上海世博会荷兰国家馆复杂箱梁结构设计与研究

第40卷 第 7期 建 � 筑 � 结 � 构 2010年 7月 上海世博会荷兰国家馆复杂箱梁结构设计与研究 罗志远, � 刘 � 冰 (同济大学建筑设计研究院(集团)有限公司, 上海 200092) [摘要] � 上海世博会荷兰国家馆主体结构为环绕式连续箱梁结构。对其结构体系及加劲肋体系进行了介绍。采用 弹性支座模拟桩基以考虑基础与上部结构的共同作用;对较大扭矩作用下的箱梁结构承载能力进行了探讨; 对采 用 X形连接板的箱梁与钢管柱连接进行弹塑性有限元以验证其承载能力及破坏机制。 [关键词] � 世博会; 环绕式连续箱梁结构; 弹性桩基支座; 桩基刚度; 弯扭共同作用; X形加劲肋板 Design and research of complex box�beam structure of Holland Pavilion Expo 2010 Shanghai Luo Zhiyuan, Liu Bing ( Architecture Design & Research Institute of Tongji University ( Group) Co. , Ltd. , Shanghai 200092, China) Abstract: The Holland Pavilion of Expo 2010 Shanghai is a complex surrounding box�beam structure. The structure layout and the light and efficient stiffener system were mainly introduced. The innovative elastic pile support method was used, which could consider the combination action of foundation and upper structure. The bearing capacity of box�beam under large torsion moment was discussed. X�type connector was used for the box�beam and pipe column connection, and E�P FEM analysis was used to verify its bearing capacity and failure mechanism. Several important conclusions are provided for the reference of similar projects. Keywords: Expo; surrounding continuous box�beam structure; elastic pile support; pile stiffness; combination action of bending and torsion moment; X�type stiffener 作者简介:罗志远,硕士,工程师, Email: 72LB@tjadri. com。 1 � 工程概况 2010年上海世博会荷兰国家馆(图 1)位于世博会 展区 C06�04 地块, 其主体为盘旋上升的环绕式步行 桥,桥面从东南角地面入口开始,沿固定斜率的坡行桥 面( i= 1�12)缓缓盘旋起伏,直至场地北侧中部地面出 口。桥面投影近似呈 2个套叠的 8!字形。整个建筑 平面投影长度约 80m,宽度约 50m, 主桥部分最高点为 13m,皇冠餐厅花瓣顶点标高为 19�65m。步行桥桥面 宽 5m,总长 372m,桥柱沿桥面中轴线单排布置,桥柱之 间最大跨度为 25�8m,平均跨度约 18m。桥两侧支承展 示建筑的悬挑平台,最大挑出长度达 6~ 8m, 复杂的建 筑造型给结构设计带来严峻的挑战:如何建立符合结 构真实受力性态的模型;如何分析和估量扭矩对主桥 承载力的影响,保证结构的安全度;如何进行合理的截 面和节点设计,保证内力的有效传递和构件的稳定。 2 � 结构体系与布置 主体结构分为 3部分,分别为主桥、餐厅平台及电 梯井。通过水平联系杆使 3个独立的抗侧力体系可以 共同作用抵抗侧向力。 作为世博会临时建筑,须考虑会后拆除及场地恢 复,荷兰馆选用钢管桩基础,桩型为 �500 ∀ 12 和 �325 ∀ 7�5 钢管,桩长 18m, 单桩竖向承载力设计值分别为 620, 340kN。桩基承台为现浇钢筋混凝土独立承台,高 度约 1�1m。 图 1 � 建筑及结构体系视图 � 上部主体结构均采用钢结构, 钢材为 Q235B。根 据建筑功能布局及结构整体受力特征,杆件及节点主 要采用焊缝连接。主桥结构为单排柱支承的复杂环绕 式连续箱梁体系。各桥段按照不同的圆心及曲率半径 10 互相衔接,桥面为空间扭转曲面,桥段横截面主轴保持 竖直(或水平)。复杂的空间构形及两侧悬挑平台产生 的较大扭矩,对箱梁的抗弯、抗扭性能提出较高要求。 经综合比较后,截面定为 # 2 400(宽) ∀ 1 000(高)的箱 形截面,根据不同区段的受力情况,采用不同的钢板厚 度,最薄为 15mm, 最厚为 30mm。沿主桥纵轴方向每隔 2m在箱梁上翼缘上设置 1 道 5m 长的 H 型钢横梁 (HW100 ∀ 100 ∀ 6 ∀ 8)用于支承 8mm厚的桥面板,桥面 板沿纵向设间距 300 的倒 T 形加劲肋形成组合甲板, 提高桥面板的强度及刚度。悬挑平台支承构件采用 400∀ 300 ∀ 14 ∀ 24的焊接H型钢梁,与主桥箱梁相接 的端部, 截面高渐变为1 000, 上下翼缘分别与主梁上 下翼缘对焊。钢柱为 � 1 200 ∀ ( 30~ 40) 的钢管,其上 下端分别与箱梁及基础承台刚性连接。 典型箱梁断面如图 2 所示, 在有悬挑梁或者桥面 横梁的位置,局部应力较为集中,设置横向加劲肋。由 于结构属于空间扭曲结构, 在竖向荷载与侧向荷载共 同作用下,箱梁处于双向受弯状态,箱梁的翼缘板和腹 板需严格控制其宽厚比, 以抑制局部屈曲。因此在箱 梁上下翼缘板各设置 3 道纵向加劲肋,在腹板设置 1 道纵向加劲肋,将箱形板宽厚比控制在 40以内。为保 证箱梁内部有 600mm高的人孔以便于工人进出施焊, 横向加劲肋及纵向加劲肋的高度均控制在 200mm(腹 板纵 肋高为 300mm )。根 据 ∃钢结 构设 计规 范% (GB50017 & 2003) 4�3�6 条规定, 加劲肋应有足够的抗 弯刚度以抑制板件的局部屈曲,其截面惯性矩 I z 应满 足 I z ∋3h0 t 3w (其中 h0为被约束板的宽度, tw 为被约束 板的厚度)。经试算,横向加劲肋采用 200mm宽的横向 环肋形成T 形肋来增加其抗弯刚度,纵向加劲肋亦采用 T形肋的方式,翼缘宽 200mm(图 2, 3) ,加劲肋板厚与箱 梁壁厚相同。经比较 T形肋占用空间高度仅为传统的 一字形加劲肋的 1�2,且加劲肋的用钢量节省约 20%。 图 2 � 桥梁横断面图 � 餐厅平台采用巨型框架体系,主梁为桁架,整体刚 度较大,其上布置有皇冠状餐厅。电梯井为空间桁架 结构。主桥通过连杆与餐厅平台及电梯井连接,借助 两者较强的抗侧能力提高结构水平刚度与整体性,以 共同抵抗风荷载与地震作用。连杆仅负责传递水平 力,其竖向可滑动,避免不同结构间的沉降差引起结构 的附加内力。 3 � 荷载取值与组合布置 计算时考虑了屋面恒载、活载、水平地震作用、温 度作用等荷载组合,并考虑桥面活载的不利布置。 桥面恒载包括主构件自重(箱梁、柱、悬挑梁、桥面 横梁、楼梯、支撑等)、桥面次梁重量、8mm厚桥面板自 重、桥面自流坪自重及加劲肋的重量。其中构件自重 由程序自动考虑,其他构件自重荷载总和约 3�0kN�m2。 根据∃世博会临时建筑物、构筑物设计%的规定,高 架步道桥人群活载取 4�0kN�m2。 工程结构体型复杂, 计算模型中风荷载施加较为 困难,因此在整体模型分析前先对风荷载与地震作用 效应进行估算比较。近似以整个结构所占空间立方体 作为迎风面,估算其承受的总风压为: P= L H �z s z w0 = 81 ∀ 14 ∀ 1�1 ∀ 1�3 ∀ 1�14 ∀ 0�55 = 1 016kN � � 而由模型计算得出,水平地震引起的基底剪力为 1 927kN。由于风荷载与地震荷载两者不同时考虑,因 此经综合考虑仅取地震荷载作为侧向力工况, 可以满 足设计要求。 考虑到主体结构露天,桥面没有有效保温隔热措 施,在阳光直射下,构件温度变化较剧烈,因此设计计 算中考虑 ( 50 ) 温差[ 1]。 4 � 结构分析与设计 4�1 模型分析 结构的钢柱上端与箱梁刚接, 下端与基础刚接。 在主桥的起始点和终点,设置橡胶滑动支座部分释放 主体结构的温度变形。所有杆件均采用空间梁单元。 主桥箱梁属于典型的闭口薄壁构件,其弯扭变形 时的正应力与剪应力分布及大小与通常的实体杆件差 别较大。在悬挑梁的作用下,箱梁受到极大的扭矩,箱 梁截面上各点不仅在其平面内产生相对位移, 并会产 生平面外翘曲(凸凹)。因此,空间有限元计算时,选取 的单元必须含有表征截面翘曲变形的翘曲自由度,即 每节点有 7个自由度,而非通常的 6个自由度[ 2, 3]。同 时在巨大的扭矩作用下,截面产生较大扭转剪应力,箱 梁处于弯、剪、扭共同作用下的复杂应力状态,其截面 稳定计算及局部应力计算在∃钢结构设计% ( GB50017 & 2003)及其他相关资料中并无相关说明,必 须采用多种设计软件进行对比分析,并应用有限元软 件进行截面应力及稳定专项分析, 以确保结构具有足 够的安全度。 工程采用 3D3S软件对结构进行线性静力分析、动 力特性分析和截面设计;采用 SAP2000软件进行非线 性静力分析,并与 3D3S 计算结果校核; 采用有限元软 11 件ANSYS 进行部分桥段的应力及稳定分析。 4�2 支座处理 传统的结构计算中,基础与上部结构相对独立, 上 部结构计算一般不考虑基础刚度,柱脚仅根据节点设计 原则按铰接或固接支座考虑。荷兰馆主桥结构体系为 超长单排柱复杂空间箱梁,其支座刚度对整体结构的力 学特性及内力分析结果有很大影响。因此在计算模型 中,没有按传统将柱脚设计为整个结构的固定支 座。而是采用弹性支座模拟桩基, 将单根桩在 X , Y, Z 三个方向上的刚度以三向弹簧的形式作为柱脚支座。 首先根据试算的竖向荷载估算出每根柱子下的桩数并 进行桩位平面布置,随后将承台以刚性梁模拟,在承台 下按照桩的实际位置布置三向弹簧支座。这样,整体模 型就考虑了基础与上部结构的共同作用(图 4)。 图 3 � 加劲肋组成透视图 � 图 4 � 弹性桩基支座示意图 � 按照∃建筑桩基技术规范%( JGJ94 & 2008) 5�3 条, 根 据地质报告中的土层资料,计算单位竖向力作用下单桩 的沉降,换算成单桩等效竖向刚度为 12MN�m;根据该规 范中附录 C中表 C 0�3�2,计算出单桩等效水平刚度为 7MN�m。考虑到地下土体的不确定性以及施工质量等 可变因素的影响,在实际分析中,需要对此刚度进行变 参数分析,以确保结构具有足够的安全储备。 4�3 静力分析 4�3�1 杆件受力 单桩的水平刚度 K x 分别取 2, 7, 20MN�m与无穷 大进行变参数分析。在典型荷载工况下, 典型构件的 内力如表 1, 2所示。 典型工况下典型柱端内力值 表 1 Kx �MN�m 恒载 温度工况 地震工况 轴力 N 弯矩M2 弯矩M3 轴力N 弯矩 M2 弯矩 M3 轴力 N 弯矩M2 弯矩M3 2 - 866�2 - 19�0 - 19�0 60�3 � 98�0 � 412�3 - 30�7 29�0 208�5 7 - 695�8 - 87�8 - 19�7 124�6 302�5 926�3 - 37�8 21�5 237�8 20 - 693�3 - 151�5 - 30�8 179�4 579�2 1 450�0 - 41�2 19�1 259�7 ∗ - 691�0 - 303�4 - 64�7 234�1 1 192�7 2 172�1 - 43�4 34�0 277�9 � � 注:轴力、剪力、弯矩、扭矩单位分别为 kN, kN, kN+m, kN+m, 表 2 同;弯矩 M 2 与 M3 分别为柱两个主轴方向的弯矩。 由表 1 可知,温度工况对于结构柱的内力起到了 控制性作用,主要原因是温差导致了结构膨胀或收缩 的变形趋势,而主桥除柱以外无多余支承体系,需要利 用柱脚的抗弯刚度来抵抗温差变形。在温度工况作用 � � 典型工况下典型箱梁端内力值 表 2 K x �MN�m 恒载 温度工况 地震工况 弯矩M 剪力 V 扭矩 T 弯矩 M 剪力 V 扭矩 T 弯矩 M 剪力 V 扭矩T 2 1 590�0 483�9 430�5 - 306�2 6�6 34�8 317�9 100�0 � 253�6 7 1 397�1 430�4 556�7 - 372�8 6�0 12�3 397�5 109�3 229�1 20 1 359�0 424�5 614�2 - 399�1 5�2 6�6 420�0 109�8 - 213�8 ∗ 1 331�8 419�8 654�8 - 411�4 5�4 28�2 490�9 95�3 - 390�6 下,单桩的水平刚度对于结构内力起关键作用:部分温 度变形通过弹簧支座的变形释放掉, K x 越小,则释放 变形越多, 钢柱内力愈小。K x= ∗ 与 2MN�m时, 柱弯 矩 M3 相差 5�27 倍,而弯矩 M 2 相差达 12�2 倍之多。 地震工况下,钢结构自重较轻,地震力相对较小, K x 对 柱内力的影响不明显。 由表 2 可知,K x 值同样影响主箱梁内力。在恒载 作用下,若 K x 较小,钢柱下端偏于铰接支座,无法有效 参与梁柱节点处的弯矩分配,因此梁端弯矩较大。而 温度及地震工况下,较小的 K x 反而有利于释放钢柱对 箱梁变形的约束,梁端弯矩反而较小。 相对而言, K x 对于柱内力的影响要远大于梁的。 当 K x= 7MN�m时,在 1�2恒载+ 1�4活载 (单侧偏 布)组合作用下,主桥箱梁承受弯、剪、扭共同作用,其 中扭矩最大的梁单元内力为: 弯矩2 228�5kN+m, 剪力 667�0kN,扭矩2 236�5kN+m;在 1�2 恒载+ 1�4 活载 (满 布) + 1�4 ∀ 0�7 升温组合作用下,典型钢柱内力为:轴 力- 1 539�8kN, 弯矩 M 2 为 324�5kN+m, 弯矩 M 3 为 1 036�4 kN+m。 4�3�2 结构变形分析 当对桩基水平刚度 K x 进行变参数分析时,结构变 形如表 3 所示。由表可知,在恒载+ 活载( 满布) 工况 及地震工况作用下, 较大的 K x 会约束结构的整体变 形;而温度工况下,较大的 K x 由于约束了柱脚变形,导 致上部结构变形趋势更明显, 从而也加大了结构的整 体变形。与弹性桩基支座法相比,传统的刚性支座法 计算出的结构变形偏小,而结构内力增大。 整体分析表明, 结构的竖向位移由恒载、活载控 制,而侧向位移由温度及地震工况共同控制。桩基的 水平刚度对结构内力及变形均有较大影响。 4�3�3 构件验算 构件设计时的应力比控制以按规范计算出单桩水 平刚度 K x= 7MN�m对应的模型计算内力为主要依据, 同时需验算 K x = 2, 20MN�m时构件应力比, 但与前者 相比应力比限制放宽,相当于双水准的构件设计准则。 考虑到整个结构具有悬臂体系的特性,因此钢柱应力 比适当从严按 0�8( K x= 2, 20MN�m 时,此值为 0�9)控 制;钢箱梁受到弯矩、扭矩双重作用, 其弯扭稳定应力 12 比的计算在规范及相关资料中并无明确规定, 且目前 通用的计算软件也都不考虑扭矩对稳定的影响,故应 力比从严控制在 0�7 以下 ( K x = 2, 20MN�m时,此值为 0�8) ,以确保足够的安全储备。 不同荷载作用下的结构变形 表 3 K x �MN�m 恒载+ 活载(满布)标准组合下 地震工况 温度工况 桥段最大 竖向位移�mm 位移跨度 柱顶最大水 平位移�mm 位移柱高 节点最大 合位移�mm 2 - 48�6 1�530 20�9 1�540 18�4 7 - 41�3 1�624 16�1 1�701 19�0 20 - 39�7 1�649 14�3 1�789 19�5 ∗ - 38�2 1�675 12�6 1�895 20�1 4�4 动力特性分析 结构动力特性分析计算中,质量取 1�0 恒载+ 0�5 活载(满布)。前 9 阶振型的周期为 0�871~ 0�392s,分 布较密集。第 1阶振型为 Y向平动,周期为 0�871s;第 2阶振型为 X 向平动,周期为 0�831s;第 3阶振型为整 体扭转,周期为 0�774s,第 1扭转周期与第 1 平动周期 比为 0�889,可见结构的质量与刚度分配较为合理。第 4~ 9阶振型为结构的整体或局部扭转。而结构的竖 向振型则出现在 20 阶以后,频率远大于 3Hz,因此结构 主体基本不会出现与游客步行共振的情况。 4�5 结构整体的特征值屈曲分析 对于复杂空间钢结构,需要进行特征值屈曲分析, 通过刚度矩阵与初应力矩阵的关系,寻找结构的薄弱 环节及破坏机制。由于模型中餐厅平台、电梯井以及 疏散楼梯与主桥结构刚度相差较大,干扰了整个结构 的稳定特性,即出现了假屈曲模态,不能反映主桥部分 真正的屈曲模态,因此在分析模型中去掉上述部分,只 取主桥部分进行整体稳定性分析。初应力矩阵取 1�0 恒载+ 1�0 活载(满布)工况。结构第 1, 2阶屈曲荷载 分别为基本荷载的 60�9 倍与 71�8倍,屈曲模态为结构 的整体平动失稳,第 3阶屈曲特征值为 79�8,屈曲模态 为整体扭转失稳。 5 � 扭矩对箱梁承载力影响专项分析 主桥的箱梁承受较大扭矩,在横截面上会产生巨 大的扭转剪力流,为准确分析该扭矩对截面应力、稳定 及变形产生的影响,采用 ANSYS 有限元软件进行深入 的专项有限元分析,以确保箱梁有足够的安全储备。 主桥箱梁属于薄壁构件,且仅下端与钢柱相连,属于闭 口截面的自由扭转, 需考虑翘曲影响。选用 Beam188 梁单元模拟箱梁构件,该单元基于 Timoshenko梁结构 理论,考虑剪切变形的影响。每个节点有 7 个自由度, 包括单元坐标系的 X , Y, Z方向的平动和绕X , Y, Z轴 的转动及横截面的翘曲[ 4] 。设定钢材为理想弹塑性, 满足 von Mises屈服准则,材料服从经典双线性随动强 化模型。同时考虑材料非线性与几何非线性,进行结 构静力分析,通过弧长法追踪结构平衡路径,确定结构 的薄弱环节及破坏机制。该分析侧重于局部效应的影 响,计算模型只取出扭矩最大的两跨桥段进行分析,基 本荷载为 1�2恒载+ 1�4 活载 (满布 )。此组合为扭矩 最大组合,内力值为:弯矩 M= 2 228�5kN+m,竖向剪力 V= 667�0kN,扭矩 T= 2 236�5kN+m。 分析结果表明,主箱梁的最大 von Mises应力值为 45�8MPa,位于梁柱相交节点(图 5)。在扭矩作用下,主 桥箱梁的扭转剪应力为 15�1MPa(图 5) ,而根据薄壁杆 件结构力学中箱形截面杆件自由扭转时的剪力流 计算所得扭转剪应力 != T�2abt= 16�8MPa( a , b 为矩 形截面边长, t 为箱梁壁厚) ,两者基本吻合。 立方体单元 von Mises综合应力的定义: ∀e = 1 2 ∀x - ∀y 2 + ∀y- ∀z 2+ ∀z - ∀x 2+ 6 ∀2xy + ∀2yz + ∀2xz ( 1) 式中: ∀x , ∀y , ∀z为单元体三向主应力; ∀xy , ∀yz, ∀zx为三 向剪应力。 当无扭矩,仅取弯矩、剪力,手算得 von Mises 应力 为 30�8 MPa。对比可知,当考虑扭转剪应力的影响时, von Mises 应力约增大 48% ,因此将主桥箱梁应力比控 制在 0�7以下是必要的。 图 6 � 结构第 1阶屈曲模态 主桥箱梁的扭转位移角为 0�005,箱梁边缘因扭转 产生的位移为 6mm。对此结构进行特征值屈曲分析, 第 1阶屈曲特征值时的荷载因子为 60�9,屈曲模态为 挑梁端部在巨大的截面弯矩作用下发生失稳破坏(图 6) ,当荷载因子达到 72�4 时, 主箱梁发生失稳破坏。 从箱梁应力、变形及稳定角度综合分析可以认为,在 弯、剪、扭组合作用下结构具有足够的安全储备, 完全 可以满足承载力要求。 图 5 � 主桥结构 von Mises应力云图�Pa 13 图 7 � 单元网格划分图 � 图 8 � 应力云图�MPa � 图 9 � 极限荷载时应力云图�MPa � 6 � 复杂节点设计 箱梁与钢管柱的刚性连接是工程中重要的设计环 节,箱梁的弯矩、扭矩、剪力均需通过节点构造有效传 递到柱子中, 节点破坏将导致结构的连锁破坏。在设 计时,采用 X形加劲肋体系:即钢柱向上一直延伸至箱 梁顶板;节点部位设 X形肋贯穿柱头并向两侧延伸与 箱梁腹板(侧壁 )相交, 柱内部分的肋板则沿柱子向下 延伸至箱梁底板以下 1m;在箱梁与柱中轴相交的横切 面内、在箱梁腹板和钢柱侧壁间再设两块封闭肋板;箱 梁所有纵向加劲肋延伸至 X形肋板及钢柱侧壁相交处 截止;所有肋板厚度均取 40mm。箱梁的双向弯矩、扭 矩和剪力通过此 X形肋传给钢柱, 整个节点的构造均 隐藏在箱梁结构内部,保证了建筑的美观。为缓解节 点域的应力集中,增加节点域的刚度,节点区的箱梁与 钢柱的板厚均增加 10mm。采用 ANSYS 软件对该节点 进行弹塑性分析,钢板选用 Shell181单元,单元的弹塑 性同样满足von Mises 屈服准则和随动强化准则。建立 有限元模型时忽略焊缝对计算结果的影响以简化模 型。空间和平面搭接节点的网格划分见图 7。由于节 点区工况组合较为复杂,为偏安全考虑, 节点处箱梁弯 矩单侧加载2 228�5kN+m,剪力单侧加载 667�0kN,扭矩 双侧反向加载2 236�5kN+m。 分析结果如图 8( 去除顶板视图) 所示, 节点域最 大的 von Mises应力值为 58�577 MPa, 位于钢柱节点域 底部约束处。箱梁中节点最大应力为 46�2MPa, 与前 文中采用 Beam188 杆系单元的计算结果基本吻合。X 形肋板中应力分布均匀,平均值在 30MPa左右,而节点 域的最大位移为 4�2mm, 位于箱梁角部。应力与位移 计算结果均显示节点域有足够的安全储备。继续加载 至4�1倍基本荷载时, 钢柱底部约束部分出现塑性屈 服区域。随着加载的进行,柱塑性区域不断加大,当加 载到 5�1倍的基本荷载时, 箱梁与柱子均出现大面积 塑性区域,其中柱局部屈曲外凸,结构达到极限承载能 力。此时 X 形连接板应力变化均匀, 平均值仅为 150MPa左右(图 9)。以上分析表明, 该节点形式符合 强节点、弱杆件!的设计原则。 7 � 结论 ( 1)巨型箱梁通过合理设置纵向、横向、环向加劲 肋来控制板件的宽厚比,满足了建筑成本控制、焊接空 间及结构效率等方面的要求。采用 T 形加劲肋, 在减 小加劲肋高度的同时,保证肋的刚度。但 T 形肋同时 也导致焊接工作量有所增加。 ( 2)采用三向弹簧单元模拟单桩在 X , Y, Z方向的 刚度,准确反映出不同工况下基础刚度对上部结构的 影响。从计算角度实现了基础与上部结构的共同作用 分析。 ( 3)桩基水平刚度对于结构内力影响明显。较弱 的水平刚度会部分释放由温度及侧向力导致的结构变 形,减小上部结构内力; 反之则约束变形,增大结构内 力。实际设计中,应考虑适度变换刚度参数, 包络取 值,确保结构在复杂地质条件和施工效果的情况下均 具有足够的安全度。 ( 4)超长环绕式箱梁结构,柱的内力主要由温度荷载 控制。结构整体水平变形由温度与地震作用共同控制。 ( 5)现行规范对弯矩、剪力、扭矩共同作用下钢构 件的稳定性验算尚无相关说明和要求,并且一般设计 软件也没有相关验算结果。当箱梁结构承受较大扭矩 时,应采用通用有限元程序对其扭转剪应力、变形及稳 定性进行专项分析。工程分析表明, 扭转剪应力会使 箱梁 von Mises 综合应力增加约 50% , 因此构件设计 时,应严格控制其应力比,留有足够的安全储备。 ( 7)采用 X形加劲肋体系作为巨型箱梁与钢管柱 之间传力的中介。有限元分析结果表明,节点域具有 足够的刚度与安全储备。极限承载力分析表明, 节点 形式符合 强节点、弱杆件!的设计原则。 参 考 文 献 [ 1] 汪一骏,等.钢结构设计手册(上册) [M ] .北京:中国建筑工业出 版社, 2004. 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