計(jì)算結(jié)果本部分計(jì)算了⑤號(hào)橋墩處支點(diǎn)梁段在施工階段3時(shí)，由于底板混凝土澆注但未參與受力且支反力較大，支座加勁及橫隔板處于不利受力狀態(tài)。局部應(yīng)力分析結(jié)果REF_Ref144562627\h圖4.31～REF_Ref144562628\h圖4.32為鋼梁上翼緣主壓應(yīng)力及Mises應(yīng)力分布圖；REF_Ref144562629\h圖4.33～REF_Ref144562630\h圖4.34為鋼梁腹板主壓應(yīng)力及Mises應(yīng)力分布圖，REF_Ref144562631\h圖4.35～REF_Ref144562632\h圖4.36為鋼梁橫隔板主壓應(yīng)力及Mises應(yīng)力分布圖。圖STYLEREF2\s4.3SEQ圖\*ARABIC\s21鋼梁上翼緣主壓應(yīng)力（kPa）圖STYLEREF2\s4.3SEQ圖\*ARABIC\s22鋼梁上翼緣Mises應(yīng)力（kPa）圖STYLEREF2\s4.3SEQ圖\*ARABIC\s23鋼梁腹板主壓應(yīng)力（kPa）圖STYLEREF2\s4.3SEQ圖\*ARABIC\s24鋼梁腹板Mises應(yīng)力（kPa）圖STYLEREF2\s4.3SEQ圖\*ARABIC\s25鋼梁橫隔板主壓應(yīng)力（kPa）圖STYLEREF2\s4.3SEQ圖\*ARABIC\s26鋼梁橫隔板Mises應(yīng)力（kPa）局部穩(wěn)定分析結(jié)果通過(guò)計(jì)算得到該工況下前7階失穩(wěn)模態(tài)均為橫撐失穩(wěn)及水平撐失穩(wěn)，其中一階彈性穩(wěn)定屈曲系數(shù)λ1＝4.347；第8階失穩(wěn)模態(tài)為腹板剪壓失穩(wěn)，彈性穩(wěn)定屈曲系數(shù)λ8＝6.470。圖STYLEREF2\s4.3SEQ圖\*ARABIC\s27鋼梁橫撐失穩(wěn)模式圖STYLEREF2\s4.3SEQ圖\*ARABIC\s28鋼梁腹板失穩(wěn)模式工況3計(jì)算結(jié)果本部分計(jì)算了⑤號(hào)橋墩處支點(diǎn)梁段在施工階段4時(shí)，由于臨時(shí)支座處頂升導(dǎo)致最大支反力，使支座加勁及橫隔板處于不利受力狀態(tài)。局部應(yīng)力分析結(jié)果REF_Ref144562627\h圖4.31～REF_Ref144562628\h圖4.32為鋼梁上翼緣主壓應(yīng)力及Mises應(yīng)力分布圖；REF_Ref144562629\h圖4.33～REF_Ref144562630\h圖4.34為鋼梁腹板主壓應(yīng)力及Mises應(yīng)力分布圖，REF_Ref144562631\h圖4.35～REF_Ref144562632\h圖4.36為鋼梁橫隔板主壓應(yīng)力及Mises應(yīng)力分布圖。圖STYLEREF2\s4.4SEQ圖\*ARABIC\s21鋼梁腹板主壓應(yīng)力（kPa）圖STYLEREF2\s4.4SEQ圖\*ARABIC\s22鋼梁腹板Mises應(yīng)力（kPa）圖STYLEREF2\s4.4SEQ圖\*ARABIC\s23鋼梁橫隔板主壓應(yīng)力（kPa）圖STYLEREF2\s4.4SEQ圖\*ARABIC\s24鋼梁橫隔板Mises應(yīng)力（kPa）局部穩(wěn)定分析結(jié)果通過(guò)計(jì)算得到該工況下前6階失穩(wěn)模態(tài)均為橫撐失穩(wěn)及水平撐失穩(wěn)，其中一階彈性穩(wěn)定屈曲系數(shù)λ1＝4.174；第7階失穩(wěn)模態(tài)為腹板剪壓失穩(wěn)，彈性穩(wěn)定屈曲系數(shù)λ7＝4.852。圖STYLEREF2\s4.4SEQ圖\*ARABIC\s25鋼梁橫撐失穩(wěn)模式圖STYLEREF2\s4.4SEQ圖\*ARABIC\s26鋼梁腹板失穩(wěn)模式工況4計(jì)算結(jié)果本部分計(jì)算了⑤號(hào)橋墩處支點(diǎn)梁段在成橋階段的受力狀態(tài)。局部應(yīng)力分析結(jié)果REF_Ref144562627\h圖4.31～REF_Ref144562628\h圖4.32為鋼梁上翼緣主壓應(yīng)力及Mises應(yīng)力分布圖；REF_Ref144562629\h圖4.33～REF_Ref144562630\h圖4.34為鋼梁腹板主壓應(yīng)力及Mises應(yīng)力分布圖，REF_Ref144562631\h圖4.35～REF_Ref144562632\h圖4.36為鋼梁橫隔板主壓應(yīng)力及Mises應(yīng)力分布圖。圖STYLEREF2\s4.5SEQ圖\*ARABIC\s21鋼梁腹板主壓應(yīng)力（kPa）圖STYLEREF2\s4.5SEQ圖\*ARABIC\s22鋼梁腹板Mises應(yīng)力（kPa）圖STYLEREF2\s4.5SEQ圖\*ARABIC\s23鋼梁橫隔板主壓應(yīng)力（kPa）圖STYLEREF2\s4.5SEQ圖\*ARABIC\s24鋼梁橫隔板Mises應(yīng)力（kPa）局部穩(wěn)定分析結(jié)果通過(guò)計(jì)算得到該工況下前8階失穩(wěn)模態(tài)均為橫撐失穩(wěn)及水平撐失穩(wěn)，其中一階彈性穩(wěn)定屈曲系數(shù)λ1＝2.738；第9階失穩(wěn)模態(tài)為腹板剪壓失穩(wěn)，彈性穩(wěn)定屈曲系數(shù)λ9＝6.930。圖STYLEREF2\s4.5SEQ圖\*ARABIC\s25鋼梁橫撐失穩(wěn)模式圖STYLEREF2\s4.5SEQ圖\*ARABIC\s26鋼梁腹板失穩(wěn)模式小結(jié)本章建立支點(diǎn)梁段局部模型對(duì)主梁施工狀態(tài)及成橋狀態(tài)的幾種不利受力工況進(jìn)行了局部應(yīng)力及彈性穩(wěn)定的分析，現(xiàn)將分析結(jié)果歸納如下：各工況鋼梁局部應(yīng)力分析中，除去應(yīng)力集中點(diǎn)的計(jì)算結(jié)果，鋼梁上翼緣最大主壓應(yīng)力約為320MPa；鋼梁腹板最大主壓應(yīng)力約為250MPa；鋼梁橫隔板最大主壓應(yīng)力約為280MPa。根據(jù)鋼梁局部穩(wěn)定分析，可以看出各工況下失穩(wěn)首先發(fā)生于鋼梁橫撐或水平撐，最小穩(wěn)定系數(shù)為2.738；腹板失穩(wěn)主要發(fā)生在混凝土橋面板先后澆注處附近，最小穩(wěn)定系數(shù)為3.423。近期鋼梁與混凝土結(jié)合部受力分析分析方法本章研究的主要內(nèi)容在于鋼主梁和混凝土橋面板之間焊釘?shù)淖饔?。在建立有限元?shí)體模型時(shí)，組合梁的槽型鋼梁及加勁肋用空間殼單元模擬，混凝土板用空間實(shí)體單元模擬，焊釘采用三維的彈簧單元模擬。由于焊釘數(shù)目眾多，如果每個(gè)焊釘都用一個(gè)彈簧單元模擬，將會(huì)使計(jì)算規(guī)模非常龐大。為克服這一困難，運(yùn)用子模型技術(shù)建立兩個(gè)模型，即全橋粗糙模型和局部精細(xì)模型。全橋粗糙模型6個(gè)焊釘為一組，用一個(gè)等剛度的彈簧單元模擬，單元?jiǎng)澐窒鄬?duì)較粗，但能準(zhǔn)確反映結(jié)構(gòu)的位移情況和整體應(yīng)力情況，如REF_Ref145735111\h圖5.11所示；局部精細(xì)模型選取全橋粗糙模型中焊釘受力最不利的20m中跨+90m邊跨，每個(gè)焊釘用一個(gè)彈簧元單元模擬，單元?jiǎng)澐州^細(xì)，以粗糙模型切割邊界上的位移作為精細(xì)模型的邊界條件，以準(zhǔn)確計(jì)算每個(gè)連接上的縱、橫向剪力及拉拔力，如REF_Ref145735180\h圖5.12所示。圖STYLEREF2\s5.1SEQ圖\*ARABIC\s21全橋粗糙模型圖STYLEREF2\s5.1SEQ圖\*ARABIC\s22局部精細(xì)模型鋼梁與頂板連接件縱橋向剪力計(jì)算結(jié)果由于混凝土橋面板預(yù)制段與現(xiàn)澆段接縫處局部會(huì)產(chǎn)生很大的剪力作用，這個(gè)將通過(guò)局部補(bǔ)強(qiáng)加以改善，因此這一段焊釘?shù)挠?jì)算結(jié)果未示出?？紤]到結(jié)構(gòu)橫向?qū)ΨQ(chēng)，因此僅取中跨20m+邊跨90m長(zhǎng)鋼梁一側(cè)翼緣上的焊釘進(jìn)行結(jié)果分析。結(jié)果坐標(biāo)系以腹板與翼緣交點(diǎn)作為原點(diǎn)，縱向?yàn)閤軸，橫向?yàn)閥軸，如REF_Ref145735180\h圖5.12所示。施工及二期鋪裝作用施工階段2REF_Ref145739516\h圖5.21為施工階段2即架梁結(jié)束后焊釘縱向剪力分布圖。由圖可見(jiàn)，由于考慮了預(yù)彎過(guò)程，焊釘剪力在預(yù)彎支點(diǎn)處有明顯的突變，與主梁剪力相對(duì)應(yīng)，且在焊釘間距變化處有鋸齒狀突變；焊釘最大縱向剪力在x=600m預(yù)制段端部附近，約為70kN。圖STYLEREF2\s5.2SEQ圖\*ARABIC\s21施工階段2焊釘縱向剪力分布圖施工階段3REF_Ref145739545\h圖5.22為施工階段3即7跨連續(xù)，澆注4、5號(hào)墩處底板混凝土后焊釘縱向剪力分布圖。由圖可見(jiàn)，施工階段3對(duì)縱向剪力基本沒(méi)有影響。圖STYLEREF2\s5.2SEQ圖\*ARABIC\s22施工階段3焊釘縱向剪力分布圖施工階段4REF_Ref145739590\h圖5.23為施工階段4即4、5號(hào)墩處臨時(shí)支座頂升后焊釘縱向剪力分布圖。由圖可見(jiàn)，預(yù)制段端部剪力有所減小，焊釘最大縱向剪力在x=600m預(yù)制段端部附近，約為60kN。圖STYLEREF2\s5.2SEQ圖\*ARABIC\s23施工階段4焊釘縱向剪力分布圖施工階段5REF_Ref145739603\h圖5.24為施工階段5即4、5號(hào)墩處臨時(shí)支座回落后焊釘縱向剪力分布圖。由圖可見(jiàn)，預(yù)制段端部剪力略有增大，焊釘最大縱向剪力在x=600m預(yù)制段端部附近，約為67kN。圖STYLEREF2\s5.2SEQ圖\*ARABIC\s24施工階段5焊釘縱向剪力分布圖施工階段6REF_Ref145739631\h圖5.25為施工階段6即澆注3、6號(hào)墩處底板混凝土后焊釘縱向剪力分布圖。由圖可見(jiàn)，施工階段6對(duì)縱向剪力基本沒(méi)有影響。圖STYLEREF2\s5.2SEQ圖\*ARABIC\s25施工階段6焊釘縱向剪力分布圖施工階段7REF_Ref145739653\h圖5.26為施工階段7即3、6號(hào)墩處臨時(shí)支座頂升后焊釘縱向剪力分布圖。由圖可見(jiàn)，預(yù)制段端部剪力增幅很大，焊釘最大縱向剪力在x=600m預(yù)制段端部附近，約為100kN。圖STYLEREF2\s5.2SEQ圖\*ARABIC\s26施工階段7焊釘縱向剪力分布圖施工階段8REF_Ref145739838\h圖5.27為施工階段8即3、6號(hào)墩處臨時(shí)支座回落后焊釘縱向剪力分布圖。預(yù)制段端部剪力變化很大，焊釘最大縱向剪力降為75kN。圖STYLEREF2\s5.2SEQ圖\*ARABIC\s27施工階段8焊釘縱向剪力分布圖施工階段9REF_Ref145739851\h圖5.28為施工階段9即澆注2、7號(hào)墩處底板混凝土后焊釘縱向剪力分布圖。由圖可見(jiàn)，預(yù)制段端部剪力略有增大，焊釘最大縱向剪力在x=600m預(yù)制段端部附近，約為85kN。圖STYLEREF2\s5.2SEQ圖\*ARABIC\s28施工階段9焊釘縱向剪力分布圖施工階段10REF_Ref145739864\h圖5.29為施工階段10即2、7號(hào)墩處臨時(shí)支座頂升后焊釘縱向剪力分布圖。由圖可見(jiàn)，支點(diǎn)頂升所產(chǎn)生的相對(duì)滑移大部分被預(yù)制段端部焊釘所承擔(dān)，此處縱向剪力降幅很大，焊釘最大縱向剪力在x=630m預(yù)制段端部附近，約為45kN。圖STYLEREF2\s5.2SEQ圖\*ARABIC\s29施工階段10焊釘縱向剪力分布圖施工階段11REF_Ref145739878\h圖5.210為施工階段11即2、7號(hào)墩處臨時(shí)支座回落后焊釘縱向剪力分布圖。由圖可見(jiàn)，焊釘最大縱向剪力在x=600m預(yù)制段端部附近，約為78kN。圖STYLEREF2\s5.2SEQ圖\*ARABIC\s210施工階段11焊釘縱向剪力分布圖施工階段12圖4.2-11為施工階段12即主梁施加二期荷載后的焊釘縱向剪力分布圖。由圖可見(jiàn)，焊釘最大縱向剪力增大至82kN，腹板附近兩排焊釘承擔(dān)的剪力較大。（a）縱向分布（b）最不利截面橫向分布圖STYLEREF2\s5.2SEQ圖\*ARABIC\s211施工階段12焊釘縱向剪力分布圖汽車(chē)荷載根據(jù)成橋狀態(tài)焊釘縱向受力最不利位置，選取x=600m、x=630m和x=700m三處截面，按照該截面建立影響線進(jìn)行最大剪力加載，分別設(shè)為縱向剪力最不利工況1、2、3，REF_Ref145740391\h圖5.212該三處截面的剪力影響線。（a）X=600m處截面剪力影響線（b）X=630m處截面剪力影響線（c）X=700m處截面剪力影響線圖STYLEREF2\s5.2SEQ圖\*ARABIC\s212最不利截面剪力影響線REF_Ref145740534\h圖5.213為縱向剪力最不利工況1焊釘縱向剪力分布。由圖可見(jiàn)，X=600m處焊釘最大縱向剪力約為6kN。（a）縱向分布（b）最不利截面橫向分布圖STYLEREF2\s5.2SEQ圖\*ARABIC\s213縱向剪力最不利工況1焊釘縱向剪力分布圖REF_Ref145740548\h圖5.214為縱向剪力最不利工況2焊釘縱向剪力分布。由圖可見(jiàn)，X=630m處焊釘最大縱向剪力約為6kN。（a）縱向分布（b）最不利截面橫向分布圖STYLEREF2\s5.2SEQ圖\*ARABIC\s214縱向剪力最不利工況2焊釘縱向剪力分布圖REF_Ref145740613\h圖5.215為縱向剪力最不利工況3焊釘縱向剪力分布。由圖可見(jiàn)，X=700m附近焊釘最大縱向剪力約為4kN。（a）縱向分布（b）最不利截面橫向分布圖STYLEREF2\s5.2SEQ圖\*ARABIC\s215縱向剪力最不利工況3焊釘縱向剪力分布圖收縮、溫差的作用(1)收縮作用REF_Ref145740789\h圖5.216為收縮焊釘縱向剪力分布圖。由圖可見(jiàn)，收縮完成后，最大縱向剪力發(fā)生端支點(diǎn)處，大約為18kN左右，到長(zhǎng)度1/10跨度后縱向剪力變得很小，基本不超過(guò)5kN。且收縮引起的端支點(diǎn)附近區(qū)段焊釘受力方向與豎向荷載引起相反，對(duì)焊釘有利。（a）縱向分布（b）最不利截面橫向分布圖STYLEREF2\s5.2SEQ圖\*ARABIC\s216收縮焊釘縱向剪力分布圖(2)升溫15℃REF_Ref145740739\h圖5.217為升溫15℃焊釘縱向剪力分布圖。由圖可見(jiàn)，混凝土升溫15℃后，最大縱向剪力發(fā)生端支點(diǎn)處，大約為24kN左右，到長(zhǎng)度1/10跨度后縱向剪力變得很小，基本不超過(guò)6kN。且升溫15℃引起的端支點(diǎn)附近區(qū)段焊釘受力方向與豎向荷載引起相同，對(duì)焊釘不利。（a）縱向分布（b）最不利截面橫向分布圖STYLEREF2\s5.2SEQ圖\*ARABIC\s217升溫15℃焊釘縱向剪力分布圖(3)降溫15℃焊釘在降溫作用下的縱向剪力與升溫作用下大小相同，符號(hào)相反，這里就不再列舉了。作用縱向剪力組合作用縱向剪力組合如REF_Ref145740972\h表5.21所示，最大作用縱向剪力組合發(fā)生在X=600m腹板附近兩排焊釘，約92kN。表STYLEREF2\s5.2SEQ表\*ARABIC\s21作用縱向剪力組合鋼梁與頂板連接件橫橋向剪力計(jì)算結(jié)果施工及二期鋪裝作用REF_Ref145742583\h圖5.31為施工階段12焊釘橫向剪力分布圖。由圖可見(jiàn)，大部分焊釘橫向剪力都很小，不超過(guò)10kN， 且距離腹板間距越大，橫向剪力越大，在兩端支點(diǎn)處由于橫梁上焊釘?shù)挠绊?，此處產(chǎn)生比較大的橫向剪力。最大橫向剪力發(fā)生在x＝610m支點(diǎn)處，約為22kN。（a）縱向分布（b）最不利截面橫向分布圖STYLEREF2\s5.3SEQ圖\*ARABIC\s21施工階段12狀態(tài)下焊釘橫向剪力分布汽車(chē)荷載根據(jù)成橋狀態(tài)焊釘橫向剪力大小及分布規(guī)律，在最不利焊釘位置x=610m處用車(chē)輛荷載進(jìn)行布載，如REF_Ref145742727\h圖5.32所示。(a)縱向布置(b)橫向布置圖STYLEREF2\s5.3SEQ圖\*ARABIC\s22橫向剪力最不利工況車(chē)輛荷載布載REF_Ref145742740\h圖5.33為橫向剪力最不利工況焊釘橫向剪力分布圖。由圖可見(jiàn)，X=610m處焊釘最大橫向剪力為2kN。（a）縱向分布（b）最不利截面橫向分布圖STYLEREF2\s5.3SEQ圖\*ARABIC\s23橫向剪力最不利工況焊釘橫向剪力分布圖收縮、溫差的作用(1)收縮作用REF_Ref145742782\h圖5.34為收縮焊釘橫向剪力分布圖。由圖可見(jiàn)，收縮作用下，焊釘距離腹板間距越大，橫向剪力越大，最大橫向剪力發(fā)生支點(diǎn)處最外側(cè)一排焊釘，大約為18kN左右。且收縮引起的焊釘橫向剪力受力方向與成橋階段焊釘受力方向相同，對(duì)焊釘不利。（a）縱向分布（b）最不利截面橫向分布圖STYLEREF2\s5.3SEQ圖\*ARABIC\s24收縮作用下焊釘橫向剪力分布(2)升溫15℃REF_Ref145742858\h圖5.35為升溫15℃焊釘橫向剪力分布圖。由圖可見(jiàn)，升溫15℃作用下，焊釘距離腹板間距越大，橫向剪力越大，最大橫向剪力發(fā)生支點(diǎn)處最外側(cè)一排焊釘，大約為23kN左右。且升溫15℃引起的焊釘橫向剪力受力方向與成橋階段焊釘受力方向不同，對(duì)焊釘有利。（a）縱向分布（b）最不利截面橫向分布圖STYLEREF2\s5.3SEQ圖\*ARABIC\s25升溫15℃時(shí)焊釘橫向剪力分布(3)降溫15℃焊釘在降溫作用下的橫向剪力與升溫作用下大小相同，符號(hào)相反，這里就不再列舉了。作用橫向剪力組合作用橫向剪力組合如REF_Ref145743038\h表5.31所示，最大作用橫向剪力組合發(fā)生在X=610m附近靠近懸臂端最外側(cè)一排焊釘，約65kN。表STYLEREF2\s5.3SEQ表\*ARABIC\s21作用橫向剪力組合鋼梁與頂板連接件拉拔力計(jì)算結(jié)果在拉拔力結(jié)果處理中，為了更好的顯示拉拔力的大小和分布，將所有受壓焊釘軸向力設(shè)為0，僅顯示焊釘?shù)睦瘟?。結(jié)構(gòu)自重及二期鋪裝作用REF_Ref145743246\h圖5.41為施工階段12焊釘拉拔力分布圖。由圖可見(jiàn)，大部分拉拔力都發(fā)生在腹板橫向加勁肋附近最外側(cè)一排焊釘，在支點(diǎn)處一定范圍焊釘也產(chǎn)生了拉拔力，但數(shù)值都很小。最大拉拔力發(fā)生在x＝645m處，約為40k N。（a）縱向分布（b）最不利截面橫向分布圖STYLEREF2\s5.4SEQ圖\*ARABIC\s21施工階段12焊釘拉拔力分布圖汽車(chē)荷載根據(jù)成橋狀態(tài)焊釘拉拔力大小及分布規(guī)律，縱向在最不利焊釘位置x=645m處用車(chē)輛荷載進(jìn)行布載，橫向布置考慮懸臂端偏載、跨中偏載兩種情況，分別對(duì)應(yīng)橫向加勁肋附近焊釘、腹板附近焊釘拉拔力最不利兩種工況，設(shè)為拉拔力最不利工況1、2，如REF_Ref145743271\h圖5.42所示。(a)縱向布置(b)懸臂端偏載(c)跨中偏載圖STYLEREF2\s5.4SEQ圖\*ARABIC\s22拉拔力最不利工況車(chē)輛荷載布載REF_Ref145743303\h圖5.43為拉拔力最不利工況1焊釘拉拔力分布圖。由圖可見(jiàn)，X=645m處焊釘最大拉拔力為30kN，發(fā)生在腹板橫向加勁肋附近最外側(cè)一排焊釘。（a）縱向分布（b）最不利截面橫向分布圖STYLEREF2\s5.4SEQ圖\*ARABIC\s23拉拔力最不利工況1作用下焊釘拉拔力分布圖4.4-4為拉拔力最不利工況2焊釘拉拔力分布圖。由圖可見(jiàn)，X=645m處焊釘最大拉拔力為7kN，發(fā)生在腹板附近兩排焊釘。（a）縱向分布（b）最不利截面橫向分布圖STYLEREF2\s5.4SEQ圖\*ARABIC\s24拉拔力最不利工況2作用下焊釘拉拔力分布收縮、溫差的作用(1)收縮作用圖4.4-5為收縮焊釘拉拔力分布圖。收縮作用下大部分拉拔力都發(fā)生在腹板橫向加勁肋附近最外側(cè)一排焊釘，最大拉拔力發(fā)生在端支點(diǎn)附近，約為17k N。（a）縱向分布（b）最不利截面橫向分布圖STYLEREF2\s5.4SEQ圖\*ARABIC\s25收縮焊釘拉拔力分布圖(2)升溫15℃圖4.3-6為升溫15℃焊釘拉拔力分布圖。由圖可見(jiàn)，升溫15℃作用下，大部分拉拔力都發(fā)生在腹板附近兩排焊釘，但數(shù)值都很小，最大不超過(guò)7kN。（a）縱向分布（b）最不利截面橫向分布圖STYLEREF2\s5.4SEQ圖\*ARABIC\s26升溫15℃焊釘拉拔力分布圖(3)降溫15℃圖4.4-7為降溫15℃焊釘拉拔力分布圖。由圖可見(jiàn)，降溫15℃作用下，大部分拉拔力都發(fā)生在腹板橫向加勁肋附近最外側(cè)一排焊釘，最大拉拔力發(fā)生在端支點(diǎn)附近，約為22k N。（a）縱向分布（b）最不利截面橫向分布圖STYLEREF2\s5.4SEQ圖\*ARABIC\s27降溫15℃焊釘拉拔力分布作用拉拔力組合作用拉拔力組合如REF_Ref145743790\h表5.41所示，最大作用拉拔力組合發(fā)生在X=645m橫向加勁肋附近最外側(cè)一排焊釘焊釘，約104kN。表STYLEREF2\s5.4SEQ表\*ARABIC\s21作用拉拔力組合小結(jié)本章分析結(jié)果可歸納如下：由于考慮了鋼梁預(yù)彎，成橋狀態(tài)時(shí)焊釘縱向剪力在預(yù)彎支點(diǎn)處有明顯的突變；由于邊支點(diǎn)橫梁上焊釘分擔(dān)了一部分縱向剪力，此處縱向剪力的最大值有向跨中推移的趨勢(shì)，最大縱向剪力發(fā)生在X=600m附近，約83kN。縱向剪力最不利工況1、2、3作用下，最大縱向剪力分別增加了6kN、6kN、4kN，增加的幅度很小，由此可見(jiàn)汽車(chē)荷載產(chǎn)生的縱向剪力相對(duì)恒載很小。收縮、升降溫15℃作用下，最大縱向剪力均發(fā)生端支點(diǎn)處，分別為-18kN、±24kN，到1/10跨長(zhǎng)后縱向剪力變得很小。其中升溫15℃引起的端支點(diǎn)附近區(qū)段焊釘受力方向與豎向荷載引起相同，對(duì)焊釘不利；收縮和降溫15℃對(duì)引起的端支點(diǎn)附近區(qū)段焊釘受力方向與豎向荷載引起不同，對(duì)焊釘有利。通過(guò)REF_Ref145740972\h表5.21我們可以看到，最大作用縱向剪力組合發(fā)生在X=600m腹板附近兩排焊釘，約92kN。成橋狀態(tài)時(shí)大部分焊釘橫向剪力都很小，不超過(guò)10kN， 且距離腹板間距越大，橫向剪力越大，在兩端支點(diǎn)處由于橫梁上焊釘?shù)挠绊?，此處產(chǎn)生比較大的橫向剪力。最大橫向剪力發(fā)生在x＝610m支點(diǎn)處，約為22kN。橫向剪力最不利工況作用下，最大橫向剪力增加了2kN，增加的幅度很小，由此可見(jiàn)汽車(chē)荷載產(chǎn)生的橫向剪力相對(duì)恒載很小。收縮、升降溫15℃作用下，最大橫向剪力均發(fā)生最外側(cè)一排焊釘，分別為-18kN、±23kN，且焊釘距離腹板間距越大，橫向剪力越大。其中收縮、降溫15℃引起的焊釘橫向剪力受力方向與成橋階段焊釘受力方向相同，對(duì)焊釘不利；升溫15℃引起的焊釘橫向剪力受力方向與成橋階段焊釘受力方向不同，對(duì)焊釘有利。通過(guò)REF_Ref145743038\h表5.31我們可以看到，最大作用橫向剪力組合發(fā)生在X=610m附近靠近懸臂端最外側(cè)一排焊釘，約65kN。成橋狀態(tài)時(shí)大部分拉拔力都發(fā)生在腹板橫向加勁肋附近，在支點(diǎn)處一定范圍焊釘也產(chǎn)生了拉拔力，但數(shù)值都很小。最大拉拔力發(fā)生在x＝645m處，約為40k N。拉拔力最不利工況1作用下，焊釘最大拉拔力為30kN，發(fā)生在腹板橫向加勁肋附近最外側(cè)一排焊釘；拉拔力最不利工況2作用下，焊釘最大拉拔力為7kN，發(fā)生在腹板附近一排焊釘，由此可見(jiàn)汽車(chē)荷載會(huì)產(chǎn)生很大的拉拔力。收縮、降溫15℃作用下，大部分拉拔力都發(fā)生在腹板橫向加勁肋附近最外側(cè)一排焊釘，最大值分別為17kN、22kN；升溫15℃作用下，大部分拉拔力都發(fā)生在腹板附近兩排焊釘，但數(shù)值都很小，最大不超過(guò)7kN。通過(guò)REF_Ref145743790\h表5.41我們可以看到，最大作用拉拔力組合發(fā)生在X=645m橫向加勁肋附近最外側(cè)一排焊釘焊釘，約104kN?？偨Y(jié)主梁整體受力分析結(jié)果混凝土橋面板在成橋狀態(tài)下順橋向最大拉應(yīng)力約為5MPa，最大壓應(yīng)力約為20MPa；恒載及混凝土收縮徐變作用下最大拉應(yīng)力約為6MPa，最大壓應(yīng)力約為15MPa；其它荷載組合工況作用下最大拉應(yīng)力約為8MPa，最大壓應(yīng)力約為23.5MPa。鋼梁上翼緣在施工階段最大壓應(yīng)力約為300MPa；成橋狀態(tài)下最大拉應(yīng)力約為150MPa，最大壓應(yīng)力約為80MPa；恒載及混凝土收縮徐變作用下最大拉應(yīng)力約為140MPa，最大壓應(yīng)力約為80MPa；其它荷載組合工況作用下最大拉應(yīng)力約為160MPa，最大壓應(yīng)力約為80MPa。鋼梁底板在施工階段的最大拉應(yīng)力約為170MPa，最大壓應(yīng)力約為150MPa；成橋狀態(tài)下最大拉應(yīng)力約為150MPa，最大壓應(yīng)力約為150MPa；恒載及混凝土收縮徐變作用下最大拉應(yīng)力約為110MPa，最大壓應(yīng)力約為170MPa；其它荷載組合工況作用下最大拉應(yīng)力約為185MPa，最大壓應(yīng)力約為200MPa。鋼梁底板縱向加勁肋在施工階段的最大拉應(yīng)力約為180MPa，最大壓應(yīng)力約為130MPa；成