陳德寶，林志平，蘇慶田，歐陽明谷，上官兵

(1.同濟(jì)大學(xué)土木工程學(xué)院，上海 200092；2.福建省高速路橋建設(shè)發(fā)展有限公司，福建，廈門 361002；3.中交泉州高速公路有限責(zé)任公司，福建，泉州 362343)

混合梁橋是指在縱橋向上由鋼梁和混凝土梁通過鋼-混接頭有效連接并共同受力的橋梁結(jié)構(gòu)[1]。目前，混合梁在梁式橋[2]、斜拉橋[3? 4]和懸索橋[5]等橋型中均有應(yīng)用。自混合梁的結(jié)構(gòu)形式被提出之后，國(guó)內(nèi)外結(jié)合混合梁斜拉橋工程開展了大量的試驗(yàn)研究[6?8]，明確鋼-混結(jié)合段的受力特性和屈曲性能[9?11]、不同連接件形式對(duì)結(jié)合段傳力性能的影響[12?14]、結(jié)合段承壓板對(duì)軸力的傳遞比例[15 ? 16]和結(jié)合段的疲勞性能[17]等。鄧文中等[18? 19]于21 世紀(jì)初提出了混合梁剛構(gòu)橋的設(shè)計(jì)方案，并率先應(yīng)用于重慶石板坡長(zhǎng)江大橋復(fù)線橋(主跨330 m，2007 年)，此后，國(guó)內(nèi)又陸續(xù)建成了甌越大橋(主跨200 m，2015 年)、魚山大橋(主跨260 m，2018 年)等幾座混合梁剛構(gòu)橋。

混合梁橋的鋼-混接頭作為連接鋼梁與混凝土梁的局部構(gòu)造，受力復(fù)雜，構(gòu)造形式多樣。鋼-混接頭在縱橋向上包括鋼梁過渡段、鋼-混結(jié)合段和混凝土梁過渡段[20]。主梁一般采用箱形截面，在鋼箱梁頂板、底板和腹板分別布置鋼格室并填充混凝土構(gòu)成鋼-混結(jié)合段。對(duì)于混合梁剛構(gòu)橋，主梁為承受彎矩和剪力作用的構(gòu)件，且由于鋼-混接頭處一般會(huì)布置局部預(yù)應(yīng)力鋼束，所以鋼-混結(jié)合段的局部格室處于壓彎剪受力狀態(tài)。

針對(duì)混合梁剛構(gòu)橋鋼-混接頭的受力性能，田軍偉等[21]依托石板坡長(zhǎng)江大橋復(fù)線橋設(shè)計(jì)方案，按1∶2 相似比設(shè)計(jì)鋼-混結(jié)合段的半截面模型，對(duì)縮尺模型進(jìn)行了靜力加載和疲勞加載，試驗(yàn)結(jié)果證明實(shí)橋的設(shè)計(jì)是安全可靠的。曹學(xué)亮[22]以甌越大橋?yàn)楣こ瘫尘埃O(shè)計(jì)相似比為1∶16 的全橋縮尺模型并進(jìn)行靜力加載，試驗(yàn)結(jié)果表明在12.68 倍的汽車活載作用下支墩處的混凝土發(fā)生破壞而鋼-混接頭處完好。上述試驗(yàn)研究沒有得到混合梁剛構(gòu)橋鋼-混接頭的極限承載力和實(shí)際破壞形態(tài)。由于鋼-混結(jié)合段中有數(shù)量眾多的鋼板、焊釘和開孔板(PBL)連接件及預(yù)應(yīng)力鋼束，形狀尺寸多變，構(gòu)造極其復(fù)雜，目前的數(shù)值計(jì)算方法還無法真實(shí)地模擬其受力情況，無法準(zhǔn)確地得到其極限承載力和破壞形態(tài)[23?24]。此外，鋼-混結(jié)合段的結(jié)構(gòu)尺寸較大，目前受加載能力的限制，足尺模型試驗(yàn)難以測(cè)得鋼-混結(jié)合段的極限承載力。因此，開展混合梁剛構(gòu)橋鋼-混結(jié)合段局部構(gòu)造的極限承載力和破壞形態(tài)的研究，對(duì)明確結(jié)合段的安全儲(chǔ)備情況具有重要意義[25]。

近些年隨著我國(guó)交通建設(shè)的迅猛發(fā)展，主跨120 m～300 m 的橋梁越來越多地采用混合梁剛構(gòu)橋這一橋型[26]。調(diào)研發(fā)現(xiàn)，國(guó)內(nèi)幾座混合梁剛構(gòu)橋的鋼-混接頭構(gòu)造均參考石板坡長(zhǎng)江大橋復(fù)線橋的設(shè)計(jì)方案，采用有格室后承壓板式的鋼-混結(jié)合段形式[27]。在明確現(xiàn)有混合梁剛構(gòu)橋鋼-混結(jié)合段的受力機(jī)理和安全儲(chǔ)備的基礎(chǔ)之上，開展結(jié)合段形式優(yōu)化，提出結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單、受力安全、施工方便的結(jié)合段構(gòu)造，能夠?yàn)橥茝V應(yīng)用混合梁剛構(gòu)橋提供基礎(chǔ)性資料。

基于混合梁剛構(gòu)橋鋼-混結(jié)合段的研究現(xiàn)狀與應(yīng)用前景，本文結(jié)合一座主跨300 m 的混合梁剛構(gòu)橋?qū)嶋H工程，對(duì)其鋼-混結(jié)合段開展極限承載力和破壞形態(tài)研究，并依據(jù)計(jì)算分析結(jié)果及工程施工的實(shí)際情況，優(yōu)化結(jié)合段的構(gòu)造形式，測(cè)試優(yōu)化后構(gòu)造的極限承載力與破壞形態(tài)，論證其可行性與安全性，為進(jìn)一步推廣混合梁剛構(gòu)橋這一橋型提供有益的參考。

1 背景工程

1.1 工程概述

安海灣特大橋?yàn)槿缁旌狭哼B續(xù)剛構(gòu)橋，跨徑布置為135 m+300 m+135 m，總體布置如圖1所示?？缰袖撓淞旱跹b段長(zhǎng)度為103 m，鋼箱梁兩端通過鋼-混接頭與混凝土箱梁連接。箱梁頂板寬16.25 m，底板寬7.65 m?；炷料淞旱亩枕斀孛媪焊?5 m，鋼箱梁跨中截面梁高4.5 m，梁高按2 次拋物線規(guī)律變化。鋼材為Q345qD，混凝土強(qiáng)度等級(jí)為C55。

圖1 安海灣特大橋總體布置 /cmFig.1 General layout of Anhai Bay Bridge

鋼-混接頭總體布置如圖2 所示，采用有格室后承壓板式的構(gòu)造形式。頂部設(shè)置14 個(gè)鋼格室，底部設(shè)置8 個(gè)鋼格室，鋼格室高1.2 m，鋼格室的壁板上設(shè)置PBL 連接件和焊釘連接件。頂部鋼格室上頂板厚26 mm，下底板厚25 mm；底部鋼格室上頂板厚25 mm，下底板厚24 mm；腹板鋼格室外側(cè)板厚28 mm，內(nèi)側(cè)板厚25 mm；后承壓板厚50 mm。焊釘尺寸為Φ22×200 mm，PBL 連接件孔徑為70 mm，穿孔鋼筋為Φ20 mm。圖3 為鋼-混結(jié)合段局部構(gòu)造的三維示意圖。

圖2 鋼-混接頭總體布置 /mmFig.2 General layout of the steel-concrete joint

圖3 鋼-混結(jié)合段局部構(gòu)造三維示意 /mmFig.3 Three-dimensional schematic diagram of local structures of a steel-concrete composite segment

1.2 鋼-混結(jié)合段受力分析

為了分析鋼-混結(jié)合段的局部受力性能，如圖4所示，首先建立Midas 全橋分析模型，計(jì)算混合梁連續(xù)剛構(gòu)橋在各項(xiàng)設(shè)計(jì)荷載作用下的最不利內(nèi)力狀態(tài)，然后建立鋼-混結(jié)合段的Ansys 精細(xì)化有限元模型?；谑ゾS南原理，選取足夠長(zhǎng)的節(jié)段可以消除節(jié)段的邊界條件對(duì)計(jì)算結(jié)果的影響，因此Ansys 節(jié)段模型全長(zhǎng)取24 m，包括5.5 m 長(zhǎng)的標(biāo)準(zhǔn)混凝土段，5.5 m 長(zhǎng)的混凝土剛度過渡段，2.5 m長(zhǎng)的鋼-混結(jié)合段，6.5 m 長(zhǎng)的鋼箱梁剛度過渡段，4 m 長(zhǎng)的標(biāo)準(zhǔn)鋼箱梁段。在鋼梁側(cè)設(shè)置固端約束，在混凝土梁側(cè)施加Midas 模型中提取的截面內(nèi)力。Ansys 模型采用Shell181 單元模擬鋼結(jié)構(gòu)，Solid95 單元模擬混凝土，Link180 單元模擬預(yù)應(yīng)力鋼束，Combin14 單元模擬焊釘和PBL 連接件。

圖4 鋼-混結(jié)合段局部受力計(jì)算Fig.4 Local stress calculation of a steel-concrete composite segment

鋼-混結(jié)合段在最不利的荷載工況組合下，各截面均受壓，鋼箱梁過渡段的應(yīng)力大于鋼格室的應(yīng)力，說明在極限狀態(tài)下鋼箱梁過渡段會(huì)先于鋼-混結(jié)合段破壞。鋼-混結(jié)合段頂部鋼格室的受力比底部鋼格室的受力更為不利。因此，本文重點(diǎn)關(guān)注頂部鋼格室的受力(圖3 紅色高亮部分為模型試驗(yàn)的原型)，將該部分單元的節(jié)點(diǎn)力求和得到鋼-混結(jié)合段的設(shè)計(jì)軸向壓力為8600 kN，設(shè)計(jì)豎向剪力為1000 kN。

1.3 鋼-混結(jié)合段的初步優(yōu)化

在鋼-混結(jié)合段局部受力計(jì)算的基礎(chǔ)上，建立局部鋼格室的有限元模型，施加設(shè)計(jì)軸向壓力，鋼格室高度h分別為1.2 m、1.1 m、1.0 m、0.9 m和0.8 m，分析鋼格室的傳力規(guī)律和承擔(dān)的軸力比例。

圖5 給出了鋼格室頂板的縱向應(yīng)力變化規(guī)律。隨著鋼格室高度從1.2 m 減小至0.8 m，后承壓板位置附近處的鋼格室縱向應(yīng)力峰值從?29.0 MPa增加至?36.7 MPa，表明鋼格室高度減小33.3%，鋼格室縱向應(yīng)力峰值增加26.6%。圖6 給出了鋼格室承擔(dān)的軸力比例的變化規(guī)律，隨著與后承壓板距離的增加，鋼格室承擔(dān)的軸力比例逐漸減小，在鋼格室-混凝土過渡段截面處減小至0。從圖中可以計(jì)算出后承壓板通過填充混凝土承壓作用承擔(dān)的軸力比例。隨著鋼格室高度從1.2 m 減小至0.8 m，后承壓板承擔(dān)的軸力比例從75.3%減小至69.5%，表明鋼格室高度減小33.3%，通過填充混凝土承壓作用承擔(dān)的軸力比例減小7.8%。

圖5 鋼格室頂板的縱向應(yīng)力Fig.5 Longitudinal stress of the top plate of the steel cell

圖6 鋼格室承擔(dān)的軸力比例Fig.6 The proportion of axial force borne by the steel cell

計(jì)算分析表明鋼-混結(jié)合段通過后承壓板的承壓作用承擔(dān)的軸力比例約占70%～75%，且鋼格室高度的變化對(duì)于鋼格室承擔(dān)的軸力比例影響不大。鋼-混結(jié)合段主要通過鋼格室的外圈鋼板將荷載從鋼梁過渡段平順地傳遞至混凝土梁過渡段?？紤]到混合梁剛構(gòu)橋的剛度過渡平穩(wěn)性，鋼-混接頭處的剛度突變?cè)叫?，?duì)行車平順性越有利。因此，在鋼-混結(jié)合段承載的安全儲(chǔ)備足夠的前提下，可以對(duì)鋼格室的高度進(jìn)行優(yōu)化。但是，鋼格室的高度除了滿足受力需求，還要保證施工的可行性(焊接鋼結(jié)構(gòu)和澆筑填充混凝土的操作空間)。結(jié)合變化格室高度的參數(shù)分析結(jié)果，提出如下鋼-混結(jié)合段優(yōu)化方案：將鋼-混結(jié)合段頂、底部鋼格室的高度從1.2 m 減小至0.8 m，將頂部鋼格室的底板和底部鋼格室的頂板的板厚從25 mm 減小至16 mm，將鋼格室U 形開孔剪力板改為O 形開孔剪力板，以期改善鋼格室對(duì)填充混凝土的面外約束效應(yīng)。優(yōu)化后的鋼-混結(jié)合段局部構(gòu)造如圖7 所示。

圖7 鋼-混結(jié)合段的構(gòu)造優(yōu)化Fig.7 Structural optimization of the steel-concrete composite segment

2 試驗(yàn)研究

為了研究混合梁剛構(gòu)橋鋼-混接頭中構(gòu)件的破壞先后順序及失效模式，并驗(yàn)證優(yōu)化后的鋼-混結(jié)合段構(gòu)造的安全性，取鋼-混結(jié)合段中的標(biāo)準(zhǔn)格室作為原型(見圖3)，設(shè)計(jì)縮尺模型開展靜力試驗(yàn)。在工程設(shè)計(jì)中，鋼-混接頭通過配置局部預(yù)應(yīng)力鋼束，使得鋼-混結(jié)合段全截面受壓。因此，鋼-混結(jié)合段極限承載力試驗(yàn)的加載方案采用軸向壓力和剪力協(xié)同加載，驗(yàn)證局部格室的壓剪承載力滿足設(shè)計(jì)需求，并進(jìn)一步研究軸向壓力作用下鋼-混結(jié)合段的破壞形態(tài)。

2.1 試件設(shè)計(jì)方案

試驗(yàn)設(shè)計(jì)方案如表1 所示。由于加載設(shè)備的空間限制，按1∶2 縮尺比設(shè)計(jì)鋼-混接頭的試驗(yàn)?zāi)Ｐ?。試件SCC-1 以實(shí)橋構(gòu)造為原型，試件長(zhǎng)2.2 m，包括鋼梁過渡段0.7 m、鋼-混結(jié)合段0.75 m 和混凝土梁過渡段0.75 m。截面尺寸0.6 m×0.6 m，包含1 個(gè)標(biāo)準(zhǔn)鋼格室和2 個(gè)對(duì)稱的半鋼格室。除承壓板厚25 mm 外，鋼格室和鋼梁過渡段的板件厚度均為12 mm，焊釘規(guī)格為Φ13×100 mm。試件構(gòu)造設(shè)計(jì)如圖8 所示。

表1 試件設(shè)計(jì)方案Table 1 Design scheme of specimens

圖8 試件構(gòu)造設(shè)計(jì) /mmFig.8 Structural design of specimens

試件SCC-2 以優(yōu)化后的鋼-混結(jié)合段構(gòu)造為原型，將U 形開孔剪力板改成O 形開孔剪力板，同時(shí)將鋼格室底板板厚從12 mm 減小為8 mm。為了保證鋼梁過渡段不先于鋼-混結(jié)合段破壞，特地將鋼梁過渡段長(zhǎng)度調(diào)整為0.4 m，并將板厚適當(dāng)加厚，同時(shí)在鋼梁過渡段上焊接貼板和板肋。

試件SCC-1 工況1 預(yù)計(jì)的破壞模式為鋼梁過渡段破壞，所以當(dāng)其破壞后，在鋼結(jié)構(gòu)加工廠內(nèi)把破壞后的鋼結(jié)構(gòu)切割掉，重新焊接新的鋼板并在鋼梁過渡段上焊接貼板和板肋，對(duì)鋼結(jié)構(gòu)進(jìn)行補(bǔ)強(qiáng)加固后，再次進(jìn)行工況2 試驗(yàn)。

2.2 試件加載和測(cè)試方案

采用壓剪機(jī)測(cè)試鋼-混結(jié)合段試驗(yàn)?zāi)Ｐ驮趬杭赳詈献饔孟碌氖芰π阅芤约霸谳S向受壓下的極限承載力和破壞形態(tài)。根據(jù)有限元模型計(jì)算結(jié)果并考慮試驗(yàn)相似比，試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷脑O(shè)計(jì)軸向壓力為2150 kN，設(shè)計(jì)豎向剪力為250 kN。如圖9 所示，軸向壓力分別作用于鋼梁過渡段和混凝土梁過渡段的截面形心，水平剪力作用于混凝土梁底座。

圖9 加載方案Fig.9 Loading scheme

試件SCC-1(工況1)采用軸向受壓加載方式，試驗(yàn)?zāi)康氖菫榱蓑?yàn)證鋼-混結(jié)合段的軸壓承載力大于鋼梁過渡段的軸壓承載力。為了測(cè)試試件SCC-1(工況2)和試件SCC-2 的壓剪力學(xué)性能，采用同步施加軸向壓力和水平剪力的加載方案且使用力加載控制。依據(jù)實(shí)橋受力情況，剪壓比設(shè)置為1∶10，如圖10 所示。為得到試件的受壓破壞模式，需要避免其在水平方向上發(fā)生剪壞。因此，當(dāng)水平剪力加至450 kN(1.8 倍設(shè)計(jì)剪力)后持荷，在這一荷載等級(jí)下觀察試件的受力狀態(tài)。隨后，繼續(xù)施加軸向壓力且當(dāng)試件接近破壞時(shí)，卸除水平剪力。

圖10 試驗(yàn)加載制度Fig.10 Loading steps of experiment

試驗(yàn)測(cè)試內(nèi)容包括鋼-混結(jié)合段的軸向受壓承載力、鋼-混接頭的軸向變形、局部預(yù)應(yīng)力鋼束的錨下壓力、鋼格室頂板應(yīng)變和底板應(yīng)變、填充混凝土和混凝土過渡段的應(yīng)變。

3 試驗(yàn)結(jié)果

3.1 試驗(yàn)現(xiàn)象

試驗(yàn)結(jié)果匯總于表2 中。對(duì)于試件SCC-1(工況1)，當(dāng)軸向壓力加載至Pu=7100 kN 時(shí)，鋼梁過渡段板件發(fā)生局部失穩(wěn)，如圖11 所示，試件達(dá)到受壓極限破壞狀態(tài)，而此時(shí)鋼-混結(jié)合段仍處于彈性狀態(tài)。如圖12 所示，當(dāng)軸向壓力加載至0.32Pu時(shí)，鋼梁過渡段腹板的內(nèi)外側(cè)測(cè)點(diǎn)的應(yīng)變差值大于50 με，這一差值表明鋼腹板出現(xiàn)了面外應(yīng)力，說明了鋼梁過渡段腹板有鼓出的趨勢(shì)。試驗(yàn)表明：實(shí)橋設(shè)計(jì)的鋼梁過渡段的極限承載力小于鋼-混結(jié)合段的極限承載力。

表2 試驗(yàn)結(jié)果匯總Table 2 Summary of test results

圖11 試件SCC-1(工況1)鋼梁過渡段板件局部失穩(wěn)Fig.11 Local buckling of panels in the steel girder transition section of specimen SCC-1 (case 1)

圖12 鋼梁過渡段腹板測(cè)點(diǎn)的軸向壓力-應(yīng)變曲線Fig.12 Axial compression-strain curve of web plate measuring points of the steel girder transition section

由于試件SCC-1 的鋼-混結(jié)合段在工況1 加載結(jié)束后仍然處于彈性狀態(tài)，所以在試驗(yàn)設(shè)計(jì)時(shí)，對(duì)其鋼梁過渡段進(jìn)行更換并加固后，再進(jìn)行工況2加載是可行的。對(duì)于試件SCC-1(工況2)，當(dāng)軸向壓力加載至4500 kN(2.1 倍設(shè)計(jì)軸向壓力)，水平剪力加載至450 kN(1.8 倍設(shè)計(jì)豎向剪力)時(shí)，試件外觀保持完好，受力處于線彈性狀態(tài)。當(dāng)軸向壓力加載至14 300 kN 時(shí)，鋼格室頂板與混凝土過渡段局部承壓的位置(圖13 中紅色標(biāo)記所示)出現(xiàn)壓潰，表層混凝土剝落，縱向鋼筋鼓出屈曲，鋼-混結(jié)合段達(dá)到受壓極限破壞狀態(tài)，如圖13 所示。試驗(yàn)結(jié)束后，鑿除鋼格室內(nèi)壓潰的填充混凝土，發(fā)現(xiàn)鋼-混結(jié)合段的破壞模式為鋼格室填充混凝土壓潰，而焊釘和PBL 連接件均未被剪斷，如圖14 所示。

圖13 試件SCC-1(工況1)鋼-混結(jié)合段壓潰Fig.13 Crushing failure in the steel-concrete composite segment of specimen SCC-1 (case 1)

圖14 試件SCC-1(工況2)的焊釘連接件未被剪斷Fig.14 Stud connectors of specimen SCC-1 (case 2) have not been snipped in failure

對(duì)于試件SCC-2，當(dāng)軸向壓力加載至4500 kN，水平剪力加載至450 kN，試件受力處于線彈性狀態(tài)。當(dāng)軸向壓力加載至約12 000 kN 時(shí)，鋼-混結(jié)合段壓潰，表層混凝土剝落，鋼格室底板出現(xiàn)以開孔剪力板為節(jié)線的局部受壓屈曲，縱向鋼筋鼓出屈曲，如圖15～圖16 所示。該試件的混凝土和鋼結(jié)構(gòu)基本同時(shí)達(dá)到了極限破壞狀態(tài)。

圖15 試件SCC-2 鋼-混結(jié)合段壓潰Fig.15 Crushing failure in the steel-concrete composite segment of specimen SCC-2

圖16 試件SCC-2 鋼格室底板受壓屈曲Fig.16 Compression buckling failure in the bottom panel of steel cells of specimen SCC-2

分析試件SCC-1(工況2) 和SCC-2 的破壞現(xiàn)象發(fā)現(xiàn)，由于鋼-混結(jié)合段的受壓破壞模式是填充混凝土壓潰，所以將鋼格室的U 形開孔剪力板改成O 形開孔剪力板可以提高鋼格室對(duì)填充混凝土的面外約束作用，如圖17 所示。

圖17 O 形剪力板對(duì)填充混凝土的面外約束作用Fig.17 Out-of-plane restraint effect on filled concrete of Oshaped perforated shear plates

3.2 試驗(yàn)測(cè)試數(shù)據(jù)

試件的軸向壓力-變形曲線如圖18 所示。從圖中可以看出，在同一級(jí)荷載下，鋼格室頂板側(cè)的變形大于底板側(cè)的變形，說明軸向壓力通過頂板傳遞的比例大于底板傳遞的比例。當(dāng)軸向壓力小于0.70Pu(試件SCC-1 工況2)和0.67Pu(試件SCC-2)時(shí)，軸向壓力-變形曲線近似呈直線，說明試件處于線彈性受力狀態(tài)。隨著軸向壓力增大，試件開始進(jìn)入塑性階段。當(dāng)加載至極限荷載時(shí)，試件SCC-1(工況2)和SCC-2 的頂板軸向變形分別約為8.7 mm 和5.6 mm。

圖18 軸向壓力-變形曲線Fig.18 Axial compression-deformation curve

試件的預(yù)應(yīng)力鋼束錨下壓力(局部預(yù)應(yīng)力鋼束錨固在后承壓板上)隨軸向壓力的變化規(guī)律如圖19所示。隨著軸向壓力的增加，預(yù)應(yīng)力鋼束的預(yù)張力逐漸卸載，且卸載斜率逐漸變大，說明鋼-混結(jié)合段在進(jìn)入塑性階段后，預(yù)應(yīng)力鋼束的錨下壓力數(shù)值成為判斷鋼-混結(jié)合段達(dá)到極限破壞狀態(tài)的重要指標(biāo)。雖然試件的鋼束預(yù)張力隨軸向壓力增大而逐漸卸載，但是當(dāng)試件臨近壓潰時(shí)鋼束仍保持較高的張力，試件SCC-1(工況2)和試件SCC-2 的剩余張力分別是初張力的89.4%和82.8%。對(duì)數(shù)據(jù)進(jìn)行回歸分析，錨下壓力與軸向壓力關(guān)系曲線的擬合方程呈三次函數(shù)分布。

圖19 錨下壓力-軸向壓力曲線Fig.19 Anchor pressure-axial compression curve

鋼格室頂、底板應(yīng)變隨距后承壓板距離的變化規(guī)律如圖20～圖21 所示。從圖中可以看出，隨著與后承壓板的距離逐漸增加，鋼格室頂、底板的應(yīng)變均逐漸減小，且頂板應(yīng)變顯著大于底板應(yīng)變，說明鋼格室頂板分擔(dān)的軸力占比例較大。根據(jù)應(yīng)變數(shù)據(jù)換算得原設(shè)計(jì)的鋼-混結(jié)合段頂板分擔(dān)的軸力約為底板的1.67 倍。

圖20 試件SCC-1(工況2)鋼格室頂、底板應(yīng)變隨距后承壓板距離的變化規(guī)律Fig.20 Strain curves of top/bottom plate of steel cells with distance from rear bearing plate in specimen SCC-1 (case 2)

圖21 試件SCC-2 鋼格室頂、底板應(yīng)變隨距后承壓板距離的變化規(guī)律Fig.21 Strain curves of top/bottom plate of steel cells with distance from rear bearing plate in specimen SCC-2

填充混凝土應(yīng)變隨距后承壓板距離的變化規(guī)律如圖22 所示。從圖中看出，隨著與后承壓板距離的增加，混凝土應(yīng)變逐漸增大，其規(guī)律性與鋼格室應(yīng)變的變化規(guī)律相反，說明鋼-混結(jié)合段能夠有效地將鋼梁過渡段承擔(dān)的軸力傳遞給混凝土梁過渡段。

圖22 填充混凝土應(yīng)變隨距后承壓板距離的變化規(guī)律Fig.22 Strain curves of filled concrete with distance from rear bearing plate

3.3 分析與討論

試驗(yàn)測(cè)試了在軸向壓力作用下鋼格室和填充混凝土的應(yīng)變規(guī)律，獲得了鋼-混結(jié)合段的破壞形態(tài)。結(jié)合試驗(yàn)結(jié)果分析鋼-混結(jié)合段的傳力機(jī)理，如圖23 所示。鋼梁過渡段通過鋼-混結(jié)合段將軸向壓力N傳遞至混凝土梁過渡段一共有5 條傳力路徑，分別是后承壓板與填充混凝土的直接承壓傳力R1、PBL 連接件的剪切傳力R2、焊釘連接件的剪切傳力R3、鋼格室頂板、底板和剪力板與填充混凝土之間的摩擦傳力R4和鋼格室頂板、底板和剪力板與混凝土梁過渡段之間的局部承壓傳力R5。由于焊釘和PBL 連接件被包裹在填充混凝土中，所以連接件的剪切傳力也是直接作用于填充混凝土。

圖23 鋼-混結(jié)合段傳力機(jī)理Fig.23 Force transmission mechanism of the steel-concrete composite segment

在后承壓板與填充混凝土接觸面位置處，通過承壓作用傳遞的軸力R1所占比例較大，剩余軸力由鋼格室Rs分擔(dān)。參數(shù)分析表明，鋼格室高度的變化對(duì)后承壓板承擔(dān)的軸力比例的影響不大。

在鋼-混結(jié)合段初步設(shè)計(jì)時(shí)，可以按照以下簡(jiǎn)化方法計(jì)算后承壓板位置處鋼與混凝土的軸力分配：

式中：Nm、Na和Np分別為混合梁剛構(gòu)橋鋼-混接頭處作用的彎矩(表示成一對(duì)力偶，符號(hào)以受壓為正)、軸力(由混凝土梁的預(yù)應(yīng)力鋼束產(chǎn)生)和承壓板處錨固的局部預(yù)應(yīng)力鋼束產(chǎn)生的軸力分量；α為承壓板的軸力承擔(dān)比例，根據(jù)有限元試算結(jié)果，α數(shù)值可以取為0.7～0.75。在得到鋼格室和混凝土各自承擔(dān)的軸力后，可以對(duì)結(jié)合段的各部分構(gòu)件進(jìn)行初步設(shè)計(jì)。

試驗(yàn)結(jié)果表明：實(shí)橋鋼-混接頭的極限破壞狀態(tài)由鋼梁過渡段控制，鋼梁過渡段的屈曲承載力約為設(shè)計(jì)軸向壓力的3.30 倍，且約為鋼-混結(jié)合段極限承載力的50%。在正常使用階段的荷載作用下，混合梁連續(xù)剛構(gòu)橋的鋼-混接頭處于線彈性受力狀態(tài)。在承載能力極限狀態(tài)下，實(shí)橋鋼-混結(jié)合段的軸壓承載力約為設(shè)計(jì)軸向壓力的6.65 倍，說明鋼-混結(jié)合段構(gòu)造設(shè)計(jì)得偏于保守，結(jié)合段有較大的優(yōu)化空間。

本文優(yōu)化后的鋼-混結(jié)合段的鋼格室高度降低1/3，局部鋼板厚度減小1/3，其軸壓承載力約為設(shè)計(jì)軸向壓力的5.58 倍。與優(yōu)化前相比，鋼-混結(jié)合段軸壓承載力降低16.1%，但是仍然大于原設(shè)計(jì)的鋼梁過渡段的失穩(wěn)承載力，說明將鋼格室高度降低后，鋼-混結(jié)合段的受力仍然能夠滿足設(shè)計(jì)需求。此外，把結(jié)合段的U 形開孔剪力板改為O 形開孔剪力板，可增強(qiáng)鋼格室頂、底板對(duì)填充混凝土的面外約束效應(yīng)，有助于提高鋼-混結(jié)合段的極限承載力。

有限元分析和試驗(yàn)結(jié)果也表明鋼格室通過頂板傳遞軸向壓力的比例大于通過底板傳遞的比例。因此，在設(shè)計(jì)時(shí)可以減小頂部鋼格室的底板和底部鋼格室的頂板的板厚。由于鋼-混結(jié)合段內(nèi)的填充混凝土需要由鋼格室的頂板澆筑孔向內(nèi)澆筑，不便于填充混凝土的澆筑和振搗，所以為了施工方便，在設(shè)計(jì)時(shí)可以考慮取消鋼-混結(jié)合段底部鋼格室的頂板，這樣便于將填充混凝土澆筑密實(shí)，但是需要通過計(jì)算復(fù)核和試驗(yàn)驗(yàn)證確保該構(gòu)造滿足承載力設(shè)計(jì)需求。

4 結(jié)論

針對(duì)混合梁剛構(gòu)橋，本文對(duì)鋼-混結(jié)合段的局部模型進(jìn)行變化鋼格室高度的參數(shù)分析和靜力破環(huán)性試驗(yàn)研究，得到如下結(jié)論：

(1) 鋼格室高度的變化對(duì)鋼-混結(jié)合段后承壓板承擔(dān)的軸力比例的影響不大，后承壓板的承壓作用承擔(dān)的軸力比例約占70%～75%，可為鋼-混結(jié)合段初步設(shè)計(jì)提供參考；

(2) 現(xiàn)有設(shè)計(jì)的鋼-混接頭的失效模式為鋼梁過渡段先于鋼-混結(jié)合段破壞，破壞模式為鋼梁過渡段板件發(fā)生局部受壓屈曲，鋼梁過渡段和鋼-混結(jié)合段的承載力安全儲(chǔ)備系數(shù)分別為3.30 和6.65，說明結(jié)合段有較大的優(yōu)化空間；

(3) 本文提出的鋼-混結(jié)合段優(yōu)化構(gòu)造，將鋼格室高度降低1/3，局部鋼板厚度減小1/3。試驗(yàn)得到鋼-混結(jié)合段的軸壓承載力仍高于鋼梁過渡段的屈曲承載力，且安全儲(chǔ)備系數(shù)為5.58；

(4) 將鋼格室內(nèi)的U 形開孔剪力板改為O 形開孔剪力板，可增強(qiáng)鋼格室頂、底板對(duì)填充混凝土的面外約束效應(yīng)，有助于提高鋼-混結(jié)合段的極限承載力；

(5) 由于鋼-混結(jié)合段軸向壓力主要通過鋼格室的外圈鋼板傳遞，所以減小頂部鋼格室的底板和底部鋼格室的頂板的板厚是可行的。