飛機(jī)荷載下橫隔梁對裝配式簡支箱梁橋力學(xué)行為的影響

高學(xué)奎，白增慶，江 輝*，王 準(zhǔn)，曾 聰

(1. 民航機(jī)場規(guī)劃設(shè)計(jì)研究總院有限公司，北京 100029；2. 北京交通大學(xué) 土木建筑工程學(xué)院，北京 100044)

0 引言

我國《“十四五”民用航空發(fā)展規(guī)劃》中明確提出，到2035年國家民用運(yùn)輸機(jī)場數(shù)量將達(dá)到400個左右，其中需重點(diǎn)布局加密中西部地區(qū)的機(jī)場建設(shè)。截至2021年全國年旅客吞吐量排名前50位的機(jī)場中超60%處于飽和運(yùn)行狀態(tài)，亟需增建新的跑道、滑行道。對于大型樞紐機(jī)場的改擴(kuò)建工程及中西部地形復(fù)雜地區(qū)的新建機(jī)場工程，在跑道、滑行道建設(shè)時受到地形、水域和既有基礎(chǔ)設(shè)施的影響，機(jī)場工程建設(shè)用地難以滿足要求。面對新的建設(shè)形勢，同時為加快“平安、綠色、智慧、人文”的四型機(jī)場建設(shè)進(jìn)程，在機(jī)場工程中采用橋梁結(jié)構(gòu)方案可有效降低施工對機(jī)場安全運(yùn)行的影響，避免高填方基礎(chǔ)沉降及施工周期長的缺點(diǎn)，快速恢復(fù)跑滑系統(tǒng)，提高飛行區(qū)運(yùn)行效率。

飛機(jī)荷載橋梁可根據(jù)其用途分為跑道橋和滑行道橋。目前跑道橋僅在葡萄牙克里斯蒂亞諾·羅納爾多機(jī)場、荷蘭阿姆斯特丹機(jī)場等建設(shè)應(yīng)用，我國還未有實(shí)際工程實(shí)踐。而滑行道橋已在國內(nèi)外得到廣泛應(yīng)用，其中休斯頓洲際機(jī)場、亞特蘭大機(jī)場國際機(jī)場、孟菲斯國際機(jī)場和法蘭克福機(jī)場的滑行道更是積極采用預(yù)制拼裝技術(shù)，而我國已建成的60余座滑行道橋中仍以現(xiàn)澆結(jié)構(gòu)為主，裝配式滑行道橋僅在北京首都國際機(jī)場、上海浦東國際機(jī)場、?？诿捞m國際機(jī)場和澳門機(jī)場中有所應(yīng)用[1]。

目前裝配式橋梁上部結(jié)構(gòu)的橫向連接主要采取設(shè)置橫隔梁(板)的方式保證主梁整體受力，國內(nèi)外學(xué)者圍繞橫隔梁(板)數(shù)量、高度和厚度等參數(shù)對主梁力學(xué)性能的影響開展了相關(guān)研究。針對公路橋，Li等[2]研究指出，增設(shè)中橫隔板可降低濕接縫處最大彎矩和主梁跨中撓度。唐先習(xí)等[3]以16 m跨徑簡支梁橋?yàn)閷ο?，討論了橫隔板高度及厚度對主梁受力的影響，建議橫隔板厚度在12～20 cm之間，橫隔板高度應(yīng)為主梁肋板高度的54%～81%。鄧淇元等[4]以箱梁橋?yàn)閷ο?，研究了橫隔板設(shè)置數(shù)量對主梁受力的影響規(guī)律，建議20 m與40 m跨徑的箱梁橋設(shè)置兩道端橫隔梁和跨中增設(shè)一道橫隔板。賀拴海等[5]進(jìn)行了不同橫隔板片數(shù)梁橋足尺模型試驗(yàn)，研究發(fā)現(xiàn)設(shè)置3道橫隔板與5道橫隔板各片主梁橫向分配接近。黃潔[6]以30 m簡支梁橋?yàn)閷ο?，研究了有無跨中橫隔板對結(jié)構(gòu)受力性能的影響，研究表明增設(shè)中橫隔板會加強(qiáng)結(jié)構(gòu)整體性，但影響幅度較小，建議裝配式小箱梁可取消設(shè)置橫隔板。張勁泉等[7]以T梁橋?yàn)閷ο螅芯堪l(fā)現(xiàn)設(shè)置橫隔板可提高T梁橋工作年限。黃萍[8]研究指出，在新舊橋梁之間增設(shè)橫隔板，可顯著改善荷載橫向分布，降低主梁縱向應(yīng)力。針對鐵路橋，周長東等[9]研究指出，增設(shè)橫隔板會提高主梁的橫向剛度，但橫隔板數(shù)量與厚度超過一定限值后會對梁體的自振頻率和承載力產(chǎn)生不利影響。

目前，裝配式主梁橫隔梁設(shè)計(jì)相關(guān)的規(guī)范非常匱乏。僅有《公路鋼筋混凝土及預(yù)應(yīng)力混凝土橋涵設(shè)計(jì)規(guī)范》(JTG 3362—2018)[10]規(guī)定了裝配式T梁的橫隔梁(板)設(shè)置位置及間距，并建議裝配式箱梁設(shè)置端橫隔梁。《公路裝配式混凝土橋梁設(shè)計(jì)規(guī)范》(JTG/T 3365-05—2022)[11]和《民用機(jī)場飛機(jī)荷載橋梁設(shè)計(jì)指南》(MH/T 5063—2023)[12]中對橫隔梁(板)的設(shè)置均未予以明確。

既有橫向連接對裝配式主梁受力特性影響規(guī)律的研究尚未達(dá)成共識，且均以公路、鐵路橋梁為研究對象。而飛機(jī)荷載橋梁具有活載大、荷載集中、寬跨比大等特點(diǎn)，其主梁在橫橋向的空間受力差異更為突出，主梁橫向連接對力學(xué)性能的影響規(guī)律尚不明確，相關(guān)規(guī)范中并未對裝配式箱梁橫隔板的設(shè)計(jì)給出明確規(guī)定，因此有必要針對裝配式飛機(jī)荷載橋梁的橫隔梁(板)開展針對性研究。

為明確裝配式飛機(jī)荷載橋梁主梁橫向連接的主要參數(shù)對主梁力學(xué)行為的影響規(guī)律，本研究以廣州白云機(jī)場3期擴(kuò)建工程H1滑行道橋?yàn)楸尘埃贏BAQUS平臺建立其精細(xì)化非線性數(shù)值模型。在與既有試驗(yàn)結(jié)果對比驗(yàn)證模擬方法可靠性的基礎(chǔ)上，系統(tǒng)研究了飛機(jī)靜載及移動荷載作用下，橫隔梁(板)數(shù)量和中橫隔板尺寸對飛機(jī)荷載橋梁裝配式主梁力學(xué)性能的影響規(guī)律，并明確了上述參數(shù)的合理取值范圍。

1 裝配式箱梁橋數(shù)值模擬方法及驗(yàn)證

為驗(yàn)證所采用的裝配式箱梁橋數(shù)值模擬方法的可靠性和準(zhǔn)確性，本節(jié)以既有靜力試驗(yàn)結(jié)果為基準(zhǔn)，基于ABAQUS平臺建立了相應(yīng)的精細(xì)化實(shí)體數(shù)值模型并進(jìn)行了對比驗(yàn)證。

1.1 箱梁試件靜力試驗(yàn)概況

嚴(yán)濤[13]開展了4片預(yù)制小箱梁濕接縫連接的主梁靜力試驗(yàn)，各片小箱梁間設(shè)置端橫隔梁和1道跨中橫隔板。試驗(yàn)?zāi)Ｐ涂s尺比為1：5，小箱梁跨徑為6 m，梁高0.29 m，其中邊梁寬0.58 m，中梁寬0.51 m，端橫隔梁厚100 mm，中橫隔板厚50 mm。試驗(yàn)加載采用千斤頂依次從1#梁到4#梁的跨中處施加集中荷載，每次從0 t加載至3 t，并按每級0.5 t逐級遞增。加載過程中梁端始終保持固定，主梁靜力加載示意圖如圖1所示。

圖1 主梁靜力加載示意圖(單位：mm)Fig.1 Schematic diagram of static loading of main beam(unit：mm)

1.2 試驗(yàn)箱梁的精細(xì)化有限元建模

為準(zhǔn)確描述集中荷載作用下混凝土和鋼筋的力學(xué)行為，混凝土采用三維實(shí)體減縮積分單元(C3D8R)模擬，濕接縫處普通鋼筋選用桁架單元(T3D2)模擬，兩者均采用彈性材料，忽略鋼筋與混凝土間黏結(jié)滑移作用，鋼筋嵌入混凝土中。在確保模擬精度的前提下，對主梁內(nèi)鋼筋籠進(jìn)行簡化模擬，即采用Mander約束混凝土模型[14]考慮鋼筋籠對主梁混凝土的約束作用。

由于各片小箱梁間采用后澆混凝土(濕接縫)連接，精確描述新舊混凝土界面力學(xué)行為是合理模擬裝配式上部結(jié)構(gòu)的關(guān)鍵，在ABAQUS中通常采用基于面的內(nèi)聚力模型(cohesive)模擬。內(nèi)聚力行為通過牽引-分離破壞準(zhǔn)則定義[15]，即裂縫起裂前，界面處的應(yīng)力-變形呈正比關(guān)系。當(dāng)界面應(yīng)力如式(1)所示，達(dá)到預(yù)設(shè)極限強(qiáng)度時，界面出現(xiàn)損傷且不可逆，此時應(yīng)力-變形呈反比關(guān)系。當(dāng)界面應(yīng)力為0時，材料完全損傷，裂縫開始起裂。內(nèi)聚力行為的牽引-分離破壞準(zhǔn)則如圖2所示，其中混凝土材料界面特性參數(shù)根據(jù)文獻(xiàn)[16]確定。

圖2 濕接縫內(nèi)聚力行為本構(gòu)關(guān)系Fig.2 Constitutive relation of cohesive behavior of wet joints

(1)

式中，tn，ts，tt分別為接觸面上的法向應(yīng)力，第1切向應(yīng)力、第2切向應(yīng)力；tn，ts，tt分別為對應(yīng)的臨界應(yīng)力。當(dāng)各個方向應(yīng)力比之和等于1時，界面損傷開始。

試件梁端底部約束所有自由度，集中荷載通過耦合參考點(diǎn)施加至相應(yīng)位置，荷載大小與試驗(yàn)保持一致。

1.3 模擬結(jié)果對比驗(yàn)證

為驗(yàn)證上述數(shù)值模擬方法的可靠性，以荷載施加于1#梁跨中的試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對比。圖3給出了靜力試驗(yàn)與數(shù)值模擬所得荷載-撓度曲線的對比圖，可看出不同等級荷載作用下，1#梁跨中撓度的模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合良好。表1列出了模擬結(jié)果相對于試驗(yàn)測試值的誤差，可發(fā)現(xiàn)各級荷載作用下1#梁跨中撓度的誤差均不超過10%，說明本研究所采用的模擬方法可合理有效地模擬多片小箱梁濕連接主梁的力學(xué)特性，可用于后續(xù)研究。

表1 各級荷載下數(shù)值模擬與1#梁跨試驗(yàn)撓度對比Tab.1 Comparison between numerical simulation and tested mid-span deflections of girder No.1 under different load levels

圖3 荷載-撓度曲線對比Fig.3 Comparison of load-deflection curves

2 工程背景

廣州白云機(jī)場3期擴(kuò)建工程H1滑行道橋?yàn)榭鐝?5 m的兩跨簡支梁橋，橋?qū)挒?9 m，滑行道橋立面圖如圖4(a)所示。上部結(jié)構(gòu)采用12片預(yù)制小箱梁，梁高為2.5 m，單片梁寬為2.5 m，各片小箱梁通過現(xiàn)澆濕接縫和橫隔板連接，端橫隔梁厚度為500 mm，高度為2.3 m，中橫隔板厚度為300 mm，高度為2.5 m，濕接縫寬度為818.2mm，主梁跨中橫截面如圖4(b)所示。橋墩采用重力式墻式墩，橋臺為一字墻式橋臺。

3 大斷面裝配式箱梁靜力行為的影響因素分析

既有研究[3]表明，橫隔板的設(shè)置對裝配式主梁的力學(xué)性能存在不可忽略的影響。本節(jié)采用2.2節(jié)中所驗(yàn)證的模擬方法，建立裝配式箱梁精細(xì)化有限元模型，開展靜力分析揭示橫隔梁(板)數(shù)量、中橫隔板高度和厚度對飛機(jī)荷載橋梁裝配式主梁力學(xué)性能的影響規(guī)律與機(jī)理。

3.1 數(shù)值模型建立

為充分考慮橋面板對主梁約束作用及其對飛機(jī)荷載的傳遞作用，將橋面板底面與主梁及濕接縫頂面綁定(Tie)，忽略界面處的相對滑移。采用連接器單元(Connector)和理想彈塑性材料模擬支座，橋墩與橋臺底部固結(jié)。

結(jié)構(gòu)恒載采用Gravity荷載施加，該滑行道橋活荷載設(shè)計(jì)等級為E類飛機(jī)荷載，機(jī)型為B747-400，由于飛機(jī)前起落架軸重遠(yuǎn)小于主起落架軸重且兩者距離較遠(yuǎn)，前起落架對主梁跨中的力學(xué)作用遠(yuǎn)小于主起落架，故飛機(jī)靜載作用下僅考慮主起落架荷載并以中載進(jìn)行布載，即將主起落架中心與橋面板頂面中心對齊按照主起落架輪胎投影面施加面力，飛機(jī)靜載布置平面圖具體如圖5所示。

圖5 飛機(jī)靜載布置平面圖(單位：m)Fig.5 Plane of aircraft static load layout (unit：m)

3.2 橫隔梁(板)數(shù)量

既有研究中[3-6]對橫隔梁(板)的設(shè)置數(shù)量給出了不同的建議，且研究對象集中于公路和鐵路橋梁對飛機(jī)荷載橋梁的適用性還有待研究。故本節(jié)僅改變橫隔梁(板)數(shù)量，具體工況如表2所示，分為不設(shè)端橫隔梁及中橫隔板、僅設(shè)置端橫隔梁、設(shè)置端橫隔梁及1，2，3道中橫隔板共5種工況。

表2 橫隔梁數(shù)量Tab.2 Number of diaphragms

圖6給出了飛機(jī)靜載作用下，不同橫隔梁(板)數(shù)量對主梁跨中撓度和彎矩變化對比圖?？煽闯觯O(shè)置端橫隔梁可顯著降低主梁的跨中撓度和彎矩響應(yīng)，增加中橫隔板數(shù)量可進(jìn)一步減小主梁跨中撓度。工況Ⅰ的主梁跨中撓度和彎矩響應(yīng)變化最大，各片箱梁跨中最大撓度為6.81 mm，最大彎矩(本研究中彎矩為飛機(jī)荷載引起的變化值)為2 910.35 kN·m。相較于工況Ⅰ，橫隔梁(板)數(shù)量為2，3，4，5時主梁最大跨中撓度分別降低9.8%，18.72%，14.40%，22.95%，最大彎矩分別降低7.61%，25.80%，8.28%，25.12%。

圖6 橫隔梁數(shù)量對主梁跨中撓度和彎矩的影響Fig.6 Influence of diaphragm number on mid-span deflection and moment of main girder

不難發(fā)現(xiàn)，橫隔梁(板)數(shù)量為3和5時，各梁跨中彎矩顯著小于數(shù)量為2和4的橋梁。原因在于，橫隔梁(板)數(shù)量為3和5時，均在跨中位置布置了一道橫隔板，對提高該截面處的橫向剛度和連接性能有最直接的影響。

同時對比各工況下中梁(6#梁)與邊梁(1#梁)撓度差可知，增設(shè)端橫隔梁與中橫隔板可減小各片主梁之間的撓度差使梁體受力更加均勻。具體地，工況Ⅰ中梁與邊梁撓度差為6.26 mm，橫隔梁(板)數(shù)量為2，3，4，5時中梁與邊梁撓度差分別為5.03，4.23，4.61，3.78 mm。

為對比不同飛機(jī)荷載對裝配式主梁力學(xué)性能的影響，本節(jié)根據(jù)文獻(xiàn)[12]另選取了B767-300ER機(jī)型進(jìn)行對比分析，圖7為該機(jī)型作用下不同橫隔梁(板)數(shù)量對主梁跨中撓度和彎矩曲線對比圖?？煽闯?，橫隔板數(shù)量對主梁力學(xué)行為的影響規(guī)律與B747-400機(jī)型相同，且力學(xué)響應(yīng)遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于B747-400加載時的結(jié)果。工況Ⅰ的主梁跨中撓度和彎矩響應(yīng)變化最大，各片箱梁跨中最大撓度為2.87 mm，最大彎矩為1 185.55 kN·m。相較于工況Ⅰ，橫隔梁(板)數(shù)量為2，3，4，5時主梁最大跨中撓度分別降低4.48%，14.09%，12.61%，17.18%，最大彎矩分別降低4.58%，15.61%，8.91%，16.49%。同時圖7(b)中無跨中橫隔板工況中的6#與7#梁的彎矩明顯小于5#與8#梁的彎矩，這是機(jī)型主起落架間距不同導(dǎo)致的，B767-300ER機(jī)型主起落架中載加載的位置靠近5#與8#梁，其撓度變化同樣出現(xiàn)類似現(xiàn)象。

圖7 B767-300ER作用下橫隔梁(板)數(shù)量對主梁跨中撓度和彎矩的影響Fig.7 Influence of diaphrangm number on mid-span deflection and main girder moment during B767-300ER loading

綜上可知，不同機(jī)型下橫隔梁(板)數(shù)量對主梁力學(xué)性能的影響規(guī)律相同。B747-400加載時各片主梁的力學(xué)響應(yīng)最大，橫隔梁對主梁力學(xué)性能的影響也最顯著，故下文開展的研究中均以控制機(jī)型B747-400進(jìn)行加載。

3.3 中橫隔板高度

端橫隔梁的尺寸在工程上已有較明確的認(rèn)識[17]，相比端橫隔梁，設(shè)置跨中橫隔板對提升主梁跨中截面剛度起直接作用，故本節(jié)以工況Ⅲ為對象，僅研究中橫隔板尺寸對裝配式主梁力學(xué)性能的影響規(guī)律。橫隔板的適宜高度與主梁或肋板高度密切相關(guān)，本節(jié)經(jīng)試算確定橫隔板高度討論范圍為主梁高度(2.5 m)的60%～100%，即1.5，1.75，2，2.25，2.5 m。

圖8給出了飛機(jī)荷載作用下不同中橫隔板高度對主梁跨中撓度、彎矩變化曲線?？煽闯鲈黾訖M隔板高度可明顯降低各片小箱梁跨中撓度及彎矩。當(dāng)中橫隔板高度為1.5 m時，主梁跨中最大撓度和彎矩分別為6.48 mm和2 850.88 kN·m；中橫隔板高度為2.5 m時，兩者分別為5.54 mm和2 163.518 kN·m，相較于1.5 m分別減小14.55%，24.11%。同時增加橫隔板高度可減小中梁與邊梁間撓度差，中橫隔板高從1.5 m增加至2.5 m時，中梁與邊梁撓度差從5.64 mm減小到4.24 mm。

圖8 中橫隔板高度對主梁跨中撓度和彎矩的影響Fig.8 Influence of middle diaphragm height on mid-span deflection and moment of main girders

將不同中橫隔板高度的主梁與僅設(shè)置端橫隔梁的主梁進(jìn)一步對比可發(fā)現(xiàn)，對于中橫隔板高度大于2 m 的工況，其中梁跨中撓度均大于僅設(shè)置端橫隔梁的中梁；對于中橫隔板的高度小于2 m的工況，其中梁跨中撓度均小于僅設(shè)置端橫隔梁的中梁。造成這一現(xiàn)象的原因是，設(shè)置中橫隔板有利于增強(qiáng)各小箱梁間的橫向聯(lián)系，均勻分配荷載以降低受荷箱梁的撓度；消極作用是增設(shè)中橫隔板會提高主梁自重進(jìn)而增加撓度。相比僅設(shè)端橫梁的中梁，當(dāng)中橫隔板高度從1.5 m增加到2 m時，中梁撓度增加幅度從5.69%減小到2.65%，其負(fù)面效果不斷減弱；當(dāng)中橫隔板高度為2 m時，中橫隔板的聯(lián)結(jié)作用才會抵消其自重帶來的負(fù)面影響，可使中梁跨中撓度小幅度減??；當(dāng)中橫隔板高度由2.25 m增加至2.5 m 時，可有效降低中梁撓度與跨中彎矩。因此對于H1滑行道橋中高度為2.5 m的主梁而言，建議中橫隔板的高度應(yīng)超過主梁高度的90%，肋板高度的101.35%，這一結(jié)論略大于文獻(xiàn)[18]中建議的裝配式橋梁橫隔板高度取值(主梁高度的3/4)，明顯高于文獻(xiàn)[3]中建議的簡支T梁橋橫隔板高度(肋板高度的54%～81%)。這是飛機(jī)荷載橋梁荷載集度高、活載大和寬跨比大的特點(diǎn)和箱梁本身具有較大剛度導(dǎo)致的。

3.4 中橫隔板厚度

中橫隔板厚度一般在120～200 mm之間[19]，本節(jié)以表2中工況Ⅲ為基礎(chǔ)，分別改變中橫隔板厚度為100，150，200，250，300 mm開展分析。

圖9為靜載作用下，不同中橫隔板厚度的主梁跨中撓度曲線?？砂l(fā)現(xiàn)，增加中橫隔板厚度可減小主梁最大跨中撓度，但影響基本可以忽略。具體地，中橫隔板厚度從100 mm增大到300 mm時，中梁最大跨中撓度由5.76 mm減小到5.53 mm，原因是在主梁豎向受彎時，增加中橫隔厚度對主梁跨中截面抗彎剛度的影響并不大。

圖9 中橫隔板厚度對主梁跨中撓度的影響Fig.9 Influence of middle diaphragm thickness on mid-span deflection of main girders

圖10給出了不同中橫隔板厚度的6#梁和7#梁跨中混凝土橫橋向應(yīng)力云圖。對比可看出，設(shè)置中橫隔板會導(dǎo)致主梁跨中與橫隔板連接處產(chǎn)生應(yīng)力集中現(xiàn)象。中橫隔板厚100 mm時連接處橫向拉應(yīng)力最大為2.13 MPa，隨中橫隔板厚度的增加，應(yīng)力集中區(qū)域由連接處逐漸向主梁內(nèi)部靠攏如圖10(d)～(e)所示，應(yīng)力集中現(xiàn)象有所緩解且橫向拉應(yīng)力不斷減小，相比100 mm厚時，厚度為150，200，250，300 mm 的中橫隔板，主梁連接處橫向拉應(yīng)力可分別降低13.62%，22.07%，32.39%，38.50%。說明在滿足受力及配筋間距要求的前提下，應(yīng)盡量提高橫隔板厚度，從而避免因橫隔板過薄在橫隔板與主梁連接處發(fā)生開裂。

4 飛機(jī)沖擊作用下大斷面裝配式箱梁力學(xué)行為的影響因素分析

對于橋梁結(jié)構(gòu)，由于移動荷載的沖擊作用，增大了對橋梁結(jié)構(gòu)的豎向動力效應(yīng)。裝配式主梁相較于重力式墩臺自重小，飛機(jī)荷載對主梁的沖擊作用效果較顯著[12]。由前文研究可知中橫隔板厚度僅對裝配式主梁的局部受力有影響，對各片主梁撓度和彎矩的作用可以忽略，故本節(jié)只討論飛機(jī)移動荷載作用下橫隔梁(板)數(shù)量和中橫隔板高度對裝配式主梁力學(xué)性能的影響規(guī)律。

4.1 飛機(jī)移動荷載的實(shí)現(xiàn)

飛機(jī)移動荷載在ABAQUS中通常采用DLOAD子程序?qū)崿F(xiàn)，將飛機(jī)前后起落架荷載采用面荷載形式施加并考慮文獻(xiàn)[12]中規(guī)定的飛機(jī)滑行沖擊系數(shù)，滑行速度為10節(jié)/h。

4.2 中橫隔板數(shù)量

由3.2節(jié)結(jié)果可知，設(shè)置中橫隔板對橋梁力學(xué)性能影響明顯，本節(jié)進(jìn)一步研究在飛機(jī)移動荷載作用下中橫隔板片數(shù)對主梁力學(xué)性能的影響規(guī)律，中橫隔片數(shù)分別設(shè)置為0，1，2，3片(見表2工況Ⅱ～Ⅴ)。

圖11分別給出了飛機(jī)移動荷載作用下，不同中橫隔板數(shù)量的邊梁與中梁跨中撓度和彎矩曲線?？砂l(fā)現(xiàn)，增加中橫隔板數(shù)量可減小中梁的撓度與彎矩響應(yīng)，而增大邊梁響應(yīng)。當(dāng)主起落架行駛至主梁跨中時(8.5 s)，工況Ⅱ的中梁與邊梁最大撓度和彎矩分別為6.92 mm和2 991.46 kN· m，0.78 mm和292.23 kN· m。工況Ⅴ的中梁與邊梁跨中最大撓度和彎矩分別為5.38 mm和2 182.92 kN·m，1.50 mm 和588.33 kN·m。后者相對前者而言，中梁撓度和彎矩分別減小了23.41%和27.02%，而邊梁撓度和彎矩分別提高了114.28%和101.32%。

圖11 橫隔板數(shù)量對邊梁和中梁的跨中撓度和彎矩影響Fig.11 Influence of diaphragm number on mid-span deflection and bending moment of side and middle beams

將中梁與邊梁移動荷載與靜力荷載作用的結(jié)果進(jìn)一步對比，如圖12所示。由于飛機(jī)移動荷載的沖擊作用，各工況的中梁最大撓度及彎矩均大于飛機(jī)靜載時的結(jié)果。工況Ⅱ靜載時中梁跨中撓度及彎矩分別為6.14 mm和2 688.83 kN·m，飛機(jī)移動荷載作用下中梁跨中撓度與彎矩相較于靜載時分別增大了12.73%和12.91%。

圖12 靜動力荷載下邊梁和中梁撓度及彎矩對比Fig.12 Comparison of side and middle girder deflections and moments under static and dynamic loads

不難發(fā)現(xiàn)工況Ⅱ邊梁靜力荷載時的撓度及彎矩均小于移動荷載作用下的結(jié)果，這是因?yàn)楣rⅡ未設(shè)置中橫隔板，移動荷載主要由中梁承擔(dān)。同時飛機(jī)移動荷載下增加中橫隔板數(shù)量對主梁最大撓度及彎矩的影響比靜力加載時更突出。相比工況Ⅱ，靜載時工況Ⅲ中梁最大跨中撓度和彎矩可分別降低14.50%和19.68%，邊梁兩者可分別提高34.82%和27.24%。移動荷載下工況Ⅲ中梁兩者最大可分別降低16.14%和25.48%，邊梁最大可分別提高108.01%和101.32%。

4.3 中橫隔板高度

由3.3節(jié)的研究結(jié)果可知，中橫隔板高度對結(jié)構(gòu)中主梁力學(xué)性能的影響較為顯著，故本節(jié)針對飛機(jī)移動荷載作用下中橫隔板高度對小箱梁力學(xué)性能的影響開展深入討論。

圖13分別給出了飛機(jī)移動荷載下，不同中橫隔板高度的邊梁與中梁跨中撓度與彎矩曲線?？煽闯?，增加中橫隔板高度可增大邊梁撓度與彎矩響應(yīng)，降低中梁響應(yīng)，且對邊梁的影響程度更為明顯。當(dāng)中橫隔板高度為1.5 m時，邊梁跨中撓度與彎矩最大響應(yīng)分別為0.88 mm 和342.87 kN·m，中梁分別為6.80 mm 和2 962.40 kN·m；當(dāng)中橫隔板高度為2.5 m 時，邊梁跨中撓度與彎矩最大響應(yīng)分別為1.31 mm 和512.97 kN· m，中梁分別為5.93 mm和2 230.39 kN·m。對比兩種橫隔板高度，后者比前者的邊梁撓度與彎矩響應(yīng)分別提高了48.86%和49.45%，而中梁分別降低了12.94%和24.71%。在飛機(jī)移動荷載作用下，增加中橫隔板的高度可以有利于改善邊梁受力，增強(qiáng)主梁的整體剛度，避免出現(xiàn)“單梁受力”現(xiàn)象。

圖13 中橫隔板高度對邊梁和中梁跨中撓度及彎矩的影響Fig.13 Influence of middle diaphragm height on mid-span deflection and moment of side and middle girders

同樣與靜載結(jié)果對比可知，移動荷載作用下不同中橫隔板高度的中梁跨中彎矩和撓度均明顯大于3.3節(jié)中靜載下的結(jié)果。以中橫隔板高2.5 m為例，靜載時中梁跨中撓度和跨中彎矩分別為5.54 mm和2163.51 kN· m，移動荷載下兩者分別提高了6.97%和7.01%。

5 結(jié)論

(1)橫隔梁(板)數(shù)量對裝配式飛機(jī)荷載橋梁的力學(xué)性能影響最為明顯，中橫隔板高度次之，中橫隔板厚度對主梁跨中撓度和彎矩則影響較弱，僅影響局部應(yīng)力。

(2)相關(guān)規(guī)范中未對裝配式箱梁跨中橫隔板的設(shè)置給出明確要求，研究表明針對裝配式飛機(jī)荷載橋梁設(shè)置跨中橫隔板是必要的，其可顯著降低中梁的跨中撓度和跨中彎矩，減小邊梁與中梁間的撓度差提高全橋的整體性。B747-400機(jī)型加載下相比不設(shè)置橫隔梁(板)的主梁而言，設(shè)置3道橫隔板的主梁跨中最大撓度和彎矩可分別降低18.72%，25.80%，中梁與邊梁撓度差可減小32.43%。

(3)增加中橫隔板厚度對主梁撓度和彎矩的影響很小，但可降低橫隔板與箱梁連接部位處的局部橫向拉應(yīng)力。相比中橫隔板100 mm厚時，厚度為150，200，250，300 mm的中橫隔板，主梁連接處的橫向拉應(yīng)力可分別降低13.62%，22.07%，32.39%，38.50%。

(4)增加中橫隔板高度可明顯降低主梁跨中撓度和彎矩，提高各小箱梁間的橫向聯(lián)系。對于大斷面的飛機(jī)荷載橋梁，中橫隔板高度超過主梁高度的80%時，中橫隔板的聯(lián)結(jié)作用才會抵消其自重帶來的負(fù)面影響，超過主梁高度的90%時，可有效降低主梁跨中撓度與彎矩。

(5)飛機(jī)移動荷載作用下，橫隔梁(板)數(shù)量與中橫隔板高度對裝配式主梁的力學(xué)性能與靜力加載影響規(guī)律相同。但由于飛機(jī)移動荷載的沖擊作用，移動荷載下中梁的撓度和彎矩響應(yīng)均大于靜載時的結(jié)果。以僅設(shè)端橫隔梁的主梁為例，移動荷載作用下中梁跨中撓度與彎矩比靜載時分別增大了12.73%和12.91%。