袁輝輝 ，黃珍珍 ，吳慶雄 ，林鎮(zhèn)海

（1.福州大學(xué) 土木工程學(xué)院，福建 福州 350116；2.工程結(jié)構(gòu)福建省高校重點實驗室，福建 福州 350116；3.福建農(nóng)林大學(xué) 金山學(xué)院，福建 福州 350002；4.福州三江口建設(shè)發(fā)展有限責(zé)任公司，福建 福州 350007）

對于跨越通航河流、鐵路和公路的預(yù)應(yīng)力混凝土連續(xù)箱梁橋，為了使橋梁滿足通航要求、減輕結(jié)構(gòu)自重、加快施工速度，采用鋼-混凝土混合箱梁橋成為一種可行的技術(shù)途徑［1］.一般而言，鋼-混凝土混合梁將混凝土梁段布置在主梁承受負(fù)彎矩的部位，將鋼梁段布置在承受正彎矩的部位，充分發(fā)揮兩種材料抗壓性能和抗拉壓性能優(yōu)越的特點，從而形成強度高、剛度大、動力性能好的結(jié)構(gòu)形式［2-3］.針對橋梁建設(shè)中鋼混結(jié)合段的主要構(gòu)造形式，國內(nèi)外學(xué)者［4-11］通過模型試驗和有限元分析發(fā)現(xiàn)，鋼混結(jié)合段作為影響結(jié)構(gòu)整體受力和安全性的關(guān)鍵部位，在實際設(shè)計和施工中需要確保其受力性能良好、構(gòu)造細(xì)節(jié)合理、混凝土與鋼結(jié)構(gòu)的結(jié)合性能良好并可靠，以實現(xiàn)主梁整體受力和協(xié)調(diào)變形.

抗剪連接件是鋼混組合結(jié)構(gòu)中傳遞荷載的主要部件，其中應(yīng)用較多的是剪力釘和PBL剪力鍵.剪力釘?shù)募羟袆偠葘︿撆c混凝土界面的受力與傳力影響較大［12］，而群釘效應(yīng)會顯著降低剪力釘平均抗剪承載力和抗剪剛度［13］，導(dǎo)致剪力釘傳力不均勻，且剪力釘間距越大，剪力釘平均抗剪承載力越低.近年來PBL 剪力連接件在鋼混結(jié)構(gòu)中得到推廣應(yīng)用，針對PBL 剪力鍵的傳力機理、承載能力、抗疲勞能力開展的試驗研究表明［14-16］，PBL 剪力鍵的承載力高、延性好、抗疲勞性能優(yōu)秀，鋼板開孔直徑、鋼板板厚、貫通鋼筋的大小和強度、混凝土強度等是影響剪力鍵極限承載力和疲勞性能的主要因素.此外，鋼格室的設(shè)計參數(shù)是否合理也會顯著影響結(jié)合部構(gòu)造的受力性能［17-18］，如鋼格室的頂板、承壓板、肋板等在設(shè)計中均需重點考慮.

在鋼混結(jié)合段中，鋼梁頂?shù)装濉⒏拱搴蜋M隔板與混凝土結(jié)合后，由于鋼板板厚遠(yuǎn)小于混凝土的板厚，若不采取必要措施，則鋼板內(nèi)的力無法及時有效地傳遞給混凝土，造成應(yīng)力在混凝土內(nèi)不能充分?jǐn)U散，從而導(dǎo)致應(yīng)力集中［19］.既有研究對象多為混合梁斜拉橋中的鋼混結(jié)合段，由于斜拉索的水平分力作用，斜拉橋上的鋼混結(jié)合段受力以軸壓為主，而梁橋上的鋼混結(jié)合段則主要承受彎矩和剪力且有正有負(fù)，受力更為復(fù)雜.馬尾大橋采用了一種新型的填充混凝土的后承壓板式鋼混結(jié)合段構(gòu)造，與既有工程及試驗研究對象的構(gòu)造形式存在明顯差異［20］.由于鋼混結(jié)合段連接部位構(gòu)造及受力復(fù)雜，一旦損傷或破壞，修復(fù)難度大，從而影響整座橋梁的結(jié)構(gòu)安全及使用壽命.在進(jìn)行箱梁橋鋼混結(jié)合段的設(shè)計時，其構(gòu)造應(yīng)能使結(jié)合段兩側(cè)鋼箱梁和混凝土箱梁之間的內(nèi)力傳遞順暢，且具有良好的抗開裂性、抗疲勞性和耐久性［21］.鑒于目前大跨度混合梁橋的工程實踐較少，本文依托主跨240 m 的福州馬尾大橋主橋，通過室內(nèi)模型試驗和實體有限元分析進(jìn)行馬尾大橋鋼混結(jié)合段受力性能研究，揭示鋼混結(jié)合段的空間應(yīng)力分布規(guī)律和傳力機理.相關(guān)研究成果可促進(jìn)鋼-混凝土混合連續(xù)箱梁橋在實際工程中的進(jìn)一步推廣應(yīng)用.

1 鋼混結(jié)合段縮尺模型試驗概況

1.1 鋼混結(jié)合段試驗?zāi)Ｐ驮O(shè)計

如圖1 所示，福州馬尾大橋橫跨閩江，主橋聯(lián)長（71+83+123.5+240+123.5+83+71）m=795 m，主跨跨徑240 m，是目前國內(nèi)最大跨度的鋼-混凝土混合連續(xù)梁橋［20］.主跨跨中采用鋼箱梁代替預(yù)應(yīng)力混凝土箱梁，鋼箱梁區(qū)段長96 m，采用單箱雙室結(jié)構(gòu)，頂板寬度為20.25 m，梁高為4.203～4.358 m.在混凝土箱梁與鋼箱梁結(jié)合處設(shè)置總長6.5 m的鋼混結(jié)合段.結(jié)合段包括長3.0 m 的鋼箱梁過渡段和長3.5 m 帶鋼格室的混凝土箱梁段，結(jié)合面處為一厚60 mm 的承壓板.結(jié)合段鋼結(jié)構(gòu)部分的頂板采用正交異性板，其板厚28 mm，腹板和底板的板厚均為24 mm，在距離結(jié)合面2 m處設(shè)置一道厚度20 mm的橫隔板，結(jié)合處通過變高板肋進(jìn)行剛度過渡，板肋與承壓板焊接.上述由頂?shù)装?、腹板及加勁肋、變高度T 肋和橫隔板組成的構(gòu)造，主要作用是將鋼箱梁集中的應(yīng)力平穩(wěn)地傳遞并擴(kuò)散到內(nèi)填混凝土鋼格室中.混凝土箱梁段往混凝土側(cè)采用雙壁板組合構(gòu)造，內(nèi)、外壁板分別長2.5 m 和1.8 m；為加強鋼結(jié)構(gòu)與混凝土的共同作用，鋼格室的頂板、底板和腹板均設(shè)有間距200 mm 的M22-150 剪力釘和間距600 mm 的PBL 剪力板.PBL剪力板開孔直徑80 mm，并在孔內(nèi)穿直徑32 mm 的鋼筋.

圖1 福州馬尾大橋鋼混結(jié)合段構(gòu)造示意圖Fig.1 Schematic diagram steel-concrete joint of Fuzhou Mawei Bridge

綜合考慮試驗場地和加載等條件，確定節(jié)段模型幾何縮尺比為1∶3.5，即鋼混結(jié)合段縮尺模型的長度為6.7 m、寬度為5.8 m，各構(gòu)造細(xì)節(jié)與實橋相同，如圖2所示.

圖2 縮尺模型構(gòu)造示意圖（單位：mm）Fig.2 Schematic diagram of the scaled test model（unit：mm）

試驗?zāi)Ｐ团c實橋采用相同材料，包括Q370q 鋼材、C55 混凝土、HRB400 鋼筋等，材料參數(shù)見表1.為保證預(yù)應(yīng)力鋼束錨固端和張拉端的布置和加工需要，需對理論縮尺截面進(jìn)行部分調(diào)整，與實橋相比，調(diào)整后的主梁混凝土端截面軸壓剛度和抗彎剛度分別提高了1.34 倍和1.26 倍，鋼箱梁端截面軸壓剛度和抗彎剛度分別提高了1.26 倍和1.21 倍.PBL 剪力板及貫穿鋼筋按面積相似比設(shè)計，根據(jù)抗剪承載力相似原則選用M10-100剪力釘.

表1 結(jié)合段材料力學(xué)參數(shù)Tab.1 Mechanical properties of the joint material

1.2 縮尺模型試驗加載方案

為了確定縮尺模型中的加載條件，首先采用MIDAS/Civil 軟件建立如圖3 所示的實橋空間桿系有限元模型，并以鋼混結(jié)合段的結(jié)合面為研究對象，主要考慮表2列出的7種靜力加載工況.在進(jìn)行縮尺模型試驗加載設(shè)計時，根據(jù)表2 所示按相似比換算后的鋼混結(jié)合面內(nèi)力理論值（軸力、剪力和彎矩），為了便于在試驗?zāi)Ｐ偷幕炷料淞憾问┘虞^大的軸力、在鋼混結(jié)合段施加效果明顯的剪力和彎矩，同時為了保證大尺度試驗?zāi)Ｐ偷捻樌跹b和安全加載，本次試驗中鋼箱梁端部邊界設(shè)置為固結(jié)、混凝土箱梁端部設(shè)置為簡支，如圖4 所示，以盡量使得縮尺試驗?zāi)Ｐ褪芰ψ畈焕慕Y(jié)合面準(zhǔn)確反映實橋?qū)?yīng)截面的受力狀態(tài).

表2 縮尺試驗?zāi)Ｐ弯摶旖Y(jié)合面的內(nèi)力理論值Tab.2 Theoretic values of internal forces of the key sections of the scaled test model

圖3 實橋空間梁單元有限元模型Fig.3 Spatial beam FEM of the actual bridge

圖4 縮尺試驗?zāi)Ｐ偷募虞dFig.4 Loading of scaled test model

混凝土梁段施加最大軸力考慮1.2倍安全系數(shù)，主梁軸向加載按29 016 kN×1.2≈34 819 kN 設(shè)計，采用自平衡的預(yù)應(yīng)力鋼絞線施加荷載.模型采用與實橋相同規(guī)格的1×7-?s15.2 預(yù)應(yīng)力鋼絞線，每束鋼絞線的公稱橫截面積為140 mm2，預(yù)應(yīng)力索最大張拉應(yīng)力取0.75fp＝0.75×1 860 MPa＝1 395 MPa，所需預(yù)應(yīng)力索數(shù)量為34 819×103/（140×1 395）≈178束，選用12孔的夾具式錨具，所需預(yù)應(yīng)力孔洞為178/12≈15 個.采用圓錨張拉端錨具，錨板直徑166 mm，錨下墊板邊長230 mm，對應(yīng)的波紋管外徑90 mm.試驗?zāi)Ｐ椭薪Y(jié)合面需施加最大彎矩4 013 kN?m，考慮1.4倍的超載后施加彎矩為5 618 kN?m.通過在主梁模型上部布置4 個2 000 kN 豎向液壓千斤頂實現(xiàn)彎矩加載.由于需施加的最大剪力1 344 kN 遠(yuǎn)小于最大彎矩需施加的豎向力，在試驗中不再額外施加剪力.

1.3 縮尺模型試驗測量方案

縮尺模型上的位移測點分布如圖5 所示.其中1號截面為結(jié)合段混凝土端部，2號截面為結(jié)合段混凝土中部，3 號截面為結(jié)合面，4 號截面為結(jié)合段鋼梁端部.在頂板、底板、腹板分別布置120 個、72 個、24個應(yīng)變片，如圖6 所示，其中，1 號截面為混凝土箱梁段測點，2～8號截面為鋼箱梁段測點.腹板以第1行為例，由混凝土箱梁側(cè)向鋼箱梁側(cè)依次編號為1-1～8-1；以1 號截面為例，由中腹板側(cè)向邊腹板側(cè)依次編號為1-1～1-3.頂?shù)装逡缘? 列為例，由混凝土箱梁側(cè)向鋼箱梁側(cè)依次編號為1-1～8-1；以1 號截面為例，由中腹板向翼緣板端部依次編號為1-1～1-8.

圖5 位移測點布置圖Fig.5 Layout of displacement measuring points

圖6 應(yīng)變測點布置圖Fig.6 Layout of strain measuring points

2 靜力試驗結(jié)果分析與討論

2.1 結(jié)構(gòu)整體受力性能

鋼混結(jié)合段縮尺模型在整個加載過程中并未發(fā)現(xiàn)混凝土開裂或鋼材屈服現(xiàn)象，直至加載結(jié)束，模型完好無損.圖7 為試驗?zāi)Ｐ透骺刂平孛嬖诓煌墑e荷載作用下的豎向位移曲線.由圖7（a）可知當(dāng)施加荷載由350 kN 逐級增至930 kN、2 550 kN、2 800 kN、4 300 kN、5 500 kN、6 650 kN 時，結(jié)合面（3 號截面）處最大豎向位移由0.35 mm 增至0.90 mm、2.66 mm、2.92 mm、4.41 mm、5.50 mm、6.30 mm，對應(yīng)截面彎矩由435 kN?m增至1 314 kN?m、2 020 kN?m、2 295 kN?m、4 013 kN?m、4 816 kN?m、5 618 kN?m，呈線性增長，說明模型處于彈性工作狀態(tài).由圖7（b）可以看出，結(jié)合段各截面的豎向變形沿縱橋向沒有明顯突變，變形協(xié)調(diào)，說明此類帶鋼格室的結(jié)合段設(shè)計合理，保證了主梁剛度從混凝土箱梁段到鋼箱梁段平穩(wěn)過渡.

圖7 試驗?zāi)Ｐ涂刂平孛尕Q向位移Fig.7 Vertical displacement at key sections of the test model

2.2 結(jié)構(gòu)局部受力性能

2.2.1 箱梁頂板

本次試驗的應(yīng)變結(jié)果均在試驗?zāi)Ｐ椭谱魍瓿汕沂┘油觐A(yù)應(yīng)力之后測得，因此未能考慮模型自重和施加軸力的影響.由于預(yù)應(yīng)力通過承壓板均勻施加到結(jié)合面上，可計算得到結(jié)合面處混凝土的初始壓應(yīng)力為-9.5 MPa.由于數(shù)據(jù)眾多，圖8 僅示出頂板測點在加載過程中的應(yīng)變情況.

圖8 試驗?zāi)Ｐ晚敯鍛?yīng)變Fig.8 Top plate strains of the test model

圖8（a）為各工況下頂板測點的荷載-應(yīng)變曲線.可以看出，工況1～工況5 下，5 號截面最大應(yīng)變增量依次為-30 με、-67 με、-190 με、-233 με和-399 με，頂板應(yīng)變與荷載呈線性遞增關(guān)系，說明構(gòu)件處于彈性工作階段；工況5（承載能力極限狀態(tài)最大彎矩組合）下，頂板混凝土測點的應(yīng)力增量為-14.1 MPa，此時頂板混凝土的最大壓應(yīng)力為-23.6 MPa，小于C55混凝土的抗壓強度設(shè)計值24.4 MPa；頂板鋼板的最大壓應(yīng)力為-82.2 MPa，小于Q370q 鋼材強度設(shè)計值275 MPa，表明該結(jié)合段頂板混凝土和鋼板強度均滿足設(shè)計要求.工況6 和工況7（1.2 倍和1.4 倍承載能力極限狀態(tài)）下，5號截面最大應(yīng)變增量分別為-474 με和-550 με，計算得到頂板鋼板的最大壓應(yīng)力為-97.6 MPa 和-113.3 MPa，均小于鋼材強度設(shè)計值275 MPa；而頂板混凝土的最大壓應(yīng)力分別達(dá)到-26.4 MPa和-29.0 MPa，均超過C55混凝土的設(shè)計強度，不滿足設(shè)計要求，但明顯小于C55 混凝土的峰值抗壓強度63.8 MPa，且結(jié)構(gòu)仍處于彈性工作狀態(tài)，說明該鋼混結(jié)合段具有充足的安全儲備.

由圖8（b）所示工況5 作用下頂板各測點沿縱橋向的應(yīng)變分布可以看出，頂板縱向壓應(yīng)變從承壓板到過渡段交接處，呈由大到小的變化規(guī)律.中腹板及附近（第7、8 列），邊腹板（第4 列）從4 號截面到5 號截面的應(yīng)變變化較大.腹板受到約束使其變形較小，從橫橋向看，鋼箱梁頂板壓應(yīng)變呈現(xiàn)腹板處（第4、8列）大、翼緣板和兩腹板區(qū)域小的規(guī)律.應(yīng)變由5 號截面向鋼箱梁側(cè)幾乎呈線性遞減，表明過渡段T 肋具有良好的傳力作用.鋼箱梁上由2號截面到5號截面應(yīng)變逐漸增大，呈線性增長，表明剪力連接件能將內(nèi)填混凝土的力平穩(wěn)地傳遞給鋼格室.由于結(jié)合段的鋼格室及內(nèi)部填充混凝土所承擔(dān)的應(yīng)力通過承壓板集中傳遞給鋼箱梁過渡段，使得4號截面到5號截面應(yīng)力增加較快.

2.2.2 箱梁底板

圖9（a）所示為各工況下底板測點的荷載-應(yīng)變曲線.各工況底板應(yīng)變與荷載呈線性關(guān)系，即構(gòu)件處于彈性階段；承載能力極限狀態(tài)最大彎矩組合工況下，混凝土和鋼測點的最大應(yīng)變增量分別為215 με 和562 με，換算得到底板混凝土的最大應(yīng)力為-1.9 MPa，底板鋼板的最大拉應(yīng)力為115.8 MPa，結(jié)合段底板混凝土和鋼板強度均滿足設(shè)計要求.1.4倍承載能力極限狀態(tài)工況下，混凝土和鋼測點的最大應(yīng)變增量分別為298 με和802 με，換算得到底板混凝土的最大應(yīng)力為1.1 MPa，底板鋼板的最大拉應(yīng)力為165.2 MPa，分別小于C55 混凝土和Q370q 鋼材的抗拉強度設(shè)計值1.89 MPa和275 MPa，仍能滿足材料設(shè)計強度要求.

圖9 試驗?zāi)Ｐ偷装鍛?yīng)變Fig.9 Bottom plate strains of the test model

圖9（b）繪制了承載能力極限狀態(tài)最大彎矩組合工況下底板各測點沿縱橋向的應(yīng)變分布.可以看出，底板鋼箱梁應(yīng)變（從2 號截面開始）呈拋物線變化.中腹板（第5 列）和邊腹板（第1 列）從4 號截面到5號截面的應(yīng)變變化較大，這是由于該處底板受腹板的約束，其變形較小.中腹板的4 號截面4-5#點的應(yīng)變?yōu)?63 με，5 號截面5-5#點的應(yīng)變增至680 με，靠近邊腹板的1-4#點到1-5#點應(yīng)變由610 με 增至680 με，這是由于結(jié)合段的鋼格室及內(nèi)部填充混凝土所承擔(dān)的較均勻的應(yīng)力通過承壓板集中傳遞給鋼箱梁過渡段，使得該截面處底板應(yīng)力增加.

2.2.3 箱梁腹板

圖10 為工況7（1.4 倍承載能力極限狀態(tài)工況）下腹板測點沿順橋向的應(yīng)變分布.可以看出，腹板側(cè)的鋼箱梁應(yīng)變分布呈中間大、兩頭小的形態(tài)，在5 號截面處應(yīng)變最大；由2號截面上升到5號截面再下降到8 號截面，變化接近線性且較為平緩，說明鋼混結(jié)合段的腹板傳力比較平順；位于3-5#點處的腹板鋼箱梁最大應(yīng)變?yōu)?80 με，換算應(yīng)力為134 MPa，表明結(jié)構(gòu)安全儲備充足.

圖10 試驗?zāi)Ｐ透拱鍛?yīng)變Fig.10 Web plate strains of the test model

3 實橋鋼混結(jié)合段精細(xì)化有限元分析

3.1 有限元模型的建立與驗證

建立的鋼混結(jié)合段精細(xì)化實體單元有限元模型如圖11（a）所示.使用的混凝土和鋼材材料應(yīng)力-應(yīng)變本構(gòu)關(guān)系如圖11（b）所示.本文采用四折線本構(gòu)模型［22］模擬鋼混結(jié)合段中鋼材的彈塑性行為，采用《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》（GB 50010―2010）［23］推薦的混凝土單軸受壓應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系模擬混凝土的非線性行為.根據(jù)單元選擇原則和研究目的，除了鋼筋采用2 維桁架單元外，模型其余部分均采用三維實體單元，且將鋼梁和混凝土梁分開建模.其中，混凝土箱梁段、鋼混結(jié)合段的承壓板與PBL 剪力鍵、鋼箱梁過渡段鋼板的單元類型主要為8 節(jié)點線性六面體單元（C3D8R），鋼混結(jié)合段的內(nèi)填混凝土、鋼格室鋼板、剪力釘?shù)膯卧愋蜑? 節(jié)點線性四面體單元（C3D4R）.對各個部件進(jìn)行網(wǎng)格劃分時，為防止單元大小差異過大，造成單元節(jié)點過約束，不同部件的接觸面網(wǎng)格大小盡量接近，且變形越大的位置，網(wǎng)格劃分越精細(xì)，防止單元過渡扭曲造成計算不收斂.

圖11 鋼混結(jié)合段精細(xì)化實體有限元模型Fig.11 Refined solid FEM of steel-concrete joint

由于實橋鋼混結(jié)合段的結(jié)構(gòu)、荷載和邊界條件基本對稱，為節(jié)省模型分析的計算時間，在有限元建模時采用對稱建模.結(jié)構(gòu)關(guān)于橋面中心線（Z軸）對稱，設(shè)立對稱邊界XSYMM，結(jié)合面混凝土箱梁端部簡支，鋼箱梁端部固結(jié).鋼格室及頂?shù)装錚BL剪力板與內(nèi)填的混凝土的接觸采用Master-Slave 接觸算法；內(nèi)填混凝土與承壓板之間的接觸采用硬接觸方式；剪力釘及腹板PBL 剪力板與混凝土接觸邊界設(shè)為綁定.接觸屬性設(shè)置中，切向采用摩爾庫倫摩擦罰函數(shù)形式，參考文獻(xiàn)［24］中的設(shè)置方法，將摩擦因數(shù)μ取為0.4，法向為硬接觸，允許接觸后分離.貫穿PBL 剪力板的鋼筋以內(nèi)置的方式嵌入內(nèi)填混凝土.

在圖11（a）的精細(xì)化實體有限元模型中施加與試驗?zāi)Ｐ拖嗤倪吔鐥l件和荷載，得到各工況下的荷載-位移曲線和關(guān)鍵部位的應(yīng)變分布曲線圖，并與試驗結(jié)果進(jìn)行對比分析，如圖12 所示.由圖12 可知承載能力極限狀態(tài)最大彎矩工況下鋼混結(jié)合段軸向應(yīng)變呈現(xiàn)腹板處頂?shù)装鍛?yīng)力較大、兩腹板之間和翼緣板區(qū)域應(yīng)力較小的分布情況，且由鋼格室往承壓板方向應(yīng)力逐漸增大，從承壓板往鋼箱梁過渡段方向應(yīng)力逐漸下降，在承壓板位置取得應(yīng)力最大值，與前文試驗結(jié)果基本吻合，說明有限元建模方法可較準(zhǔn)確地反映結(jié)構(gòu)受力性能與空間應(yīng)力分布狀態(tài).

圖12 有限元分析與試驗結(jié)果的對比Fig.12 Comparison between FEA and test results

3.2 鋼混結(jié)合段傳力機理分析

實橋鋼混結(jié)合段組成部件眾多、構(gòu)造復(fù)雜，且又同時承受軸力、剪力和彎矩的共同作用，為進(jìn)一步厘清各部件的傳力機理，本節(jié)繼續(xù)分析鋼混結(jié)合段在單獨承受軸力、剪力和彎矩作用下的受力狀態(tài)，其中有限元模型的邊界條件設(shè)置為鋼箱梁端部固結(jié)，混凝土端自由懸臂.

3.2.1 軸力傳遞機理

為了解實橋鋼混結(jié)合段在軸力單獨作用下的應(yīng)力分布情況和傳遞規(guī)律，在圖11（b）所示模型的自由懸臂端施加-1 000 kN的軸力，得到圖13所示的應(yīng)力分布圖.以承壓板的位置為起點，沿著鋼格室縱向各部件所承擔(dān)的軸力占比如圖14所示，圖中Max.Prin?cipal 為單元第一主應(yīng)力，S33 為單元沿Z軸方向（垂直于截面）的縱向正應(yīng)力.

圖13 軸力作用下結(jié)合段應(yīng)力分布圖Fig.13 Stress distribution of joint section under axial force

圖14 軸力作用下結(jié)合段各部件軸力分擔(dān)比Fig.14 Component force ratio of joint section under axial force

由圖13 可知，鋼格室及其內(nèi)填混凝土全截面受壓，越靠近承壓板應(yīng)力越大，且頂板壓應(yīng)力較底板略?。怀袎喊鍛?yīng)力分布較為均勻，但與鋼格室鋼板、PBL 剪力鍵焊接區(qū)域存在應(yīng)力集中現(xiàn)象，壓應(yīng)力相對較大.由圖14 可知，混凝土箱梁段中，與承壓板接觸的鋼格室外面板軸力占比約為20%、內(nèi)面板占比約為11.5%、PBL 剪力連接件占比約為5%、剪力釘占比約為2%.承壓板接觸的內(nèi)填混凝土因擠壓作用承受約61.5%的軸力.由于PBL 剪力鍵、剪力釘與混凝土間的機械咬合作用，以及鋼格室面板與內(nèi)填混凝土的摩擦作用，內(nèi)填混凝土的軸力逐漸轉(zhuǎn)移至鋼格室面板，距離承壓板越近，鋼格室面板軸力占比越大，內(nèi)填混凝土軸力占比逐漸減小.鋼箱梁段中，與承壓板接觸的鋼箱梁面板軸力占比約為53%、加勁肋占比約為47%.距離承壓板越遠(yuǎn)，軸力由加勁肋逐漸傳遞到鋼箱梁面板上，鋼箱梁面板的軸力占比逐漸增大，加勁肋的軸力占比逐漸減小.

3.2.2 剪力傳遞機理

為了解實橋鋼混結(jié)合段在剪力單獨作用下的應(yīng)力分布情況和傳遞規(guī)律，在有限元模型自由懸臂端施加1 000 kN的剪力，得到圖15所示的應(yīng)力分布圖，圖中S22為單元沿Y軸方向的豎向剪應(yīng)力.

圖15 剪力作用下鋼混結(jié)合段應(yīng)力分布圖Fig.15 Stress distribution of joint section under shearing force

在豎向剪力作用下，鋼混結(jié)合段的鋼格室腹板處內(nèi)填混凝土、PBL 剪力鍵以及鋼箱梁段腹板承受較大的剪應(yīng)力；而承壓板底部附近混凝土受到擠壓，壓應(yīng)力較大.鋼格室靠近承壓板底部附近的鋼板應(yīng)力較大.剪力從鋼格室內(nèi)填混凝土傳遞到PBL 剪力鍵和腹板處剪力釘上，然后傳遞到鋼格室鋼板上，再通過承壓板和鋼格室鋼板傳到鋼箱梁上.

3.2.3 彎矩傳遞機理

為了解實橋鋼混結(jié)合段在彎矩單獨作用下的應(yīng)力分布情況和傳遞規(guī)律，在有限元模型自由懸臂端施加1 000 kN?m的彎矩，得到圖16所示的應(yīng)力分布圖.

圖16 彎矩作用下鋼混結(jié)合段應(yīng)力分布圖Fig.16 Stress distribution of joint section under bending moment

在彎矩作用下，鋼混結(jié)合段鋼格室內(nèi)填混凝土頂板受壓、底板受拉，由于有一部分應(yīng)力由PBL 剪力鍵和剪力釘傳遞給鋼格室面板，剩余應(yīng)力直接傳遞給承壓板，因此越靠近承壓板，鋼格室鋼板應(yīng)力越大，混凝土應(yīng)力越小；承壓板與鋼頂板的焊接處混凝土受到擠壓，導(dǎo)致該處混凝土應(yīng)力較大.

彎矩傳遞可分為受壓與受拉兩部分區(qū)域，其中受壓區(qū)域的傳力路徑和各部件占比與軸力作用下的基本一致，這里不再贅述；受拉區(qū)域的傳力路徑主要是鋼混結(jié)合段的內(nèi)填混凝土通過剪力釘和PBL 剪力鍵將大部分荷載傳遞給鋼格室面板，而承壓板受力較小.

3.3 鋼混結(jié)合段構(gòu)造參數(shù)分析

由上述分析可知，實橋鋼混結(jié)合段的關(guān)鍵傳力構(gòu)造為承壓板和剪力連接件，且承載能力極限狀態(tài)荷載組合下鋼結(jié)構(gòu)部分的最大應(yīng)力僅為115.8 MPa，距離鋼材的設(shè)計強度275 MPa 還有較大優(yōu)化空間.因此，本節(jié)進(jìn)一步分析承壓板厚度和剪力連接件布置間距對鋼混結(jié)合段受力性能的影響.

3.3.1 承壓板厚度

鋼混結(jié)合段中的承壓板易出現(xiàn)應(yīng)力集中現(xiàn)象，其厚度直接關(guān)系到結(jié)構(gòu)的剛度和所能承受的荷載，且會影響內(nèi)力的平緩傳遞.實橋鋼混結(jié)合段承壓板厚度為60 mm，在保持其余設(shè)計參數(shù)不變的前提下，改變承壓板厚度（40 mm、50 mm、70 mm、80 mm）進(jìn)行鋼混結(jié)合段模型的受力分析，得到表3 所示的承壓板厚度不同時鋼混結(jié)合段的變形和應(yīng)力.當(dāng)承壓板厚度從40 mm 增加至80 mm 時，承壓板大部分區(qū)域的應(yīng)力在15 MPa 以下，最大應(yīng)力先減小后增大，承壓板厚度為50 mm 時最??；承壓板縱向變形隨之減小，其中從40 mm 增加至50 mm 時降幅最大，幅度為-17.2%；鋼箱梁最大應(yīng)力和豎向位移隨著承壓板厚度增大而逐漸減小，但降幅較小.隨著承壓板厚度由80 mm 減小到50 mm，鋼混結(jié)合段內(nèi)填混凝土的應(yīng)力逐漸增大，但變化幅度不大，厚度取50 mm 時內(nèi)填混凝土最大應(yīng)力為-17 MPa；當(dāng)承壓板厚度由50 mm 降到40 mm 時，內(nèi)填混凝土最大應(yīng)力達(dá)到-20.3 MPa，增加了15%.因此，綜合考慮受力性能和建設(shè)成本，實橋鋼混結(jié)合段承壓板厚度取50 mm時，構(gòu)造比較合理.

表3 承壓板厚度不同時主要構(gòu)件性能指標(biāo)Tab.3 Main performance index of key components for different thickness of the bearing plate

3.3.2 剪力釘間距

剪力釘是鋼混結(jié)合段主要連接構(gòu)造之一，據(jù)《公路鋼混組合橋梁設(shè)計與施工規(guī)范》（JTG/T D64-01―2015）相關(guān)規(guī)定，剪力釘間距宜取直徑的10～15 倍，且不宜大于300 mm.馬尾大橋?qū)崢蛟O(shè)計采用M22-150 剪力釘，間距200 mm.為了解剪力釘間距對鋼混結(jié)合段受力性能的影響，本節(jié)擴(kuò)展選取間距150 mm、250 mm和300 mm進(jìn)行對比分析.表4列出了剪力釘間距不同時，承壓板和鋼格室的變形和應(yīng)力.增大剪力釘間距會導(dǎo)致剪力釘、承壓板、鋼格室的最大應(yīng)力水平不同程度地增大，當(dāng)剪力釘間距由150 mm增大至250 mm 時均呈現(xiàn)小幅度增加趨勢，而間距由250 mm變化至300 mm時增幅顯著增大，剪力釘和承壓板最大應(yīng)力增幅分別可達(dá)到12.5%和13.7%.承壓板平均應(yīng)力水平均在14 MPa 以下.另外，隨著剪力釘間距的增大，鋼格室內(nèi)填混凝土的應(yīng)力水平和應(yīng)力集中區(qū)域也隨之增大，尤其是剪力釘間距從250 mm 到300 mm 的變化較明顯，間距取300 mm 時內(nèi)填混凝土局部區(qū)域壓應(yīng)力超過-20 MPa.因此，綜合考慮受力性能和建設(shè)成本，實橋鋼混結(jié)合段剪力釘間距取250 mm時，構(gòu)造比較合理.

表4 剪力釘間距不同時主要構(gòu)件性能指標(biāo)Tab.4 Main performance index of key components for different spacing of shear studs

3.3.3 PBL剪力鍵間距

PBL 剪力鍵是鋼混結(jié)合段主要連接構(gòu)造之一，馬尾大橋?qū)崢虿捎瞄_孔直徑80 mm、間距600 mm 的PBL 剪力板.為了解PBL 剪力鍵布置間距對鋼混結(jié)合段受力性能的影響，本節(jié)拓展實橋參數(shù)，建立間距400 mm、600 mm 和800 mm 的有限元模型進(jìn)行對比分析.表5 列出了PBL 剪力鍵間距不同時承壓板和鋼格室的變形和應(yīng)力.隨著PBL剪力鍵間距的增大，PBL 剪力鍵、承壓板、鋼格室的最大應(yīng)力水平均隨之明顯增大；PBL 剪力鍵間距由400 mm 增至600 mm時，承壓板和鋼格室的最大應(yīng)力分別增加了10.7%和12.4%，PBL 剪力鍵最大應(yīng)力增幅約為3%；間距由600 mm 增至800 mm 時，增幅顯著增大，PBL 剪力鍵的最大應(yīng)力由94.4 MPa 增加到104.3 MPa，增加了10.5%，承壓板和鋼格室的最大應(yīng)力分別增加了17.7%和21.3%.因此，綜合考慮受力性能和建設(shè)成本，實橋鋼混結(jié)合段PBL 剪力鍵間距與設(shè)計相同，取600 mm時構(gòu)造比較合理.

表5 PBL剪力連接件間距不同時主要構(gòu)件性能指標(biāo)Tab.5 Main performance index of key components for different spacing of PBL shear connector

3.3.4 結(jié)合段構(gòu)造參數(shù)優(yōu)化后有限元分析

根據(jù)參數(shù)分析結(jié)果，取承壓板厚度為50 mm、剪力釘間距為250 mm、PBL 剪力鍵間距為600 mm，建立構(gòu)造參數(shù)優(yōu)化后的實橋鋼混結(jié)合段有限元模型，得到圖17 所示承載能力極限狀態(tài)下結(jié)構(gòu)的應(yīng)力分布.由圖17可知，鋼結(jié)構(gòu)部分的應(yīng)力都在150 MPa以內(nèi)，混凝土處于全截面受壓狀態(tài)，壓應(yīng)力大部分在15 MPa 以內(nèi).根據(jù)《公路鋼混組合橋梁設(shè)計與施工規(guī)范》（JTG/T D64-01―2015），對優(yōu)化后的鋼混結(jié)合段進(jìn)行驗算，發(fā)現(xiàn)結(jié)合段各截面的計算應(yīng)力與安全系數(shù)的乘積均小于材料的設(shè)計強度，滿足規(guī)范要求.

圖17 構(gòu)造優(yōu)化后鋼混結(jié)合段應(yīng)力分布圖Fig.17 Stress distribution diagram of steel-concrete joint after structural optimization

4 結(jié)論

以大跨度鋼-混凝土混合連續(xù)箱梁橋——福州馬尾大橋的鋼混結(jié)合段為研究對象，開展了幾何縮尺比例為1∶3.5的大比例模型靜力加載試驗研究，同時進(jìn)行了實橋鋼混結(jié)合段的精細(xì)化實體有限元分析，得到以下結(jié)論：

1）承載能力極限狀態(tài)最大彎矩組合工況下，試驗?zāi)Ｐ徒Y(jié)合面最大豎向位移為4.41 mm，混凝土梁段全截面受壓，結(jié)合面頂板混凝土最大壓應(yīng)力為-23.6 MPa，底板鋼板最大拉應(yīng)力為115.8 MPa，均小于設(shè)計材料C55混凝土和Q370q鋼材的容許應(yīng)力.

2）靜力加載試驗過程中鋼混結(jié)合段模型并未發(fā)現(xiàn)明顯開裂破壞現(xiàn)象，直至1.4倍承載能力極限狀態(tài)組合工況結(jié)束模型仍完好無損，各關(guān)鍵截面測點的荷載-位移曲線與荷載-應(yīng)變曲線基本呈線性關(guān)系，模型始終處于彈性工作狀態(tài)，表明該結(jié)合段的設(shè)計具有充足的安全儲備.

3）通過鋼混結(jié)合段在各內(nèi)力作用下的主應(yīng)力分析可知，軸力和彎矩的60%通過剪力釘和PBL 剪力連接件由鋼格室內(nèi)填混凝土傳遞至鋼箱梁，剩余部分直接傳遞到承壓板；剪力通過PBL 剪力連接件和腹板剪力釘從鋼格室內(nèi)填混凝土傳遞至鋼箱梁上.

4）鋼混結(jié)合段空間應(yīng)力分布表現(xiàn)為沿橫橋向頂?shù)装逶谂c腹板連接處的應(yīng)力較大，兩腹板之間和翼緣板區(qū)域的應(yīng)力較小；沿縱橋向鋼箱梁的應(yīng)力從承壓板向兩端逐漸減小；結(jié)合段各截面的豎向變形沿縱橋向沒有明顯突變，變形協(xié)調(diào)，說明帶鋼格室的鋼混結(jié)合段傳力平順，保證了主梁剛度從混凝土箱梁段到鋼箱梁段的平穩(wěn)過渡.

5）綜合考慮受力性能和建設(shè)成本，建議此類采用填充混凝土后承壓板式的新型鋼混結(jié)合段的承壓板厚度取50 mm、剪力釘間距取250 mm、PBL 剪力鍵間距取600 mm，此時構(gòu)造較為合理.