上承式钢板梁桥

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单线铁路简支钢板梁桥设计计算

2010 届 工程力学系 专 业 工程力学专业 学 号 ******** 学生姓名 饶 欣 指导教师 任剑莹

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目 录

第1章、 绪 论 ................................... 错误!未定义书签。 1.1 国外钢桥发展概述 ............................... 错误!未定义书签。 1.2 中国铁路钢桥的发展概况 ......................... 错误!未定义书签。 1.3 钢板梁桥的介绍 ................................. 错误!未定义书签。 1.4 钢板梁桥的特点 ................................. 错误!未定义书签。 1.5 钢板梁桥的历史 ................................. 错误!未定义书签。 1.6 钢板梁桥的结构形式和组成 ....................... 错误!未定义书签。 第2章、主梁设计 ................................... 错误!未定义书签。 2.1 设计介绍 ....................................... 错误!未定义书签。 2.2 主梁截面尺寸选择原则及相关公式 ................. 错误!未定义书签。 2.3 竖向荷载 ....................................... 错误!未定义书签。 2.4 内力计算及截面拟定 ............................. 错误!未定义书签。 2.5 验算挠度 ....................................... 错误!未定义书签。 2.6 恒载修正 ....................................... 错误!未定义书签。 第3章、主梁的连接 ................................. 错误!未定义书签。 3.1 设计方法 ....................................... 错误!未定义书签。 3.2 翼缘连接 ....................................... 错误!未定义书签。 3.3 腹板拼接 ....................................... 错误!未定义书签。 第4章 主梁的稳定和加劲肋布置 ..................... 错误!未定义书签。 4.1 梁的总体稳定 ................................... 错误!未定义书签。 4.2 腹板稳定 ....................................... 错误!未定义书签。 4.3 腹板疲劳强度验算 ............................... 错误!未定义书签。 4.4 翼缘板疲劳强度验算 ............................. 错误!未定义书签。 4.5 翼缘板稳定 ..................................... 错误!未定义书签。 4.6 焊缝强度检算 ................................... 错误!未定义书签。 第5章 梁的联接系 ................................. 错误!未定义书签。 5.1 横向联接系 ..................................... 错误!未定义书签。 5.2 纵向联接系 ..................................... 错误!未定义书签。 5.3 横向荷载 ....................................... 错误!未定义书签。 5.4 纵向联接系计算 ................................. 错误!未定义书签。 5.5 验算端横联杆件强度 ............................. 错误!未定义书签。 第6章 程序检算 .................................... 错误!未定义书签。 6.1 建立模型 ........................................ 错误!未定义书签。

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6.2结果分析 ....................................... 错误!未定义书签。 第7章 结论与展望 ................................. 错误!未定义书签。 7.1 与手算结果对比 ................................. 错误!未定义书签。 7.2 展望 ........................................... 错误!未定义书签。

谢 辞 ........................................... 错误!未定义书签。

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第1章 绪论

1.1 国外钢桥的发展概况

从19世纪20年代，随着铁路蒸汽机车的出现，人们开始修建铁路，铁路桥梁也随之发展起来。在历史上，当铁路桥开始修建时，造桥的材料还只限于木材、砖石、铸铁，其后才有锻铁型材（板、角铁），早期的钢桥实质上是用铸铁和锻铁修建的铁桥。19世纪70年代出现的钢材，而钢材在桥梁上的广泛应用是在19世纪90年代以后。由于以内燃机为动力装置的汽车是在19世纪后叶方才出现，公路钢桥出现在铁路钢桥之后。但是，随着公路的蓬勃发展和多样化需要，20世纪30年代，铁路钢桥原先占有的各种大跨度钢桥纪录逐步被公路钢桥取代，特别是二次世界大战以后，德国、日本等国家由于战后重建的需要，修建了大量的公路钢桥。钢桥设计理论与制造技术得到不断完善，已建立起了较为系统和完善的设计规范与制造施工工艺。

1.2 中国铁路钢桥的发展概况

在新中国建国前的20世纪20年代之前所建的铁路大桥，诸如在哈尔滨的松花江桥、在济南洛口的黄河老桥、在郑州以北的黄河老桥等，都是由外国人设计的。由我国自己设计、制造和安装的第一座钢桥是1894年由詹天佑主持修建的滦河大桥，该桥上部结构由多空钢桁梁和钢板梁组成。1937年建成钱塘江大桥。该桥按公路、铁路两用桥设计，上层设双车道公路，车道宽6.1m，两侧人行道各宽1.52m；下层为单线铁路。正桥18孔，由214.63m简支上承式钢板梁与1665.84m简支钢桁梁组成。主桁用华伦式平行弦三角形桁架，桁架中心距6.1m，桁高10.7m，采用铬合金钢制造，铆钉连接，在岸边拼装，借助涨落潮整孔浮运架设，正桥下部结构主要采用空心钢筋混凝土桥墩、气压沉箱基础，沉箱长17.7m，宽11.3m高6.1m，于岸边制造，浮运就位，基础深达47.8m。

旧中国的铁路钢桥建设，由于受到当时的政治、经济和科学技术条件的限制，材料、设计水平、制造水平、施工技术等条件都很落后，钢桥的发展极为缓慢，其中大

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多数为结构简单的钢梁，主跨超过100m的只有两座钢桥：一座是陇海线上的黑石关伊洛河桥，主跨为128.7m；另一座是津浦线上的泺口黄河桥，主跨为164.7m。解放前在我国修建的钢梁大部分由外国制造，有我国自己生产的钢梁总量还不到1000t。

新中国建国后，经过几十年的发展，我国铁路钢桥的整体水平已经有了长足的进步，逐步实现了结构形式的多样化、桥梁规模大型化，桥梁连接全部焊接化。特别是近十年来，整体节点的出现焊接不但用于结构组成，而且用于构建的连接，节省了钢材用量，并使结构整体质量易于保障。主跨312m的芜湖长江公铁两用大桥的建成标志着我国铁路大跨度钢桥的建设达到了一个新的高度。我过铁路钢桥的发展的主要标志有：

（1） 桥梁标准设计和栓焊钢梁

20世纪60年代初期修订了铁路桥的标准跨度。制定了跨度24m、32m及40m的上承及下承式焊接板梁桥标准设计，增加了使用最广的跨度为48m、64m及80m的单线铁路下承桁梁桥标准设计。设计采用低合金钢，工厂焊接，工地高强度螺栓连接。

（2） 铁路钢桥跨越能力不断加大

著名的武汉长江大桥、南京长江大桥、九江长江大桥等一系列大跨度铁路桥的建成和通车标志着我国的桥梁施工水平飞速提高，我国交通事业从此迎来了“一桥飞架南北，天堑变通途”的新格局。

（3） 钢材产量的增加和新材料的开发与利用

铁路钢桥整体技术的提高离不开钢材的产量和材料的更新。截止2003年，我国钢材产量已达到2.3亿吨，连续8年居世界首位。同时，不断开发新的钢材品种，提高钢材质量和性能。钢桥所用的材料从最初的碳素钢到低合金高强度钢，再到适于制造和焊接的低合金高强度钢，钢材的以冶炼控制技术不断完善。 （4） 铁路钢桥制造和施工技术显著提高

焊接手段有了明显提高，自动埋弧焊、自动与半自动二氧化碳气体保护焊、药芯焊丝、陶瓷衬垫等在钢桥制造与安装中得到广泛应用。焊接工艺水平也有很大提高，在焊接顺序、焊缝焊道的选取、焊接工艺参数的优化、反变形预设及变形校正工艺等方面来保证焊接质量和控制焊接变形。 （5） 科研成果促成新的设计概念和设计理论

计算机技术的发展使得复杂的桥梁结构的计算有了根本性的改变，桥梁的CAD技术使不同结构方案和构造细节的比选更加容易，多种因素影响分析更加方便；整体节点的成功采用使得焊接不但用于构件组成，也可用于构件间的连接，不但节省钢材、降低投资，而且使结构质量更加得到保证。

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（6） 铁路桥梁设计规范

设计规范不仅要以理论研究为基础，而且要依据实际应用成果和经验修订。一个时期的钢桥设计规范既反映了前一个时期的钢桥发展水平，同时也对其后的钢桥设计、制造与安装起到指导作用。从1971年到1974年、1979年到1983年以及1985年到1996年这三个阶段我国铁路桥梁设计规范不断得到修改和实行，使得规范更科学合理。

1.3 钢板梁桥的介绍

钢梁桥是一种非常普遍的桥梁形式，是指由钢板或型钢等通过焊接、螺栓或铆钉等连接而成的工字形或者箱形截面的实腹式钢梁作为主要承重结构的桥梁。箱形截面钢板梁桥习惯上简称为纲箱梁桥，工字形截面钢板梁桥习惯上简称为钢板梁桥。钢板梁桥是中小跨径桥梁中最常用的钢桥形式，同时也是构成其他形式钢桥构件的一部分。钢板梁桥的构造原理和设计方法是钢桥的最基本部分，也是其他形式钢桥设计的基础，可以说钢板梁桥是钢桥形式中最重要的组成部分。

1.4 钢板梁桥的特点

钢板梁桥是一种很早就被采用的桥梁形式。由于他比桁架等别的形式具有外形简单的特点，所以，他所需要的制造和架设费用都较低。譬如，在作施工设计是，由于上述特点，就可以采用自动或半自动焊接工艺。再有，就是油漆、检查等都比较简单方便，所以管理及维修费用也少。特别是箱梁结构，这些优点就更加突出。

板梁桥用作坡道桥时，可采用结合梁桥或钢板面板梁桥的形式。这些桥梁结构中，由于令桥面板参与主梁的作用而使之具有主梁上翼缘的功能，所以，这种梁桥在力学方面来讲是有利的。再者，钢桥面板梁桥和箱型梁桥，由于其翼缘板宽而薄，可以在一定板厚的条件下变化板宽而随意改变翼缘的截面积，这样，就容易使设计更加合理。当然，为了防止上翼缘板本身丧失局部稳定，需要设置适当的加劲肋。

由于板梁桥是一种需同时承受弯曲和剪切的结构，所以从力学性能上来讲，板梁结构的力学效率比其他结构如悬索桥、拱桥、桁架桥等是稍差的。因此，尽量减小腹板厚度来减少适当的用钢量的做法已经成为一种世界性的倾向。当然，为了不使腹板承载力因此而急剧下降，需设置适当的纵横加劲肋。此外，由于采用极限设计法，利用了腹板弹性屈曲后相当大的承载力，这样，将板梁桥设计得更为经济的可能性就更加明显了。再有，可按照应力种类及其分布情况，在沿桥跨度方向的不同位置，采用不同的钢种；或者是翼缘和腹板采用不同的钢材，这样也可以使设计更加经济与合理。

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当翼缘和腹板采用不同钢材时，一般都是翼缘钢材较腹板钢材的强度为大，这种梁称为异材梁（Hybrid girder）.还有，可以改变粱高，使梁截面所具有的抵抗弯矩和抵抗剪力与弯矩和剪力沿梁长的变化相适应。这种变截面梁桥可以跨越较大的跨度。

1.5 钢板梁桥的历史

板梁桥的历史是很悠久的。近代板梁桥时代是以第二次世界大战后，1948年在西德的科隆将一架旧桥重建成三跨连续板梁桥而开始的。这座桥跨度132.13m+184.45m+120.73m。他利用了当时在战时被炸毁的旧悬索桥的桥墩，用同样长度的跨度跨越，为此成为一个轰动当时桥梁界的壮举。这座桥的实质，在出现了广泛用于飞机结构上的薄壁闭合截面结构形式的所谓箱梁桥的新桥梁形式时，才被清楚的认识到。也就是说，梁的截面是由两块很宽的上下翼缘板及两块腹板构成的箱型截面，而在上翼缘上铺设沥青兼做桥面板用。中间跨的跨中截面粱高为跨长的1/56，十分纤细，而在中间墩上方粱高却增至8m，因此，截面变化是十分明显的。采用了这种新形式后，每平方米用钢量为630kg，约为旧桥的2/3，可以说做到了轻型化。这用战前设计梁桥的理论是不可能做到的。在此之后，1956年西德的技术人员在贝尔格莱德架设了跨度为75m+261m+75m的Save桥。这座桥是在两个板梁上方设置钢桥面板而成的，它参与了主梁工作从而组成一个形的截面构造形式，这种形式就称为双主梁桥，双主梁桥的特点是（1）板梁在荷载作用下，腹板的应力状态是按三角形分布的，这样，在设计时对容许应力而言往往有相当大的敷余量。因此，仅具有最低限度的两个腹板的双主梁桥在用钢量上，较之具有多腹板的多主梁桥就有相当大的节省。（2）双主梁桥的翼缘板宽度小而厚，所以，容易根据弯矩分布来改变翼缘的截面积。（3）翼缘板不用设置加劲肋，而腹板加劲肋的总数也较少，所以总用钢量也较省。（4）双主梁的构件数，组成构件的零件数，构件种类，焊接长度，螺栓个数等都较少，构件形状也较简单，所以优点是制造及架设费用都较低，由此可见，在板梁桥中，双主梁是实现长大、轻型以及经济化的最有前途的桥梁形式。

1.6 钢板梁桥的结构形式与组成

1.6.1钢板梁桥的结构形式

钢板梁桥的主梁，通常采用工字钢、H形钢、焊接工形梁等结构形式，主梁与主梁之间采用横梁和纵梁相连形成整体受力结构。主要受力结构的主梁和横梁在平面上形成格子形状的梁格，因此钢板梁桥也被称为格子梁桥。

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工字钢和H形钢是由工厂轧制而成，通常为等截面形式，与焊接钢梁相比，具有结构简单、造价低的特点。但是，采用工字钢和H形钢作为钢板梁桥的主梁，截面尺寸往往会受到工厂的轧制能力的限制，跨越能力较小，通常在20m以下，这种由工字钢或H形钢作为主梁的钢梁桥统称为“beam bridge”，为了提高工字钢和H形钢的跨越能力，可在上下翼缘板上增加盖板，盖板通常采用焊接形式与型钢连接。

焊接工形钢是由上下翼板和腹板焊接而成，具有结构灵活、构造简单、受力明确、工地连接方便、单个构件重量轻等优点，使用跨径可达到60m，是中小跨径钢梁桥最为经济和采用最多的结构形式。但是，焊接工形梁的抗扭刚度和横向抗弯刚度较小，在运输和安装过程中或者桥梁的宽跨比较小时，必须充分注意横向失稳问题。焊接工形梁桥称为“I-girder bridge”。

钢板梁桥根据支承条件和受力特点可以分为：简支钢板梁桥、连续钢板梁桥和悬臂钢板梁桥。简支钢板梁桥是最为简单的结构形式，经济跨径一般在40m以下，当跨径较大时，采用连续钢板梁桥的结构形式，它的经济跨径可以达到60m，与简支梁桥相比，连续钢板梁桥有伸缩缝少、噪音小、行车平稳、挠度小、截面经济等优点，又逐渐取代简支梁的趋势，但是，连续梁对地基和支座的不均匀沉降较为敏感，软土地基的连续梁桥附加弯矩较大。悬臂钢板梁桥是静定结构，弯矩却与连续梁桥比较接近，截面比简支梁经济，对地基不均匀沉降不会产生附加弯矩，但是它的伸缩缝多、悬臂的挠度大、有折角现象，对于行车不利，而且牛腿结构复杂，容易引起疲劳破坏等，目前已经很少被采用，只用于不适合修建其他桥型的特殊情况。

按桥面板形式还可以分为钢筋混凝土桥面板钢板梁桥和钢板面板梁桥。其中根据桥面板与主梁的受力情况又分为结合梁桥和非结合梁桥。结合梁桥的桥面板参与主梁共同工作，钢板梁与桥面板结合后由组合截面承受外荷载，非结合梁桥的桥面板不参与主梁共同受力，外荷载由钢板梁单独承担。对于钢筋混凝土桥面板结合梁桥，桥面板与钢板梁间用剪力连接构件连接。

钢桥面由顶板和焊接于顶板上的纵向及横向加劲肋组成，它具有自重轻、极限承载力大、钢桥面建筑高度小等特点，是大跨度钢桥和建筑高度受到限制时最常用的结构形式。

桥梁按平面形状又分为直桥、斜桥和曲线桥等。直桥的桥轴线为直线，并且与支承边垂直；斜桥的桥轴线为直线但是不与支承边垂直，支承边垂线与桥轴线的夹角称为斜交角；当桥轴线为曲线时称为曲线桥。

1.6.2钢板梁桥的组成

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钢板梁上部结构主要由主梁、横向联接系、纵向联接系和桥面系组成。主梁起到整个桥梁的承重作用，把由横向联接系和纵向联接系和桥面系传来的荷载传递到支座。横向联接系有实腹式梁和空腹式桁架形式，前者称为横梁，后者称为横联。横向联接系的作用是为了把各个主梁连接成整体，起到荷载横向分布、防止主梁倾侧失稳的作用。纵向联接系通常采用桁架式结构，其作用主要是加强桥梁的整体稳定性、与横梁共同承担横向力和扭矩的作用。桥面系主要是为了提供桥梁的行车部分，把桥面荷载传递到主梁和横梁。

铁路钢板梁桥的桥宽较窄，多数采用双主梁的结构形式。在两片主梁之间设置横向联接系结构，使它成为一个稳定的空间结构。根据桥面结构的位置不同，铁路钢板梁桥可以分为上承式钢板梁桥和下承式钢板梁桥两种。上承式钢板梁桥桥面设置在主梁顶上；下承式钢板梁桥桥面则是布置在两片主梁之间，列车在两片主梁之间通过。对于明桥面，桥枕直接放在主梁上，主梁中心距就是桥枕跨度，若其跨度太小，则钢轨几乎为与主梁上方，很难利用桥枕受载时发生的弹性挠曲来减轻列车的冲击作用；若桥枕跨度太大，则将使所需的桥枕截面过大，也不合适。桥枕的合理跨度大致1.8~2.5m。

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第2章 主梁设计与内力计算

2.1设计简介

桥梁类型：单线铁路上承式简钢板梁桥。设计依据：《铁路桥梁钢结构设计基本规范（TB 10002D2—2005），《铁路桥涵设计基本规范》。桥梁跨度：20m。主梁数目：2。从强度角度考虑选用钢材材料为：Q345钢（16Mnq）。荷载考虑恒载、车辆荷载、横向风载及冲击荷载。冲击荷载即列车竖向活载，等于列车竖向静活载乘以动力系数（1+）。主梁中心距：决定主梁中心距考虑以下几个方面：

1.桥枕的合理跨度。桥枕直接放在主梁上，主梁中心距就是桥枕跨度，桥枕的合理跨度一般在1.8~2.5m之间。

2.为避免桥跨结构在水平力作用下发生横向倾覆，因此主梁中心距不能太小。 3.为使桥跨结构具有必要的横向刚度，《桥规》要求主梁中心距不得小于计算跨度的1/15,且不小于2.2m。根据这几点此处上承式板梁桥的主梁中心距采用2.4m。 桥枕尺寸：20cm24cm300cm。 桥面宽度：5m。

桥面布置双侧人行道木步板。

2.2主梁截面尺寸选择原则及相关公式：

根据主要拟定原则，腹板高度大约比梁高小8~12cm，腹板厚度f一般可选用10~12mm，对跨度等于或大于16m的焊接板梁，腹板厚度不宜小于12mm，以减小焊接所引起的对腹板的削弱。

2.2.1主梁经济高度：

haM (2-1)

wf式中，a——系数，取2.5~2.7 w——弯曲容许应力(Mpa) M——设计弯矩值（KN  m） f——腹板厚度（mm）

2.2.2主梁最小高度：

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hmin5wl24Efl1pk （2-2） 1式中，p——均布恒载（KN/m）； l——计算跨径（m）； 1——冲击系数；

E——弹性模量(Mpa)

k——均布活载(KN/m)；

w——弯曲容许应力（Mpa）； f——容许最大挠度（mm）

2.2.3估算所需翼缘截面积AyiAyi=

：

M 式中，h——主梁高度（m）；

11fhwh6 （2-3）

M——设计弯矩值（KNm）； f——腹板厚度（mm）；

翼缘厚度不宜太大（最好不超过32mm）。

桥枕直接铺放在翼缘板上，则根据桥枕承压强度要求，翼缘板宽度应不小于240mm。

2.2.4截面应力验算

（1）.验算弯曲应力： 主梁截面上的最大弯曲应力：

MwW (2-4)

max3式中，W ——截面抗弯惯性矩（cm）； M——设计弯矩（KN  m）；

w——容许弯曲应力（Mpa）

（2）.验算剪应力： 主梁截面上的最大剪应力：

(2-5)323323

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maxQS (2-5) Imf式中，Q——截面剪力值（KN）；

Im——截面对中性轴惯性矩（cm4）；

S——截面中性轴以上面积对中性轴的面积矩（cm3）； f——腹板厚度（mm）；

2.3竖向荷载：

2.3.1恒载：

参照相关设计资料，设桥跨自重p1=17KN/m，桥面重：根据桥规双侧有人行道木步板时p2=8KN/m，故每片主梁所受恒载p=1/2(17+8)=12.5KN/m

2.3.2活载：

铁路活载用中活载的换算均布活载k值（计算单片主梁取换算值k的一半，其符号仍用k表示），按影响线顶点位置a及加载长度L从《桥规》中查表可得。冲击系数（1+）按公式：

1128

40l (2-6)

图2-7 中活载图式 2.4内力计算及截面拟定：

按影响线面积法求出设计截面因恒载和活载所产生的M和Q的最大值。两者相加即得梁的计算内力。

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跨中弯矩影响线图：

图2-8 跨中弯矩影响线图

影响线面积m50 查表得k=55.1，则

MmaxMpMkpmk(1)m =625+4041.6=4666.6KNm

梁端剪力影响线图：

图2-9 梁端剪力影响线图

影响线面积q=10

查表得k=64.7，则QmaxQpQk=1075KN

为防止焊接对腹板厚度的削弱，腹板厚度选取15mm。 主梁经济高度由式（2-1），

aM2.74666.6102=200cmh1.521wf

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估算最小梁高：由式（2-2），

hmin5wl24Efl1pk152.120001 3112.5242.1101.46770055.1估算翼缘截面积：由式（2-3），

=171.56cm

Ayi11fh61cm2 wh6M由以上数据及相关原则选取主梁高度为200cm，跨中翼缘截面拟为36cm2.5cm=90

cm2

对于钢板梁桥，由于跨径不大（通常小于60m），一般不采用改变梁高的变截面设计（因为变梁高的钢板梁制作、运输和安装非常麻烦），因而此处采用改变翼缘板板厚的方法来实现变截面。为了方便，截面变化位置选取在主梁工地连接处（连接处为主梁四分之一截面、跨中截面和四分之三截面处，但跨中截面连接处不作截面变化），不同板厚的翼缘板高强度螺栓连接采用填板调整，如图所示：

图2-10 梁拼接处填板调整图

单片主梁示意图：

图2-11 主梁示意图

跨中截面示意图如下图：

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图2-12 梁跨中截面图

截面惯性矩：

I11951.5(195)322.536(1.25)22682140cm4122（翼缘对其中性轴的惯性矩略去）

验算跨中截面弯曲应力 Mh4666.6KNm1mmaxmax173.99174Mpa210Mpa 4I22682140cm变截面梁段翼缘板厚度拟为2cm，这是因为根据铁路桥钢结构设计规范有翼缘板伸出长度（从腹板中心算起）对其厚度之比不得大于10。因而翼缘板厚度不宜小于1.8cm。

图2-13 梁端截面图

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其截面惯性矩：

I'11.5(195)32362(197.5)22323983cm4 12由影响线面积法求截面变化处弯矩大小，变截面处弯矩影响线如下图：

图2-14 四分之一截面处弯矩影响线图

Mpk(1)3698KNm37.5

（查表得k58.7）

验算截面变化处（即1/4截面处）的最大弯曲应力：

Mh''()158.33Mpa210Mpa。

I2验算梁最大切应力：

97.51074362(197.5)97.51.5QmaxS243.73Mpa120Mpa 'If23239831.5max由于截面变化处其腹板承受的剪力和弯矩都较大，所以应验算合成应力：

22 m3 （2-15）

； 式中，——校核处弯曲正应力（Mpa）

——校核处剪应力（Mpa）

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图2-16 截面合成应力校核点示意图

变截面处剪力影响线如下图：

图2-17 四分之一截面处剪力影响线图

1影响线面积(150.7550.25)52

剪力大小为Q12.5558.71.4675493KN 合成应力校核处剪应力：

QS493KN(23698.5)cm3'10Mpa 4If2323983cm1.5cm合成应力校核处正应力：

Mh''(0.02)155.15Mpa

I2由式（2-15）：

m(155.15)230024371156Mpa1.1231Mpa

符合强度要求。

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验算1/8截面处的内力及合成应力：弯矩影响线如下图：

图2-18 八分之一截面处弯矩影响线图

查表得k为60.15

影响线面积21.875，则截面弯矩为：

M12.521.87560.151.46721.8752203.7KNm

截面最大正应力

Mh'2203.7KNm'0.995m94.35Mpa210Mpa 4I22323983cm合成应力校核处正应力

Mh'2203.7KNm'(0.02)97.5cm92.45MpaI22323983cm4

'截面剪力影响线如下图：

图2-19 八分之一截面剪力影响线图

影响线面积：

1(17.50.8752.50.125)7.5

2截面剪力：

Q12.57.57.560.151.467755.5KN

合成应力校核处剪应力：

QS755.5KN(23698.5)cm3'15.37Mpa 4If2323983cm1.5cm

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由式（2- 15） 合成应力：

2m232(92.45)2（315.37）96.21Mpa1.1231Mpa

2.5验算挠度：

静活载产生挠度：根据设计规范，静活载所产生的竖向挠度不应超过主梁跨度的1/800。验算如下：

5ql4fk384EII13.2('1)a3(43a),Il'aI'为较小截面惯性矩。

l

fk2.0811 ， 符合要求。l2000800

2.6恒载修正：

单个主梁体积：

V(2362.51951.5)1000(23621951.5)1000=909103cm3 16Mnq钢密度为7.85g/cm3

主梁质量M=7135.65Kg

主梁自重荷载pMg/20=3.567103N/m=3.567KN/m178.5KN/m,。 2故实际主梁自重荷载小于之前的估算恒载。且相差较大。根据前面的验算截面尺寸完全符合强度要求。可选定为实际截面。下面计算桥梁实际恒载和活载作用下桥梁跨中截面和端截面的内力。作为桥梁内力的修正。

桥梁实际恒载考虑主梁自重、桥面重、加劲肋重量和主梁间的联接系及高强度螺栓和拼接板重量：单个主梁加劲肋数量为22，单个加劲肋重量按中间加劲肋算（参照后续的加劲肋布置），为7.85185141.224.4Kg，加劲肋总重为24.422536.8Kg，其均布荷载为268.4N/m，单个主梁承受连接系和拼接系荷载参照相关资料可取加劲肋荷载的1.2倍。故单个主梁实际恒载为3.5672.20.268448.637KN/m。 计算实际内力： 跨中弯矩：

Mmax508.6371.46755.1504471.7KNm

梁端剪力：

Qmax8.6371064.71.467101035KN 跨中截面最大正应力：

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max梁端剪力：

Mmax4446.7KNmy100cm166.79Mpa I2682140cm4maxQmaxS42.14Mpa If第3章 主梁的连接

3.1设计方法：

根据我国《铁路桥梁钢结构设计规范》，板梁翼板用高强度螺栓时，其螺栓数量应按连接杆件的承载力计算，即采用全承载力设计法（全强设计法），板梁腹板螺栓群的强度不得小于拼接处腹板净截面抗弯强度与该处最大剪力的组合强度。故对于弯矩来讲，按腹板的全强设计；对于剪力，按拼接所在位置的最大剪力考虑。钢桥由于活载较大很少采用承压型高强螺栓，而选用摩擦型高强螺栓。拼接处位置选择在四分之一截面，跨中截面及四分之三截面这三处。每段拼接梁单元长5m。拼接梁单元如下图所示：

图3-1 拼接单元梁立面图

全承载情况下：

Mmax

Iy5364KNm（yh） 2石家庄铁道学院毕业设计

腹板所承受的弯矩：

I腹M腹Mmax1854KNm

I翼缘板所承受的弯矩：

M翼MmaxM腹3510KNm

由《铁路桥梁钢结构结构设计规范》有：

PnNvb其中：k1.7,n2,查表得P190KN,0.55k

1900.552即Nvb122.9KN

1.73.2翼缘连接：

根据全承载力设计法，拼接板的截面面积应大于等于翼缘板的截面面积，设翼缘拼接板板厚为t1，则

t13602513.64 mm，t1取1.5cm

(3602150)轴力：

N所需螺栓个数：

nM翼1031777KN

195025N177714.46 取n18 bNv122.9具体布置如下图所示：

图3-2 翼缘板拼接图

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3.3腹板拼接：

按照相关规范拼接板的抗弯惯性矩应大于等于腹板的抗弯惯性矩，设腹板拼接板板厚为t2，则：

1519503()9.536mm， 21800因此腹板拼接板厚度选取为1cm。 腹板拼接具体布置如下图所示：

t2

图3-3 腹板拼接图

验算螺栓强度：

拼接所在位置的最大剪力Qmax493KN，由弯矩和剪力方向可知最下缘螺栓受力最大：

y2i32(502150225023502..........8502)

N

M1xMy11854103850108.41KN

y2iy2i石家庄铁道学院毕业设计

N1QyQmax4939.1KN n2722Q2N1(N1M(108.41)2(9.1)2108.79KN122.9KN x)(N1y)故螺栓强度符合要求。 主梁截面拼接后如下图所示：

图3-4 截面拼接后横截面图

第4章 主梁的稳定和加劲肋布置

4.1梁的总体稳定：

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梁所受轴力N为0，属于压弯杆件。整体稳定需满足：

M WmIxx2682140cm4，Iyy2132.536cm419440cm4 12梁高h2m，上平纵联节间长度L(主梁间距)= 2.4m 换算长细比：

ealrx2.42682140/A1.825.2, hry219440/A查表得其纵向弯曲系数为0.9，则

MMmaxh173.98Mpa WmI20.9200Mpa180Mpa，

故

M，梁满足整体稳定要求。 Wm4.2腹板稳定：

表4-1 加劲肋的设置与腹板高厚比对应表 不设纵向和竖向加劲肋 70 60 仅设竖向加劲肋 160 140 竖向加劲肋和一段纵向加劲肋 280 240 竖向加劲肋和二段纵向加劲肋 规范 钢材种类 中国公路 钢桥 中国铁路钢桥 Q235 Q345 ______ _______ 50 140 250 ______ 计算最大腹板高厚比：

h/195130,1.5h则50140，



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4.2.1加劲肋布置：

对应表中规范应该设置竖向加劲肋，不需设置纵向（水平）加劲肋。具体布置为： 腹板在主梁两侧对称设置，端部和中间加劲肋等距布置，根据规范设置其间距为2m（不超过2m）。端加劲肋由于起到承压的作用，其下部应与下翼缘磨光顶紧，中间加劲肋下部不与下翼缘焊接（防止影响焊缝的疲劳强度），也无需顶紧，故中间加劲肋的下端一般在距受拉翼缘50~100mm处断开。如下图所示：

图4-2 中间加劲肋布置图（正面）

主梁竖向加劲肋布置简图：

图4-3 主梁侧面加劲肋布置图

根据规范，加劲肋截面对腹板与加劲肋的焊接线惯性矩不应小于：

It3h0tw331951.531974.375cm4，

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式中h0为腹板净高度，tw为腹板厚度。中间加劲肋截面尺寸拟定为14cm12mm。 则

I11.2(2141.5)32567.2cm4， 12故满足IIt。

端加劲肋设置在支座处，主要承压，截面尺寸定为16cm20mm。压杆面积：

Am2162301.51.5131.5cm2

端加劲肋布置示意图：

图4-4 端加劲肋布置图

4.2.2加劲肋验算

轴向应力检算：

bRv107400089.76Mpa200Mpa

As(B2tf)tw216020(32050)15端部承压应力检算：

c2Rv2R21074000v163.4Mpa300Mpa

AsBevtwAm131.5端部加劲肋稳定验算：

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Ixx12(2161.5)36266cm4， 12rxIxx6.9cm Amlx0.7240168cmxlx16824.35， rx6.9查表得0.9，则

N107400090.75Mpa200MpaAm0.9131.54.3腹板耐劳强度的验算：

图4-5 腹板疲劳强度验算点图

由于a点兼受法向拉应力和剪应力，在反复荷载作用下，有较高的应力集中，故应验算该处腹板的疲劳强度。即：

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zh2n22 (4-6)

2n

14510.6 （4-7）

min （4-8）max

式中，min ——静荷载作用下的正应力（Mpa）； max——静荷载与动活载作用下的正应力（Mpa） 取1/4截面验算：

Mya3698KNm87.5cm139.23Mpa 4I2323983cm3QSa493KN1.592.5362.598.75cm12.568Mpa

I26824101.53QSa493KN1.592.536298.5cm10.23Mpa

I23239831.5'故取较大的代入验算。

由式（4-6）、（4-7）、（4-8）有：

zh121.28Mpa； min468.750.1267， max3698145157Mpa，

10.6n故zhn。疲劳强度符合要求。

4.4翼缘板疲劳强度验算：

翼缘板因用高强度螺栓连接，存在栓孔削弱，当列车通过桥梁是，板梁截面中性轴以下部分将承受数值变动的拉应力，应验算受拉翼缘的疲劳强度，验算如下： 翼缘板截面净截面面积：

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Aj2.53662.22.557cm2(M22螺栓直径为2.2cm)

截面净截面惯性矩：

1Ij257(98.75)2(195)31.52038537.5cm4

12验算公式：

MnWj （4-9）

式中，n——疲劳容许应力（Mpa）；

Wj——净截面抗弯惯性矩（cm3） M——主梁跨中截面最大弯矩（KNm）

n165 （4-10）

10.6 minMmin （4-11） maxMmax 则由式（4-9）、（4-10）、（4-11）：

M4666.6KNm100cm228.9Mpa Wj2038537.5cm4minMmin6250.134 ， maxMmax4666.6n由此得：

165179.35Mpa

10.6Mn。 Wj翼缘板疲劳强度不符合要求，需要增大翼缘板的面积，考虑在拼接前在跨中位置的下部受拉翼缘板上焊上一块同材质同宽度的钢板，板长为翼缘拼接板长的一半，设焊后翼缘板厚度为d=5cm，截面示意图如下图：

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图4-12 疲劳强度加强后的跨中截面

先确定中性轴位置：

截面对上翼缘顶部的静矩：

S362.51.251951.5(97.52.5)536(197.52.5)65362.5cm3

则中性轴到上翼缘顶部的距离为：

65362.5cm3116.2cm 2(362.51951.5536)cm截面的净截面惯性矩：

I2038537.52571951.5(116.2100)22557529cm4

572.5(202.5116.21.25)22.5

由式（4-7）有

M4666.6KNm(202.5116.2)cm157.47Mpan179.35Mpa， Wj2557529cm4结果符合疲劳强度要求。

4.5翼缘板稳定：

翼缘伸出肢宽度和厚度之比分别为18/2.5（跨中截面）；18/2（梁端截面），均小于10，根据规范翼缘的稳定满足要求。翼缘板与腹板的焊缝连接采用半自动焊，焊

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缝尺寸为1010mm，焊缝长度设为15cm，则hf10mm。

4.6焊缝强度检算：

4.6.1翼缘板和腹板连接焊缝：

此处只检算梁端处的焊缝强度，因为主梁端处剪力最大，焊缝承受的剪力也较大。 设单位长度的水平剪力为T1,剪应力QSyiImf，沿梁跨度单位长度（1cm）内剪应力

的总和为T1f1QSyiIm，此即长的翼缘焊缝需传递的水平剪力。设最大轮压P产

生的竖向剪力为V1,由桥枕传下的最大轮压P（包括冲击力）按平均分布在100cm范围内计算，即沿跨长1cm内的竖向剪力V1220110KN,故P110(1)KN,2P。按铁路标准活载最大轮压为100求单位长度1cm内翼缘焊缝承受的总剪力Q1。

合成剪力：

Q1TV(2121QSyiIm 计算合成剪应力： 则：

P2)2()100 （4-13）

Q1107470922161.372()()/1.4hf26.08Mpa120Mpa2hf0.72323983100

符合强度要求。

4.6.2竖向加劲肋(端部)与腹板的焊缝连接：

焊缝主要承受轴向压力：根据焊缝强度要求有：

0.7hfN nlwn为焊缝数量，当梁腹板两侧对称设置加劲肋时n为4 ，

lw为焊缝长度，设计为

168cm。则：

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N10741030.7hf1.331mm 64lw3.3624010hf1.3311.9mm。 0.7第5章 梁的联接系

连接系材料采用Q235钢。

5.1横向联接系：

钢板梁由于横向抗弯惯性矩和抗扭惯性矩很小，在面内弯矩、水平力和扭矩作用下，容易产生弯扭失稳。因此，一般情况下，钢板梁单根主梁不能单独承担水平力和扭矩等，主梁与主梁间必须连接在一起受力。

横向联接系（端横联）示意图：

图5-1 端横联结构示意图

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图5-2 端横联受横向荷载示意图

上图为端横联受横向荷载（主要是风荷载）的受力情况图

p主要为风荷载等水平荷载作用下，分摊到一个横联的力。

上弦杆受力NuP/2 斜杆受力ND(P/2)sec 下弦杆受力NlP 竖向力V(P/2)(h/b)

1.2(1.2)(1.5)22h1.5m，b2.4m，cos0.625。

根据跨径和主梁布置设定中间横联数量为4（两端端横联除外），横联每隔4m布置一个（横联间隔不能过大，规范规定一般不大于4m，以此防止主梁侧倾失稳），端横联上下杆件间距设为主梁的3/4,即1.5m。端横联因为参与支承桥面板，故其顶部一般与主梁同高。如图所示桁架式横联结构，其抗弯惯性刚度Is可以采用下式计算：

4h2A1Is913A1A2cos1104， A13A2cosA13A2cos设桥的横向刚度为Z，根据相关规范一般Z值大于10时，各个主梁受力相对均匀，桥梁横向刚度能满足要求。则：

lIZs10,

2aIa为主梁间距2.4m，l为桥梁跨度20m。I为主梁截面惯性矩，取较大的跨中截惯性矩。

3则Z72.34ISIS,0.15时即可满足Z10。 II

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Is0.15I0.152682140cm4402321cm43A1A2cos1.875A1A2104104

3A2cosA11.875A2A1令A1A2,则：

1.875A1240.2321cm4，A161.6892cm2

2.875A1所得结果为横向连接系最小断面尺寸，取A1A262cm2。故可设定其厚度为2cm，宽度为31cm。

中间横联以上下横撑为主，构件截面采用与端截面相同的设计。横撑焊接于竖向加劲肋上，如下图所示（节点板和平纵联未画出）：

图5-3 中间横撑示意图

5.2纵向连接系：

纵向连接系的作用主要是：（1）将地震荷载、风荷载等水平力传递到之支座；（2）防止主梁下翼缘的侧向变形和横向振动；（3）与主梁及纵向连接系构成空间桁架抵抗水平荷载和扭矩；（4）桥梁安装定位时主梁的定位。纵向连接系分上平联和下平联，上平联设置于上翼缘附近的腹板上的节点板，下平联设置于下翼缘附近的腹板上的节点板。节点板一边与腹板焊接，另一边焊接于加劲肋上，节点板切去一块，这样使节点板边缘的焊缝至加劲肋与腹板相连的焊缝，保持一定的距离。为减小应力集中，节点板做成圆弧形，并在施焊完毕后用砂轮将焊缝表面进行加工，使表面平顺。

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图5-4纵向联接系（上平纵联）示意图

纵向联接系及受力示意图：

图5-5 纵向联接系受横向荷载示意图

如上图所示：纵向联接系中的桁架杆ab的内力为：

(la)Nabsec，

4为单位长度的水平荷载。

5.3横向荷载

考虑风荷载对于连接系的受力影响。设风荷载强度为W,根据设计规范有：

12WK1K2K3W0, 式中W为风荷载强度（pa）；W0为基本风压（pa），W0v,系

1.6按平坦空旷地面，离地面20m高，频率1/100的10min平均最大风速（m/s）计算确

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定；一般情况下可按规范中“全国基本风压分布图”采用。K1为风载体形系数，非桥墩构件为1.3，K2为风压高度变化系数，取轨顶高度处风压值，K3为地形地理系数。K2、K3的取值见下面两表：

表5-6 风压高度变化系数表

离地面或水位高度 20 30 40 50 60 70 80 90 100 K2 1.00 1.13 1.22 1.30 1.37 1.42 1.47 1.52 1.56

表5-7 地形地理系数表

地形、地理情况 一般平坦空旷地区 K3 1.0 0.85~0.90 1.15~1.30 按实际调查和观测资料计算 城市、林区盆地和有障碍物挡风时 山岭、峡谷、湖面、水库和风口区 特殊风口区 根据以上规范设定风荷载强度：

WK1K2K3W05001.3pa650pa.

5.4纵向联接系计算：

W20m6502013KN/m，

计算纵向连接系中桁架杆的最大内力：

Nla4secN22（4）（2.4）sec1.9442.4a4m0.8

13KN/m16m0.81.94480.87KN，

4则为满足纵联杆件的强度要求其截面面积需满足：

AN80.87KN5.77cm2。

140Mpa5.5验算端横联处杆件的强度：

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作用在主梁的横向风载大小为：20m2m650pa26KN，（侧面面积计算忽略主梁翼缘板厚度变化）。则单个横联承担风载：

26KNp4.33KN,

6根据端横联受力情况图有，端横联杆件最大内力即为下弦杆的受力。其轴向应力：

4.333KN0.7Mpa， 261cm远小于轴向容许应力。故强度符合要求。

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参考文献

[1] 吴冲.现代钢桥.北京：人民交通出版社，2006.9. [2] 小西一郎.钢桥.北京：人民铁道出版社，1980. [3] 张家旭.钢结构.北京：中国铁道出版社，1997.9

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[6] 胡兆同，陈万春.桥梁通用构造及简支梁桥.北京：人民交通出版社,2000.11. [7] 郭兆祺. 铁路钢板梁桥设计问题与建议. 铁道标准设计，1993--10. [8] 李亚东. 桥梁工程概论.西南交通大学出版社,2000.

[9] 张修身.上承式钢板梁桥动力特性试验研究.铁道建筑，2006年第10期 [10] 杨喆.钢桥设计方法及应用的研究.长安大学，2003.5

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[13] M..Veljkovic and B. Johansson. Designof hybrid steel girders，2003.8.30

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混合型钢梁的设计 摘要

混合动力钢梁是由具有不同等级的凸缘和腹板的钢架焊接成的，通常，凸缘由高强度钢（HSS）如S690和被称为S355的低级腹板构成，但S460钢和S355的组合也经常被使用。这种混合梁比一般同材质的梁更经济，混合梁很早就在美国开始使用，但在欧洲并不普遍使用，在瑞典，它的使用例子因为相比较而言经济被提出。它的设计规则也因为合理而被提出，通常其截面等级为根据欧洲设计标准3设定的4级。其在极限荷载状态下的抗弯曲能力受局部腹板屈服点的影响。这个屈服点即限制腹板应力并同时影响腹板的有效宽度。抗弯曲力的公式也被简化而提出。对于使用极限状态，该腹板的局部屈服点必须接受，但可逆行为的要求仍然会实现。对于疲劳极限状态， 设计标准3规定限制的压力不应超过1.5倍的屈服强度。对于混合梁，这表明，该限制适用于凸缘的屈服强度和屈服的腹板不会影响疲劳强度。

作者关键词

混合梁;高强度钢;设计;经济 Afc

面积压缩凸缘（平方米） Af

梁凸缘面积（m2） Aw

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腹板面积（m2） Mcr

关键弯矩根据弹性稳定理论计算，毛交叉截面特性（Nm） MRK

梁弯曲阻力没有局部安全系数（Nm） MS

最终弯矩在测试测量（Nm） VRk

梁抗剪没有局部安全系数（N） VS

最终剪切力的测试来衡量 (N) W

弹性模量的第（立方米） 贝夫

有效板宽（平方米） fy

屈服强度（N/m2） hw

腹板深度（米） k

因素取决于截面级（范围0.3-0.55） 因子

梁凸缘厚度（米） λb 梁长细 η1S

最终弯矩由预测除以电阻测试 η3V

终极除以剪切试验抗剪力预测 γm

部分安全系数 文章概要

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名称与术语 1、导言 2、经济 3、状态技术研究 4、钢混合梁设计 4.1、测定断面级 4.2、弯曲性 4.2.1、截面班1和2 4.2.2、截面3和第4类 4.2.3、平扭屈曲

4.3、剪切阻力，补丁加载和剪弯相互作用 4.4、抗疲劳 4.5、适用性要求 5、实验验证 6、制备混合梁 7、结论 参考文献 1、介绍

在过去的几十年中，高强度钢（HSS）已经获得了在钢结构市场的市场基础，尤其是日本和美国。S355级钢，在二十年前被认为是HSS20，现在在瑞典是热轧板和H截面结构，如今，这些产品也可以在等级S420和S460钢使用（热机械轧制）。QT间板钢（调质）的商用级到S1100可提供，但仍未脱离S960标准。使用HSS钢的动力，经济是摆在首位，但也有一个节约资源的环境利益。一个HSS钢结构在给定的功能上使用比普通钢用料了一些，经济条件之一是，HSS钢的强度可利用效率。不同钢种腹板和凸缘混合梁是这个方向的解决方案。在这项研究中，它是假定凸缘强度高于腹板。旧规则的经验说，梁应具有对钢而言在凸缘和腹板中同样数量的钢。这条规则给出了合理的优化梁，如果没有厚度的限制。腹板将承受20-25％的这种梁弯曲阻力。梁有许多实际面积较小的腹板，从腹板的承载贡献则较小。由于这个原因，在腹板上使用低强度的便宜钢比在凸缘上使用更经济。如果腹板强度降低到了凸缘的一半，目前亏损的承载能力将相当小，大约为10％。在抗剪能力上的减少将介于0％和30％，具体取决于管理标准。混合梁在北美至

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少已被用于1960年以来，包括其设计规则代码。基础设计规则只适用于相当有限的程度，主要问题是明确可以在正常的设计公式中使用的强度值，凸缘或腹板问题，

这是一种优化和改进设计规则的可行方法。在欧洲，混合梁的使用相当有限，欧洲规范3-1-1 不涉及混合梁并根据不同国家的心态而定，这可能被理解为，要么他们是不允许或者你必须自己找到了如何设计它们。后面的解释在瑞典可见，那就是混合梁已经在建筑物和桥梁中使用。在欧洲规范3-1-5 提到的电镀混合梁结构，并给出了限制，之间的凸缘和腹板的屈服强度的比例不应超过两个。没有任何细节提供了有关的设计，混合梁的广泛使用，将需要在编码或手册，并列入本文件的目的是提供所需资料。 2、经济

对于预期的增加使用混合梁的主要原因是节省成本，这是研究硕士论文[4]从中下列结果被引用。这项研究包钢的I -复合梁桥：一个很简单的50米跨度，并支持一个连续的2 × 30米的跨度。这两条桥为9米宽，有两个大梁。设计是根据瑞典桥梁代码完成的，对梁三种类型进行比较，在S355均质梁的S690，混合梁与Web的S355和凸缘高强度都达到S690和第三混合梁，但只有混合梁底部和顶部的凸缘在HSS钢的墩部。这种比较包括材料，制造和安装的数字，全部由专业钢铁承包商检查费用，并且有效。首先，每个桥梁的设计和优化后的费用计算，以S355为50米的桥梁钢结构为参照，将比S690凸缘和S355腹板便宜6%。对于2 × 30米的桥梁，与相同的组合相比将可节约5％的费用，应当注意到，瑞典设计规则中剪切包括适用性的要求是为了避免呼吸，这使得剪切强度独立于细网的材料强度。另一个例子是两个完全支持23米跨度梁桥（见图一），根据钢材承包商的估计，同材质的S355梁与由S690底部凸缘、S460腹板和S460顶部凸缘组成的梁相比可以节省15%的费用。对于在跨中顶部凸缘，S690并不是总是有利的，因为它在浇筑混泥土前往往是被平扭屈曲支配的。

（图1）瑞典简支混合梁桥和不同选择的钢结构的成本

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3、状态技术研究

根据参考，第一次发表了混合梁的文件可以追溯到1944年，尽管应用历史悠久，最密集的试点工作主要集中在60年代中期和70年代中期。在此期间，对试点工作的重点是建立静态载荷的各种故障模式的设计标准。由于腹板屈服发生，注意转移到了故障模式下，该模式下腹板的承载贡献（如剪切屈曲、凸缘的垂直屈曲和扭转屈曲）是很重要的。这些专题相关实验报告发表在美国得克萨斯州大学[7和8]，在英国剑桥大学[9和10]。大多数的实验是在全方位完整的梁上进行的，除参考 [9]，其中的标本是按模型比例对照的。标本以前通常用来测试某一种类型并用于改进，这种尝试常常在不同的部分会得到失败。一些梁会在一个小应力范围内进行疲劳测试。如果裂缝造成的损害很小，该标本可能在静态测试中重复使用。由于横向加强板的不同位置和修复失败的面板，有可能就同一样品进行多次测试。参考 [6]报道的实验过程中只要实验的转矩曲线变为水平，实验就要停止以避免产生塑性变形，因为这可能对随后的梁疲劳试验产生干扰。此过程可能是低估了静力抵抗略有下降。这些测试有助于澄清静态阻力，但疲劳试验的应力范围太小而不能确定。然后进行高应力范围测试。从理论上讲，对混合横梁的调查报告了纯弯曲和剪切和弯曲组合[6]，剪切混合屈曲与无加筋网[11]，与横向加筋网[12]。平扭混合均匀梁屈曲和考察，在理论上参考 [13]。得出的结论是该腹板的屈服点已经对横向稳定性影响不大，而残余应力是一个重大的变数。阿列混合理论和实验分析与同质列报告参考 [14]。使用50至70之间的长细比的混合柱体具有经济优点是一个结论。混合梁考察在吕勒奥科技大学被作为一个大项目[16]的一部分，并且也在最近完成的项目[17]中，其中还包括CTICM，法国测试。目前，有限的理论和数值研究会在HSS钢桥梁上继续进行。

4、钢混合梁设计 4.1、测定断面级

横截面凸缘类的确定，例如像往常一样根据参考 [1]，腹板的横截面类确定应采用压缩凸缘屈服强度。这是略为保守的，因为断面类是受到应力应变的影响。只有拉力，但不是在腹板的应力，将对应于凸缘。 4.2、弯曲性

抗力将会受到凸缘和腹板的屈服强度的不同的影响，在凸缘达到其屈服强度之前，腹板会处于部分屈服状态。这一事实的影响对不同截面类将是不同的。下面的公式给出了典型的抵抗力，并应除以适当的部分安全系数。该公式将只是适用于双

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对称的I -梁，单轴对称的大梁，包括复合梁，可以使用相同的设计原则，但封闭形式公式将太长包括在这里，请参考 [18]。 4.2.1、截面类1和2

弯曲阻力由一个完全屈服截面计算得来，如图 2

（图2）混合I梁的1级梁截面

4.2.2、截面类3和4

凸缘被假定在3级或更低，有效的跨腹板部分应计算在凸缘的压缩屈服强度。由此产生的有效截面通常不是对称的抵抗将迭代计算。具有相同凸缘的I梁的弯曲阻力近似公式在参考[12]中表达。并进行了调整，以适应阻力预测EC3 - 1 -5参考 [19]。

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根据欧洲设计标准3-1-5，弹性模量W应在凸缘的中部计算。假定抵抗力的减少是由于屈曲和腹板过早屈服共同造成的，安全边的公式由此可得出，图3所示，这是只有在腹板的屈服区域小于0.4beff的时候的情况。

（图3）4级混合梁截面

4.2.3、平扭屈曲

平扭屈曲的减少因素可以被同质梁采用，根据上述规则它应适用于横截面抗弯计算。长细参数可由下式计算

4.3、剪切阻力，补丁加载和剪弯相互作用

对剪切强度和耐负荷补丁可以用欧洲设计标准3-1-5的规则计算出。抵抗力公式中已经考虑了凸缘和腹板的不同的屈服强度。当截面等级为3或4时可以用该规则于相互作用剪弯，对于1或2级截面建议忽略相互作用，尽管规则不是如此，但在美国和瑞典已经被实施采用，这个问题并不重要，而且此文将不再论述。 4.4、抗疲劳

混合梁的抗疲劳性能不会受到腹板的局部屈服[17和20]的影响。这是很自然的，因为有一个弹性行为在第一个周期后，应力的限制范围1.5fy参考[1]应该适用凸

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缘屈服应力，这种阐释的实验认证参考[17]. 4.5、适用性要求

该腹板的局部屈服可能已经在正常使用极限状态发生，从而梁的刚度会减少。由于在SLS低负荷因素，应力水平不超过0.7fyf。在凸缘强度限制不超过两倍的腹板强度时，刚度减少将会较小。见图4。计算变形时并没有考虑屈服，在以后的周期装载不超过第一次的情况下其响应将为线性。对这一现象解释为在卸载中产生了残余应力，这些残余应力与外加应力仍将弹性，除非第一个装载被超出。一个例子，说明一个非常高负荷的可逆施加作用，在max和min负载的10个周期下提供± 0.92fyf，如图5。该梁凸缘强度与腹板强度比为1.67，只有最初的曲线偏离，随后的9个周期是无法区分的。

（图4）矩旋转曲线

M-AC1和M-AC2梁的凸缘强度超过腹板强度3倍以上，M-AA1和M-AA2梁为同质梁

HSS钢的使用通常意味着更大的变形。这可能是充分利用其强度的障碍，可以采取的对策是对梁采用预拱度设计，挠度限制的目的是改善外观或提供排水。复合材料梁的使用也是有效的，如在本质上增加硬度。 5、实验验证

混合I梁的39次实验结果见表1和图6，这些弯曲试验有（无）剪切，并涉及了1.6至3.5fyf/fyw范围，所有梁的横向支撑。测试结果与典型抵抗力预测相比较并根据设计标准3-1-5作出上述修改。符号为：

（图5）

梁在三弯曲点的负载挠度曲线

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（表1） 焊接混合I梁实验数据汇总

缩写：SB，剪切屈曲；VB，垂直压缩凸缘屈曲; TB，凸缘扭转屈

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曲。

（图6）实验结果与预测比较 互动曲线显示对应的标签样本41540M

参数r是用于测试的措施作为对预测评价。在相互作用区域，它被定为从图6原点到测试结果的距离，而测试结果通过到相互作用曲线的距离划分。另外，r是η1S和η3V中的最大值。故障模式显示在表1最后一栏。在某些情况下，故障模式不被报告，而在其他情况下，有混合的故障模式。在后一种情况下，最有可能的主导模式显示在表中。这些带*的测试为无价值结果，其原因后面解释。根据设计标准3一些梁腹板有较垂直屈曲极限微弱的变化（凸缘减少了部分屈曲）。

这些测试中柱体截面腹板截面等级被认为大于4，

这些梁破坏模式符合预期垂直凸缘屈曲，尽管这些梁中很多超过了预测的阻力。这些测试没有被包括在评价中因为它们超过了欧洲设计标准3的范围，但是实际上如果包括它们也不会对结果有什么影响。一个在垂直加强筋失败的Toyda31530测试，和弗罗斯特和席林测试一起被排除，而后者并没有导致失败。这使得留下30个测试作为可统计评价。实验结果的统计评价根据设计标准3-1-1的附件Z组成。这个程序和参考[22]是相同的一个描述, 该程序的目的是确定安全系数γm部分符合规定的安全水平，作为安全指标表示。对于30个的样本组，得到值γm= 0.995。这是与最近开发的设计标准3相一致的，并与由于屈服和不稳定导致失败的值1.0相对应。观察单

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个的故障模式，很显然，剪切强度是令人满意的。16个纯弯曲试验的平均测试值超过1.02的预测值，平均抗弯试验，并需要γm= 1.07。这是主要由于一个测试中4级截面凸缘扭转屈曲导致失败，该测试给出值为0.88。没有任何理由排除这种测试，但另一方面，没有理由过于担心。因为4级凸缘的I -梁是非常不常见得，不经济的。 6、制备混合梁

梁的混合概念的前提是使用HSS钢, 他制造的要求比低强度钢的程序更严格一点。没有关于混合钢梁中钢的混合的问题。不同钢种焊接不是一个实际的问题，但有一个需要界定的匹配电极的意义。规则参考[1], 需要匹配的电极，这一要求得到满足到S690。对于在腹板和凸缘上焊接，建议使用与腹板强度相匹配的电极。焊缝的设计应按照腹板钢的等级。 7、结论

HSS钢凸缘和钢材较低级的腹板组成的混合梁比同质均匀梁更为经济，凸缘强度限制被建议不应超过两倍的腹板强度是由于适用性的原因，混合梁设计可以在欧洲规范规则3上做一些修改。腹板过早屈服影响弯曲和轴向力抵抗，但可以通过其他方式忽略。

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