混合梁斜拉桥混凝土-钢桁结合段模型试验

陈志军， 周子培， 张 朋， 彭元诚， 陈楚龙

(1. 华中科技大学 土木工程与力学学院， 湖北 武汉 430074；2. 中交第二公路勘察设计研究院有限公司， 湖北 武汉 430056)

钢混结合段是混合梁斜拉桥主梁中连接混凝土梁和钢梁的关键部位，通常由钢壳体、剪力连接件、核心混凝土和预应力钢绞线等构造形成。工程实践表明，由于结合段两端刚度不同，受力存在差异，局部区域应力集中现象明显[1]。目前国内外建造的大跨度混合梁斜拉桥主梁多采用钢箱梁，大量的结合段模型试验和数值分析也是针对混凝土-钢箱结合段展开的[2]。钢桁梁结构刚度大、抗风性能优良，近年来逐渐成为超大跨径的铁路、公铁两用斜拉桥主要截面形式，但鲜有钢桁梁混合梁的工程实例。目前对钢桁梁混合梁的工作机理尚缺乏可供借鉴的研究成果和计算理论，常规钢桥和混凝土桥规范也没有相应的条文规定[3,4]。为深入研究混凝土-钢桁结合段的力学特性，验证这种新型结构构造的合理性、安全性和可靠性，保证主梁荷载有效传递，变形协调一致，有必要对这种连接构造形式进行详细的静力性能试验。本文以贵黔高速公路控制性工程鸭池河大桥为工程背景，开展了混凝土-钢桁结合段静力模型试验，考察结合段各部分的受力特性、刚度变化及变形特点，从而为钢桁梁混合梁结合段的构造设计提供支撑和参考。

1 结合段构造

鸭池河大桥是双塔双索面半漂浮钢桁梁混合梁斜拉桥[5]，全长1466.5 m，跨径组成为72+72+76+800+76+72+72 m，800 m主跨为钢桁梁，两侧72+72+76 m边跨为预应力混凝土箱梁。钢混结合段长14 m，由4 m(内伸至混凝土横梁的钢板段)+6 m(钢箱过渡段)+4 m(钢桁梁段)组成，钢混接头处设有60 mm厚钢承压板。沿箱梁四周及腹板布置纵向预应力钢绞线，以使结合面始终处于均匀受压状态。承压板及钢箱梁顶底板布置剪力钉，连接钢板与内部填充混凝土。钢箱过渡段顶板设置渐变U型加劲肋，内插变高度T肋，底板布置倒T型加劲肋，腹板布置横向加劲肋，以实现混凝土梁与钢梁的过渡。图1为主梁混凝土-钢桁结合段示意。

图1 实桥混凝土-钢桁结合段立面布置/mm

2 模型设计

2.1 模型概况

主梁混凝土-钢桁结合段设置在主塔靠近钢桁梁侧，承受内力较大。为合理考虑结合段受力情况，消除因局部加载造成的应力集中影响[6,7]，在结合段两端增选16 m钢桁梁段和6 m混凝土梁段。综合考虑试验加载场地、加载能力、结合段构造和混凝土粗骨料尺寸等影响，采用1∶5缩尺模型进行试验研究。

相似理论是模型试验的理论基础，为试验提供指导[5]。模型采用与原桥相同的钢材和混凝土，材料弹性模量Em与原桥弹性模量Es相同，按照相似理论，在弹性范围内，模型应变εm和原桥应变εs相等时，由物理关系可知两者应力相同，即模型与原桥应力状态保持一致，模型试验结果可推算出实桥结构相应结果。

本试验几何缩尺比为1∶5，根据相似关系可知，模型与原桥的轴力和剪力相似比为1∶25，弯矩相似比为1∶125，模型与原桥的索力相似比为1∶25。实桥混凝土-钢桁结合段长32 m，高8 m，宽28 m，按照1∶5比例缩小，考虑结构对称，横向取半结构，故模型总长6.4 m，高1.6 m，宽2.8 m，如图2所示。

2.2 模型材料

模型钢梁材质为Q345，弹性模量为2.05×105Mpa，混凝土材质为C55，弹性模量为3.96×104Mpa，剪力钉材质为ML15，混凝土内普通钢筋采用直径10或12 mm的HRB335级热轧带肋钢筋。

原桥结合段使用7φj15.2，15φj15.2和19φj15.2三种规格的预应力钢绞线，预应力合计99453 kN，按照轴力相似比换算，模型预应力为3978 kN。由于模型混凝土段长仅2 m，张拉钢绞线不易施工，故改用7根JL32精扎螺纹粗钢筋施加预应力，按照实桥预应力形心位置对应布置，保持荷载作用效应一致。

图2 混凝土-钢桁结合段模型立面布置/mm

2.3 模型制作

结合段模型制作采用现场焊接和浇筑的方法，在钢结构加工厂车间完成钢结构焊接定位制作，并运输至试验加载场地，现场浇筑混凝土梁和结合段核心混凝土部分(图3)，并养护28 d至标准强度。

图3 模型制作过程

3 静力试验

3.1 测点布置

试验主要测量钢桁梁、钢箱过渡段、结合段和混凝土梁的纵向应变，以及结合段底板的竖向挠度。加载前先选取模型测点，测点布置以满足研究结合段主要构件的应力分布及传力途径为原则。模型以纵向受力为主，故各测点沿纵向布置应变片，在钢桁梁竖腹杆及斜腹杆处，沿轴向布置应变片，由于腹杆交汇节点板处横向应力相对较大，布置应变花以测试剪应力大小。其中应变数据通过优泰uT7160静态应变测试系统采集，挠度由数显指示表测试。静载试验测点如图4～7所示。

图4 模型立面应变测点布置/mm

图5 模型顶部应变测点布置/mm

图6 模型底部应变测点布置/mm

图7 模型底部挠度测点布置/mm

3.2 试验设计

混凝土-钢桁结合段受到Fx、Fy、Fz、Mx、My和Mz六个力作用[7](x、y、z分别表示纵桥向、横桥向、竖桥向)，试验加载时仅考虑作用效应较大的轴力Fx、剪力Fz和弯矩My作用，并按相似比换算后分级加载，具体值见表1所示。

表1 混凝土-钢桁结合段模型加载值

试验过程中，加载架为结合段提供所需荷载。轴力加载分为预应力和外荷载两部分，在混凝土梁段张拉JL32精扎螺纹粗钢筋提供预应力，通过纵向贯穿模型的预应力钢绞线分级加载提供外荷载；剪力加载采用两点对称加载方式；弯矩加载由剪力引起的弯矩和不对称轴力形成的偏心矩两部分提供。混凝土箱梁端部设置两根端锚杆以提供固结约束，结合段处设置支墩提供竖向支撑。试验加载过程分为三级加载，第一级体内预应力加载，第二级设计荷载加载，第三级在设计荷载值基础上，逐级增加至1.6倍设计荷载加载。

试验开始前先预加载，测试模型加载性能，以力控制模式加载，至预定值后持荷3 min并卸载，采用千斤顶实现预应力钢绞线和剪力分级加载，荷载由压力传感器控制。测试结束后开始正式加载，每级荷载持荷约3 min，加载至设计荷载值后，观察模型结合段挠度变化和混凝土梁顶底板裂缝开展情况，然后继续匀速缓慢加载至1.6倍设计荷载，详细记录每级加载各测点的应变和结合段底板的挠度，静载加载装置如图8所示。

图8 静载试验加载装置

4 试验结果与分析

4.1 应力-荷载曲线

在轴力Fx、剪力Fz和弯矩My共同作用下，混凝土-钢桁结合段各测点沿纵向的应力-荷载曲线如图9所示，从图中可以看出，整个试验过程中，结合段测点应力水平较低，随着加载荷载增大，各测点的应力-荷载曲线基本呈线性关系，表明模型大部分结构均处于弹性工作状态，材料具有足够的安全储备。

试验过程中，靠近预应力张拉端附近的纵梁出现局部范围屈曲，是试验时为模拟拉索水平力作用，对钢桁梁端面集中施加体外预应力造成的，而实桥主梁两侧对称设置拉索，并无体外预应力束集中加载，故实桥主梁不会出现类似弯曲现象。

由图9a，9b可知，顶部钢板测点纵向全为压应力，最大为-88.9 MPa，自结合段向钢桁梁段沿纵向逐渐减小，应力分布流畅，在荷载传递过程中，承压板附近钢板应力较大，是因为钢箱过渡段增加T肋导致截面刚度增大。底部钢板测点纵向全为压应力，最大为-102.4 MPa，沿纵向至承压板处压应力呈减小趋势，承压板处未见明显应力突变，钢箱过渡段底板设置T肋及K型加劲钢板，应力沿横向从两边至中间逐渐减小，分布均匀，底板横向整体性得到增强。

由图9c～9e可知，顶部混凝土测点应力沿纵桥向先增大后减小，顶部混凝土为全截面受压，最大压应力为-12.7 MPa；底部混凝土测点应力沿纵桥向逐渐减小，底部混凝土为全截面受压，最大压应力为-6.1 MPa；结合段内部混凝土最大压应力为-3.3 MPa，混凝土段内部混凝土压应力沿纵桥向逐渐增大，结合段处内部压应力逐渐增大，整体处于受压状态，压应力水平较低。

由图9f可知，结合段承压板大部分处于受压状态，应力水平不大，压应力最大为-17.6 Mpa。承压板与钢箱过渡段顶部纵梁、底部T肋及腹板横向加劲钢板等截面变化处相互挤压传力，预应力锚固端处承压板局部受压，可能会出现应力集中，实桥预应力张拉处应设置锚固加强装置，防止局部屈曲。

由图9g和9h可知，钢梁段顶部纵梁应力受预应力张拉和剪力加载产生弯矩的影响，测点纵向应力水平较高，局部区域压应力达到-181.2 MPa。底部T肋应力水平不高，压应力最大值为-91.6 MPa，沿纵向先增大后减小。

由图9i～9k可知，钢板和内部混凝土连接件剪力钉应力水平普遍较低，顶板剪力钉实测应力最大值-18.7 MPa，底板剪力钉最大值-17.8 MPa，承压板剪力钉最大值-7.0 MPa。从整体趋势来看，顶板、底板剪力钉应力从远离承压板端至承压板处逐渐减小，而承压板剪力钉应力则是从上至下先增大后减小。

图9 各测点不同荷载作用下纵向应力-荷载曲线

4.2 结合段刚度过渡分析

混合梁主梁的主跨钢梁和边跨混凝土梁刚度不同，通过合理设计结合段构造形式，利用两种主梁的截面几何特性差别来平衡刚度的不同，减小混凝土梁和钢桁梁截面中性轴的差异，从而实现结合段刚度的平稳过渡。

通过对结合段各部分抗弯刚度和轴向刚度定性分析可知，从混凝土箱梁段到混凝土过渡段，结构刚度逐渐增大，至钢混结合段，结构刚度达到最大，随后钢箱过渡段通过顶板设置加劲U肋和T肋，底板设置倒T型加劲肋，腹板设置横向加劲肋等一系列构造措施，与结合段承压板有效连接，钢箱过渡段刚度有所减小，至钢桁梁段结构刚度继续减小，从结合段及附近主梁的构造形式可知，结合段刚度大于附近主梁刚度，在主梁传力过程中承受更多荷载作用。

在静载试验时对结合段竖向变形进行测试，在结合段底部沿纵向布置若干个位移测试仪，根据测点竖向位移值的变化情况，判断结合段变形是否顺畅。试验数据显示，在1.0倍设计荷载作用下，承压板附近两测点竖向变形仅为0.6，0.7 mm，按照相似关系，实桥结合段相应位置的竖向变形仅为3，3.5 mm，可推知承压板两侧由变形所引起的折角也非常微小。支座附近变形测点非常小，但测点数据变化规律不明显，钢桁梁加载段两测点最大变形值分别为1.5，1.6 mm，实桥对应竖向变形为7.5，8 mm，钢桁梁段竖向变形很小。

试验表明结合段具有足够的刚度，在外荷载作用下结合段附近测得的竖向变形微小，沿纵向布置的测点变形没有明显的突变，测试结果反映出结合段截面设计合理，能实现两端主梁刚度的平稳过渡，使得结构传力平顺流畅，变形协调。

5 结 论

本文以贵州山区鸭池河大桥主梁钢混结合段为研究对象，开展了几何缩尺比为1∶5的混凝土-钢桁结合段静力模型试验，从结合段的力学特点、应力变化和变形情况等几方面进行了详细研究，研究结论有效揭示了钢桁梁和混凝土箱梁结合段各部分的力学行为特点，并得到了以下基本结论：

(1)混凝土-钢桁结合段静力试验结果表明，在1.6倍设计荷载作用下，钢桁梁段、钢箱过渡段、钢混结合段及混凝土过渡段各部分测点应力水平普遍不高，试验过程汇总各测点的应力-荷载曲线基本呈线性关系，模型结构大部分处于弹性工作状态，并表现出良好的力学行为特点。

(2)结合段及附近主梁钢结构最大应力出现在顶部纵梁，达到-181.2 MPa，尚未超出Q345钢容许应力，混凝土梁最大应力出现在结合段顶部，达到-12.7 MPa，应力水平也远小于C55混凝土设计强度，表明结合段设计的安全性满足要求，结构具有足够强度和较高的安全储备。整个试验过程中未观察到结合段混凝土发生明显的开裂、结构变形突然增大等结构破坏迹象。

(3)结合段承压板受力均匀，钢面与混凝土面测点的竖向位移非常微小，用于传递钢板与内部混凝土剪力的顶板、底板及承压板剪力钉一直处于弹性工作状态，结合段传力平顺，变形协调，内部混凝土处于良好的受压状态。

(4)结合段具有足够的静力承载能力和安全储备，作为连接钢桁梁与混凝土梁的过渡段，结合段通过合理的截面形式和构造设计，利用两种不同材料的梁段截面几何特性差别来平衡刚度的差异，减小混凝土梁和钢桁梁两者中性轴的差异，从而实现两种主梁刚度的平稳过渡，完成主梁应力和变形顺畅协调的传递，这种形式的混凝土-钢桁结合段设计构造合理，能满足大桥的使用要求。