高速铁路双箱混合梁斜拉桥钢-混结合段力学行为研究

杨仕力，施 洲，蒲黔辉，姜兴洪，曾 敏，刘振标

(1.成都大学 建筑与土木工程学院，四川 成都 610106；2.西南交通大学 土木工程学院，四川 成都 610031；3.中铁第四勘察设计院集团有限公司，湖北 武汉 430063)

箱形混合梁斜拉桥具有跨越能力强、施工便捷、比钢桁梁斜拉桥梁高小、中边跨重力平衡、经济性好等优点，已成为国内外大跨度斜拉桥建设的比选方案之一[1]。该桥型在公路桥梁中应用较为广泛，目前也被逐步引入铁路大跨度桥梁中，但鲜有建成的高速铁路双箱混合梁斜拉桥实例[2]。钢-混结合段作为传递混合梁斜拉桥主梁巨大内力的关键部位，其受力及传力特性较为复杂。

为探究钢-混结合段的传力机制及承载能力，陈开利等[3]通过缩尺模型试验对桃夭门大桥钢-混结合段传力特性进行了研究，结果表明钢-混结合段具有足够的承载能力及安全冗余度。黄彩萍等[4]采用模型试验与数值分析相结合的方式对武汉二七长江大桥钢-混结合段的承载性能及传力机制进行了研究，结果表明结合段构造合理，承载能力满足设计要求。Cheng等[5]对永川长江大桥钢-混结合段纵向传力机制进行了研究，探究其在不同结构参数下的荷载-滑移曲线关系、应力分布和破坏模式，并提出了剪力连接件承载力和相应的荷载-滑移曲线关系的计算公式。唐细彪等[6]对万州长江公路三桥钢-混结合段开展了1∶4的缩尺模型试验，探究其在1.0倍及1.4倍最不利工况下的应力、变形及界面滑移规律。张仲先等[7]采用模型试验和数值模拟手段对南昌英雄大桥钢-混结合段的受力与变形性能进行了研究。结果表明，结合段的承载能力和变形性能均满足设计要求。占玉林等[8]对东平大桥钢-混结合段开展了1∶2.5的缩尺模型试验，试验过程包含静力、疲劳和破坏3个阶段。He等[9]对荆岳长江大桥钢-混结合段的传力机制进行了试验研究，结果表明，承压板约传递55%～60%的轴力，其余轴力将通过剪力连接件进行传递。刘荣等[10]采用数值模拟手段对鄂东长江大桥钢-混结合段剪力连接件受力情况和内力分担比例进行了研究，结果表明承压板约传递50%的轴力。李小珍等[11]采用试验手段对厦门新马大桥钢-混结合段的传力与受力特性进行了研究，结果表明，钢-混结合段传力顺畅，协同工作能力良好。针对铁路混合梁斜拉桥钢-混结合段，姚亚东等[12]对甬江特大桥钢-混结合段开展了1∶5的模型试验，对最不利工况下的承载能力和极限弯矩作用下的破坏模式进行了研究。周阳等[13]对甬江特大桥钢-混结合段局部构造开展了足尺疲劳模型试验，对最不利荷载工况下钢-混结合段的疲劳性能进行了研究。

目前，针对公路箱形混合梁斜拉桥钢-混结合段的受力特性已有不少研究成果，但针对荷载更大的铁路混合梁斜拉桥的研究工作相对较少，且鲜有针对高速铁路双箱混合梁斜拉桥钢-混结合段力学行为的研究成果。鉴于高速铁路混合梁斜拉桥钢-混结合段传递的内力较大、宽高比小、纵横向刚度对高速列车运行舒适性和安全性影响显著等特点，依托国内首座采用分离式双箱混合梁的大跨度高速铁路斜拉桥——潭江特大桥，开展钢-混结合段仿真分析及缩尺模型试验，深入研究其力学性能。

1 工程概况

如图1(a)所示，新建深茂铁路潭江特大桥主桥为(64+256+130+57+32)m的单塔双箱混合梁斜拉桥，设计荷载为双线ZK荷载，采用无砟轨道，设计时速200 km，为该桥型在高速铁路桥梁中的首次应用。潭江特大桥采用H形混凝土塔，塔底以上索塔高158 m，桥面以上塔高131 m。全桥共设置30对斜拉索，呈扇形布置，其中，混凝土梁上索距在11.5～15.3 m之间，钢箱梁上索距为15 m。斜拉索由1 670 MPa的镀锌平行钢丝拉索制成，单根斜拉索截面面积在76.6～129.7 cm2之间。

图1 潭江特大桥钢-混结合段

在满足双线铁路界限宽度及主梁刚度要求的前提下，为减小主梁工程量，潭江桥主梁采用分离式双主梁结构，单侧箱主梁宽2.5 m，两侧箱主梁之间通过密横梁进行连接，横梁宽9.2 m，间隔为3.0 m，横梁、桥面钢顶板和闭口V肋共同组成正交异性钢桥面，如图1(b)、图1(c)所示。铁路双线及无砟轨道板布置在中部正交异性钢桥面板之上，列车活载将通过密横梁体系传递给两侧主梁。该桥中跨钢箱主梁全宽19.2 m，边跨预应力混凝土梁全宽15.2 m，主梁高为4.6 m，钢箱梁风嘴采用薄钢板制造，不参与主梁受力。主梁宽度的变化是由边箱风嘴形式改变引起的，宽度变化位置位于前承压板处。全桥在130 m跨辅助墩附近设置1处钢-混结合段，总长7.0 m，采用有格室前后承压板形式，如图1(d)所示。结合面(后承压板处)与边跨辅助墩中心(Z3-Z3截面)的距离为5.0 m，该辅助墩墩顶设置一道3 m厚的混凝土横梁，主要起横向联系和压重的作用[14]。预应力分散锚固在后承压板上，将承压板与混凝土牢固结合在一起。为减小刚度突变，在结合段与中跨标准钢梁之间设置1.5 m长的钢梁刚度过渡段，并在结合段与边跨标准混凝土梁段间设置4.0 m长的混凝土过渡段，如图1(d)所示。结合段钢结构部分材料等级为Q345qD，混凝土材料为C60细石混凝土。

2 钢-混结合段力学性能分析

2.1 有限元模型

为分析潭江特大桥钢-混结合段的传力特性，采用Ansys软件对截取的包含结合段在内的原桥节段进行数值模拟，有限元模型如图2所示。通过模型总长度试取值，确保充分考虑圣维南效应后，原桥节段模型总长确定为21.0 m，由6.5 m的钢梁段、7.0 m的钢-混结合段以及7.5 m的混凝土梁段共3部分组成。有限元模型中未包含钢梁风嘴，考虑对称性，仅建立半幅有限元模型，并对桥梁中心线所在纵向截面上的所有节点施加对称约束。

图2 原桥钢-混结合段有限元模型(单位：m)

铁路桥梁安全系数一般在2.0以上，因此，使用线弹性本构关系和非线性本构关系模拟结合段各组成材料时计算结果差异较小，且均与试验结果吻合较好[13]。为提高计算效率，模型中使用线弹性关系模拟材料的本构关系，其中，钢材弹性模量取为210 GPa，混凝土弹性模量取为36 GPa。为准确模拟有限元模型中不同单元之间的连接关系，同时保证计算精度和收敛性，结合段中各构件的单元尺寸相对较小，且单元尺寸相近[15]。剪力钉及PBL钢筋采用二维梁单元Beam44进行模拟。根据文献[16]的研究成果，为使模型中梁单元的抗剪刚度与剪力连接件的实际抗剪刚度接近，剪力连接件单元尺寸为30 mm(即单元数不少于5个)；主梁钢板采用Shell63单元进行模拟，结合段钢结构单元尺寸为40 mm，其余钢梁段单元尺寸为70 mm。混凝土采用Solid45单元进行模拟，结合段混凝土单元尺寸为45 mm，其余梁段单元尺寸为100 mm。使用施加初应变的Link8单元模拟预应力筋，单元尺寸也与混凝土保持一致。有限元模型共包含3 066 606个单元，625 718个节点。计算时选用Ansys自带的PCG求解器，该求解器在执行不同单元划分尺寸下的求解过程中均表现出较好的收敛性。

由于承压板与混凝土之间存在较大的法向压力，相互之间协同作用且无相对滑移，因此采用耦合二者各节点3个平动自由度的方式模拟承压板与混凝土之间的协同作用，而其余钢板单元与混凝土单元不进行连接，即不考虑其余钢板和混凝土之间的摩擦力和化学黏结力[5,13,15]。剪力钉、PBL剪力连接件单元均通过共节点的方式与钢板单元进行连接，并通过节点耦合的方式与混凝土单元建立连接关系。

原桥节段采用一端约束、一端自由的悬臂约束方式，即约束模型混凝土端截面所有节点的自由度形成锚固端，并在钢结构端截面形心建立主节点，使之与钢结构端截面所有节点耦合形成局部刚域，并用以加载。加载时，将从全桥有限元模型中提取的钢-混结合面最不利组合内力(需扣除预应力效应和剪力施加位置由于远离控制截面所引起的弯矩)施加到所建立的形心主节点上，从而实现对模型的加载(图2)。经过对比分析，边界条件和加载方式能够保证节段模型结合段内力分布与原桥实际情况基本一致。

2.2 应力分布特性分析

选取原桥钢-混结合段在主+附(恒+活+制动力+风荷载+温度等)组合下的最大正弯矩、最大负弯矩两种最不利工况进行计算，两种最不利工况对应的内力设计值见表1。最大正、负弯矩工况下主要构件应力情况见表2。由表2可见，在2种最不利工况下，整个钢-混结合段均处于受压状态，内力由钢梁通过结合段平顺地传递给混凝土梁。结合段钢结构除焊缝附近或构件轮廓不连续位置外，其余钢梁纵向压应力均小于-80.0 MPa。最大压应力为-100.7 MPa，发生在顶板与后承压板的连接焊缝附近。结合段内混凝土除截面不连续位置外，纵向压应力均小于-13.2 MPa，最大值为-16.1 MPa，发生在边箱与桥面板连接处，结构总体安全系数大于2.0。

表1 原桥钢-混结合面内力设计值(半幅)

表2 最大正负弯矩工况下各构件最不利正应力值 MPa

由于两种最不利工况下钢-混结合段力学特性相似，因此以最大正弯矩工况下的应力分布规律为例进行说明，该工况下结合段顶面应力纵向分布情况如图3所示，图中Ⅰ、Ⅱ截面的具体位置如图1(b)、图1(c)所示。由图3(a)可见，除后承压板位置有局部应力集中外，钢梁应力沿着纵向逐渐减小，无明显突变，表明结合段传力较为平顺。由图3(b)可见，由于结合段中混凝土截面面积呈先增大、后基本保持不变的规律，结合段中混凝土应力整体波动较小。在混凝土梁过渡段中，由于混凝土截面面积逐渐减小后基本保持不变，混凝土应力逐渐增加，稳定在-15.0 MPa左右。

图3 原桥钢-混结合段应力纵向分布情况

最大正弯矩工况下钢-混结合段顶面应力横向分布情况如图4所示，其中，Z1截面位于钢梁刚度过渡段，Z2、Z3截面位于结合段，Z4截面位于混凝土梁过渡段，各截面具体位置如图1(d)所示。钢结构和混凝土应力沿横向均呈现出两头大中间小的规律，表明主梁中存在明显的应力分布不均匀现象，以箱主梁受力为主。为量化应力横向分布不均匀的现象，定义应力横向分布不均匀系数λ为

( 1 )

式中：σi为横向第i个应力提取点或应力测点的纵向应力；n为应力提取点或应力测点总数。

各截面应力横向分布不均匀系数计算结果见表3。从Z1截面沿纵向到Z3截面，钢结构应力的横向分布不均匀性逐步增大，Z3截面应力横向分布不均匀系数最大为1.11，最小为0.80；结合段混凝土应力横向分布不均匀现象也比混凝土过渡段更突出，表明结合段钢结构和混凝土结构应力横向分布不均匀现象分别大于两侧的钢梁和混凝土梁。

图4 原桥钢-混结合段应力横向分布情况

表3 应力横向分布不均匀系数

2.3 传力特性分析

钢-混结合段内力传递主要通过下列4种路径：路径R1为钢梁→承压板→混凝土；路径R2为钢梁→顶底板、腹板→混凝土梁；路径R3为钢梁→开孔板(加劲肋)→混凝土梁；路径R4为钢梁→化学黏结力等→混凝土梁。为研究钢-混结合段4条传力路径的传力比例，利用Ansys软件分别对最大正弯矩工况下结合段各横截面钢结构和混凝土的纵向应力进行积分，可得到不同截面处各构件轴力的传递情况。各类构件传递的轴力与截面总轴力(或施加的轴力)之比即为传力比，传力比沿纵向的变化情况如图5所示。

图5 钢-混结合段轴力传递情况

由图5(a)可见，结合段每个截面钢结构和混凝土传力比之和均为100%，钢结构任意两个截面之间传力比的减小量等于混凝土梁相应截面间传力比的增加量。后承压板两侧的钢梁截面传力比分别为100%和66.9%，表明后承压板通过直接承压(R1)的方式将33.1%的轴力由钢梁传递给混凝土梁；同理，前承压板通过直接承压(R1)的方式将5.8%的轴力由钢梁传递给混凝土梁。

钢-混结合段内设置了较多的剪力钉和PBL剪力连接件，钢梁通过剪力连接件将部分轴力传递给混凝土梁。通过对比前后承压板之间梯形格室内相应截面传力比的变化情况可知，梯形格室的剪力连接件可传递约40.8%的轴力。同理，通过对比前承压板与混凝土梁之间相应截面传力比的变化情况可知，该结合部位的剪力连接件可传递约20.3%的轴力，表明前后承压板之间的梯形格室比其他结合部位传力效率更高。

由图5(b)可见，结合段钢结构顶板、底板、腹板等共传递约36.3%的轴力，这部分轴力将主要通过顶板、底板、腹板内侧密布的剪力钉(R2)传递给混凝土；结合段开孔板共传递约29.8%的轴力，这部分内力将主要通过PBL剪力连接件(R3)传递给混凝土；由于有限元模型中未模拟钢板与混凝土之间的化学黏结力，因此无法直接得出路径R4传递的轴力比例。在实际工程设计中，化学黏结力一般作为安全储备，计算时不考虑其对内力传递的贡献。

2.4 变形性能分析

最大正、负弯矩工况下结构变形情况如图6所示。由图6可见，最大正、负弯矩工况下，钢-混结合段变形较为平顺，最大竖向变形分别为11.41、5.96 mm。这是由于潭江桥主梁为双箱主梁形式，主梁结合段上部预应力筋面积大于主梁下部，此部分差值将在成桥线形中予以调整。桥面板与箱主梁处的竖向挠度差异较小，最大正、负弯矩工况下结合段箱主梁和桥面板竖向挠度最大差值分别为0.73、0.78 mm，表明主梁横桥向具有足够的刚度。

图6 钢-混结合段竖向变形

3 钢-混结合段力学性能试验

3.1 试验设计

为进一步研究高速铁路斜拉桥分离式双箱梁钢-混结合段的受力与变形性能，基于应力等效原则制作了1∶2.5的缩尺模型，开展钢-混结合段最不利工况下的受力与变形性能试验研究。模型使用与原桥材料等级相同的钢材和混凝土，其中，钢材屈服强度为345 MPa，实测混凝土立方体抗压强度为63.7 MPa。为考察桥面应力横向分布情况，试验模型采用箱主梁+部分桥面板的形式，如图7所示，模型总长为8.4 m，由2.6 m的钢梁、2.8 m的结合段、3.0 m的混凝土梁共3部分组成；模型全宽2.0 m，其中，边箱宽1.0 m，桥面板宽1.0 m，高为1.821 m。试验中未考虑辅助墩附近起横向联系和压重作用的实体凝土横梁以及不参与纵向受力的钢梁风嘴。在试验模型中布置了为模型提供预应力的体内预应力筋，用以模拟原桥中的预应力效应。模型混凝土梁段与台座一同浇筑，台座尺寸为3.2 m×2.4 m×2.6 m。试验时，采用竖向预应力筋将台座锚固在实验室地面上，从而形成一端固定、一端自由的悬臂静定结构。

图7 试验模型立面图(单位:mm)

试验模型采用千斤顶张拉加载钢绞线束的方式进行自平衡加载。模型自由端截面作为加载端，加载端焊接有一块40 mm厚、带加劲肋的加劲板，以保证加载力传递的均匀性。4根加载梁安装在模型前端，每根钢梁均通过加载钢绞线与两台安装在台座后的千斤顶连接在一起(未加载时，加载钢绞线不受力)。正式加载时，千斤顶同步张拉加载梁两端的加载钢绞线，从而实现加载梁对模型的偏心加载，且不需要借助外部反力设备。其中，最大正弯矩工况中，通过1号、2号、3号加载梁对应的千斤顶和底部千斤顶(底部千斤顶未示出)对模型进行加载；最大负弯矩工况中，通过3号、4号加载梁对应的千斤顶对模型进行加载；破坏工况中，将临时支墩安装在模型结合段底面，并通过4号加载梁对应的千斤顶和顶部千斤顶对模型进行加载。

为考察试验模型与原桥之间的的等效性，使用同样的方法建立了试验模型的有限元模型，考察各最不利工况下模型的等效情况，结果表明，模型与原桥节段的等效性较好，应力变化趋势一致，能够反映原桥节段的应力状态，其中钢结构纵向正应力平均误差为9.3%，混凝土结构纵向应力平均误差为14.6%(个别考察点应力量值较小，导致了相对误差偏大)。

3.2 加载方案

试验选取最大正、负弯矩工况作为基本工况，同时，由于在最大正、负弯矩工况下钢-混结合段均以小偏心受压为主，难以实现结合段混凝土的开裂或破坏，为探究结合段的极限抗弯能力，分析结构的破坏形态，基本工况加载完成后在模型钢-混结合段底部安装临时支墩，并对结构进行破坏加载。表4列出了根据应力等效原则得到的试验模型加载力及破坏工况加载力。

试验过程中采用力控制的原则进行同步加载，弯矩通过台座后的千斤顶对模型施加偏心轴力实现，剪力通过竖向千斤顶施加。为获得模型各组成构件的荷载-应力曲线与荷载-变形曲线，各荷载工况按照0.2倍的基本工况进行分级加卸载。试验时先进行1.0倍最不利工况的加卸载，再进行2.0倍最不利工况的加卸载。2.0倍最不利工况加载完成后，按照0.1倍的荷载增量对试验模型进行破坏加载。

表4 模型钢-混结合面内力设计值

3.3 测点布置

从钢梁刚度过渡段开始，沿纵向共选取10个考察截面(A～J截面)对结合段的应力情况进行考察，如图7所示。应变片密布在每个截面的表面位置，其中，钢结构表面测点布置如图8(a)所示(E截面)，混凝土截面测点布置如图8(b)所示(H截面)，图中测点编号第1个字母表示所在的考察截面，第2个字母“T”、“B”、“W”分别表示顶部表面、底部表面及腹板表面，数字表示测点顺序。混凝土梁中每个截面的钢筋表面也布置有相应的应变片(HS1～HS7)。此外，钢-混结合段内部前后承压板、PBL开孔板、剪力钉、PBL钢筋等均布置了应变测点，并在A、D、G、I四个截面顶底板表面各布置3个挠度测点。

图8 测点布置图(单位：mm)

4 试验结果分析

4.1 承载能力分析

在最大正弯矩工况下，钢-混结合段各考察截面均处于全截面受压状态。如图9所示，2.0倍荷载以内，钢顶板和混凝土顶面的应力与荷载仍然表现出良好的线性关系。图9中实测值未计入模型内部预应力筋产生的效应。

从图9有限元结果与试验结果的对比情况可知，混凝土应力实测值与计算值的相对误差要大于钢结构，这是由于有限元计算中假设混凝土为均质材料，而实际上混凝土材料具有一定的离散性。总体上应力实测值与计算值吻合较好，表明计算模型能够反映试验模型的力学行为。限于篇幅，下文不再进行实测应力值与有限元计算值的对比。2.0倍最大正弯矩工况荷载作用时，钢和混凝土最大应力分别为-151.8、-14.8 MPa，分别小于钢结构和混凝土的容许应力(200、27.5 MPa)，表明最大正弯矩作用下，钢-混结合段具有足够的承载力，安全系数大于2.0，满足设计要求。

图9 最大正弯矩工况下应力-荷载曲线

在最大负弯矩工况下，钢-混结合段各考察截面均处于全截面受压状态。如图10所示，2.0倍荷载以内，钢底板和混凝土底面的应力与荷载等级均表现出良好的线性关系。钢底板最大应力为-121.6 MPa，混凝土最大应力为-11.3 MPa，分别小于钢结构和混凝土的容许应力(200、27.5 MPa)，表明最大负弯矩作用下，钢-混结合段具有足够的承载力，安全系数大于2.0，满足设计要求。

4.2 正应力分布规律

图11列出了1.0倍及2.0倍最不利工况作用下顶面和底面的应力纵向分布规律。由图11(a)可见，顶底板应力沿纵向逐渐减小，表明内力由钢梁通过钢-混结合段平顺地传递给混凝土梁。后承压板两侧截面应力突变明显，前承压板两侧截面应力变化幅度较小，且后承压板位置应力远大于前承压板，表明后承压板在结合段传力过程中起着重要作用，而前承压板位置由于前后刚度较为一致，在前承压板处应力变化较小。由图11(b)可见，由于结合段中混凝土截面面积呈先增大后基本不变的规律，顶板混凝土应力沿纵向变化较小，表明结合段设计合理，传力顺畅。

图10 最大负弯矩工况下应力-荷载曲线

图11 应力纵向分布情况

潭江特大桥采用分离双箱主梁，为考察应力沿主梁横向的分布情况，将实测应力数据代入式( 1 )，得到应力横向分布不均匀系数，结果如图12所示，图中横坐标为与模型箱主梁外边缘的距离。由图12可见，钢结构和混凝土各截面应力沿横向分布不均匀，总体呈现出边箱顶板应力较大、翼缘顶板应力较小的特征，其中，模型钢结构顶面横向不均匀分布系数在0.77～1.25之间，混凝土各截面横向不均匀分布系数在0.82～1.23之间，与原桥有限元分析结果相近，表明双主梁结构中顶面应力沿横向分布不均匀现象较为明显，纵向力主要由两侧箱梁承担。

图12 模型顶面横向不均匀分布系数

4.3 变形分析

为考察潭江特大桥主梁钢-混结合段的变形性能，以台座与模型交界面为坐标原点，以模型纵向为X轴，以竖向为Y轴，挠度(取绝对值)分布情况如图13所示。最大正、负弯矩工况下的挠度值接近，箱主梁和桥面板竖向变形差异较小。1.0、2.0倍最不利工况下最大挠度分别为2.412、4.927 mm，基本呈线性关系。1.0、2.0倍最不利工况下的挠度计算式分别为

y1.0= 1.040 5×10-7x2-4.455 9×10-4x+0.696 4

( 2 )

y2.0= 1.638 2×10-7x2-4.623 6×10-4x+0.800 9

( 3 )

( 4 )

( 5 )

式中：y1.0、y2.0分别为1.0、2.0倍最不利工况下的拟合挠度；x为某截面离台座与模型交界面的距离。式( 2 )、式( 3 )拟合系数分别为0.993、0.997；θ为结合段的竖向转角；R为结合段最小挠曲半径。

将式( 2 )、式( 3 )带入式( 4 )可知，结合段竖向转角θ与距离满足线性关系，表明转角在结合段中变化连续，钢梁、混凝土梁与结合段连接位置无明显折角，满足高速列车运行对平顺性的要求。将式( 2 )代入式( 5 )可知，在1.0倍最不利工况下，结合段挠曲后的最小曲线半径R为4 805 m，即原桥中结合段最小曲线半径为12 013 m，大于TB 10098—2017《铁路线路设计规范》规定的10 000 m[17]，表明钢-混结合段具有较好的竖向刚度性能，满足高速列车行驶要求。

图13 竖向变形情况

4.4 抗弯极限承载力分析

为研究钢-混结合段的破坏形态，在钢-混结合段底面辅助墩位置增设临时支墩，并以施加偏心轴力和竖向剪力的方式对模型进行破坏工况加载，结果如图14所示。

由图14(a)可见，0.6倍破坏工况以前，钢结构应力与荷载呈线性关系。0.6倍破坏工况以后，H截面的钢结构应力随荷载的增加不再增长，同时在该截面观察到箱主梁钢顶板末端与混凝土开始分离。当加载到0.9倍破坏工况时，G截面钢顶板应力开始呈现非线性增长方式，但未监测到结合段内混凝土开裂，表明随着荷载增加，钢顶板与混凝土梁顶面的脱空由H截面发展到G截面，但结合段内混凝土未开裂。加载到1.05倍破坏工况时，F截面的应力与荷载仍然呈现线性关系，表明脱空未发展到F截面。此时破坏工况产生的弯矩约为最大负弯矩工况的4.04倍，轴力约为最大负弯矩工况的1.30倍。

由图14(b)可见，0.8倍破坏工况前，混凝土拉应力与荷载呈线性关系。加载到0.8倍破坏工况后，H、I截面的混凝土应力-荷载曲线出现拐点，对混凝土顶面检视可知，H截面混凝土的应力突变是由于该截面右侧混凝土开裂引起的。且随着荷载等级的提高，裂纹由箱主梁侧逐渐向桥面板侧发展，这也再次证实了应力沿横向分布不均匀。

图14 破坏工况下各截面的应力情况

整个加载过程中，除了I、J截面，其余截面的钢筋应力与荷载均保持线性关系，表明结合段内混凝土未出现开裂。图15示出了加载结束后混凝土梁顶面裂纹长度和该裂纹萌生时的荷载等级，分别用l和F代表。在破坏工况作用下，结合段钢和混凝土仅出现了脱空，而相邻的混凝土过渡段出现了大量的可见裂纹，表明结合段抗弯承载能力大于相邻的混凝土刚度过渡段。观察整个加载过程可知，裂纹在混凝土梁中分布较为均匀，且发展过程较长，表明混凝土梁在破坏工况下属于延性破坏。

图15 结合段顶面、侧面开裂展开示意

5 结论

基于高速铁路双箱混合梁斜拉桥钢-混结合段应力分布规律、变形情况、失效模式分析，得到以下结论：

(1)高速铁路双箱混合梁斜拉桥钢-混结合段在最不利正、负弯矩工况下，钢梁通过结合段将内力顺畅地传递给混凝土梁。除应力集中区域外，钢结构纵向应力均小于-80.0 MPa，混凝土纵向应力小于-13.2 MPa。应力沿横桥向分布不均匀，钢梁应力横向分布不均匀系数在0.80～1.11之间，混凝土梁应力横向分布不均匀系数在0.83～1.21之间，呈现出箱主梁受力为主的趋势。

(2)后承压板的直接承压作用(路径R1)、剪力钉群的抗剪作用(路径R2)以及PBL剪力连接件的抗剪作用(路径R3)分别可传递约33.1%、36.3%、29.8%的轴力。

(3)试验结果表明，最不利正、负弯矩工况下，主梁钢-混结合段的最小竖曲线挠曲半径为12 013 m，表明主梁结合段变形平顺，具有足够的刚度，满足高速列车行驶要求。

(4)在2.0倍最大正、负弯矩工况下，实测应力与荷载基本呈线性关系，钢主梁应力最大-151.8 MPa，混凝土应力最大为-14.8 MPa，均小于相应的容许应力，表明钢-混结合段安全储备较大，安全系数大于2.0。

(5)在破坏工况下，混凝土梁过渡段先于钢-混结合段发生破坏，且裂纹发展过程较长，表明结合段具有足够的抗弯承载能力，结合段总体属于延性破坏。