混合梁结合段静力性能试验研究

2021-03-27徐晨朱勇彭玮李华甘露

结构工程师 2021年1期

徐晨朱勇彭玮李华甘露

（1.同济大学桥梁工程系，上海200092；2.上海浦兴路桥建设工程有限公司，上海200120；3.上海城投航道建设有限公司，上海200082；4.上海市浦东新区建设（集团）有限公司，上海201206；5.上海市城市建设设计研究总院（集团）有限公司，上海200125）

1 概述

钢-混凝土混合连续梁具有增大主梁跨越能力、改善边中跨比例不协调时主梁的受力状态、降低主梁高度等特点。由于钢-混凝土混合梁具有较好的经济合理性、受力性能、技术可靠性，混合梁目前已经应用于斜拉桥、悬索桥、梁桥、拱桥等桥型中［1-5］。

结合段是保证混合主梁正常工作的关键，通常可由连接件、钢承压板、钢筋混凝土组成，有时还包括预应力钢绞线。由于钢材与混凝土间材料性能差异较大，钢与混凝土梁段间刚度存在突变，传力机理较为复杂，对混合梁的整体受力性能和极限状态可能产生控制性影响，确保结合段构造合理及受力安全对混合梁而言至关重要。

结合部主要可以分为有格室与无格室构造形式两大类。有格室的构造形式可以依据端承板的位置细分为前端承板、后端承板及其前后端承板3 种方式，并且在端承板上一般配置焊钉等各种形式的连接件与混凝土结合。无格室结合的构造形式依据端承板的位置有端承压板、顶板、底板与端承板的组合等方式。

对国内外钢混结合段的研究现状［6-8］进行分析发现钢混结合段相关研究还存在一些问题：①国内外钢混结合段的研究主要以大跨径缆索承重桥主梁为背景，混合连续梁中钢混结合段研究相对较少，有关混凝土梁与组合梁间的钢混结合段力学性能尚不明确；②已有钢混结合段分析主要集中在结合段力学性能及传力路径特点，有关结合段破坏模态分析尚不全面；③采用有限元软件对钢混结合段进行分析时，承载能力计算分析相对较少。

平申线航道（上海段）整治工程中泖港大桥位于大泖港航道，主桥为三跨变高度钢-混凝土混合连续梁，总长265 m，单幅桥宽16 m。混合主梁边跨跨径65 m，主跨135 m，主跨中间55 m为等高钢箱组合梁，梁高3.2 m，顶板、底板及腹板厚分别为14 mm、16 mm 和14 mm。结合段主梁高3.2 m，钢顶板、底板及腹板厚分别为20 mm，25 mm 和16 mm。组合箱梁与混凝土梁间通过结合段连接，结合段长4.0 m、宽15.7 m，采用有格室与前后承压板组合方式，采用了开孔板及焊钉（Φ22 mm×150 mm）两种连接件。前后承压板厚50 mm。同时，结合段布设了预应力。结合段立面构造如图1所示。

图1 钢混结合段立面构造图（单位：mm）Fig.1 Elevated view of steel-concrete hybrid joint（Unit：mm）

综上所述，结合段是保证混合梁整体受力的关键，明确结合段的受力机理和破坏形式对保证结构安全，优化结构设计具有重要意义。泖港大桥主桥结合段包含了前、后端承压板，开孔板连接件，焊钉连接件，预应力等。构造相对复杂，传力途径及受力机理有待明确，为此本研究拟开展相应的静力破坏试验。

2 试验方案

2.1 试件设计

以泖港大桥主桥结合段为基础，按照结合段顶、底板应力水平与原结构对应部位吻合的原则进行设计制作结合段节段局部板件足尺试验模型，如图2 所示。试验梁试件包含6.3 m 组合梁段、4 m 钢-混结合段及6.3 m 混凝土主梁段，全长16.6 m。主梁梁高1.2 m，混凝土梁段采用标号为C55 的自密实混凝土，试验梁顶设有8 cm 标号为C55 的混凝土层，梁宽80 cm，钢-混凝土桥面板组合梁段的钢板材质为Q345。同理，试件中所施加的预应力大小以确保结合段顶、底板应力与实桥结构顶、底板应力吻合，且自重与预应力组合作用下混凝土主梁标准段与混凝土主梁加强段交界面处顶、底板应力均在-2 MPa 附近为准则进行设计。预应力钢束的张拉在试件混凝土浇筑完成养护2 周后进行。为了实现结合段顶、底板应力水平与原结构对应部位吻合，试件预应力顶板束采用1-Φ15.2 钢束、底板束采用10-Φ15.2 钢束，组合梁侧预应力束采用锚具锚固于后承压板，并在混凝土主梁侧采用千斤顶对预应力钢筋进行单端张拉，张拉应力为1 000 MPa。预应力张拉采用顶板束与底板束交替张拉。

混凝土主梁段C55自密实混凝土试验当天的立方体抗压强度为65.9 MPa。钢板的材性试验结果如表1所示。

2.2 试验方案

试验加载在同济大学嘉定校区地震工程试验室进行，试验梁两端简支，跨中加载。在完成100 kN 预加载并卸载后，以50 kN 为一级进行单调加载直至试件进入弹塑性阶段，后采用位移控制加载至试件破坏。

图2 试件总体布置图（单位：mm）Fig.2 Layout of specimens（Unit：mm）

表1 钢板材性试验结果Table 1 Material properties of steel

试验梁在跨中、四分点以及结合段端部截面设置了位移计用于观测荷载作用下的混合梁变形特点。在结合段区域内的钢筋、预应力钢绞线、焊钉以及钢板上均布设了应变片用于观测荷载作用下结合段内各部件的受力特点。试验过程中还详细记录了混凝土裂缝的发生与发展、最大裂缝宽度等。

图3 结合段钢构件应变片布设（mm）Fig.3 Strain distributions on steel parts of joint（mm）

3 试验结果

3.1 试件破坏过程

图4 试件加载状态Fig.4 Loading status of test specimens

试验加载初期试件结合段混凝土裂缝长度较短，主要集中在结合段混凝土下缘。随着荷载的增大，混凝土梁在弯剪组合作用下裂缝的数量逐渐增加，自混凝土底缘沿竖向和斜向发展，裂缝宽度较小，最大裂缝长约0.8 m。当试验荷载达700 kN 时，如图5（a）所示，组合梁段钢板发出呲呲声响，结合段附近混凝土裂缝继续发展，同时伴有新裂缝产生，最长裂缝达1 m，裂缝分布范围扩大至距离钢混结合面1.5 m 的混凝土主梁范围内。当试验荷载达900 kN 时，如图5（b）所示，结合段与混凝土梁交界面附近裂缝分布密集，裂缝宽度增大，最大可达8 mm。当试验荷载增大至1 000 kN时，结构发出巨大声响，钢混交界面处混凝土桥面板断裂上拱，混凝土主梁段已有裂缝迅速发展并伴随有新裂缝生成，混凝土主梁变截面处出现大量贯穿裂缝，裂缝宽度可达10 mm，底缘混凝土局部开始剥离掉落，内部钢筋可见。继续加载至1 060 kN 时，结构变形迅速增大，跨中截面竖向位移快速增加；加载至1 195 kN 后，随位移增大，结构出现明显的下挠，底板混凝土裂缝继续发展，底板钢筋受拉屈服，试件失效。上述破坏模式验证了结合段受力的可靠性，但也提示了结合段梁中结合段附近的混凝土可能是关键控制部位。

结合段与混凝土梁交界处顶、底部破坏细节如图5（c）和图5（d）所示，试件整体的极限状态如图4（b）所示。

图5 试件裂缝发展与分布Fig.5 Crack development and distribution

3.2 荷载位移关系

图6（a）所示为试件跨中及四分点处的荷载-挠度关系曲线。挠度曲线分为两个阶段，第一个阶段为弹性阶段，持续范围为从加载开始至底板混凝土开裂。在此过程中钢板、混凝土、钢筋应力均较小，试件的竖向位移与荷载呈线性关系，挠度随荷载增大而线性增大。当试验荷载超过600 kN后，底部混凝土开裂，试件进入第二阶段，即弹塑性阶段。在此阶段中，混凝土开裂范围逐渐扩大，裂缝宽度逐渐增加，受压区高度逐渐减小，截面刚度随着混凝土开裂退出工作逐渐减小，荷载位移曲线斜率逐渐减小，曲线趋于平缓，表明由于试件中部分混凝土开裂或钢筋屈服，导致结构刚度下降，挠度增速变大。图6（b）所示为试件加载过程中试件挠度沿纵向的分布状况。从挠度分布曲线可知，混凝土侧的变形相比钢组合梁侧要大，最大值没有发生在跨中加载点，而是偏向混凝土侧，结合段混凝土侧开裂导致的刚度退化是其中的重要原因。

3.3 构件应力分布特性

图6 加载中试件变形Fig.6 Specimen deformation

图7 各级荷载作用下钢顶板纵向应变分布Fig.7 Longitudinal strain distribution at steel top flange

如图7 所示，钢顶板应变自组合梁侧往结合段后承压板压应变逐步增大，在后承压板所在截面压应变达到最大值，经过后承压板进入结合段后应力水平显著降低，由于荷载由钢板向混凝土传递以及前承压板的支撑作用，两承压板间顶板应变由压应力快速减小。整个加载过程中钢顶板最大纵向压应力根据应变换算后为-119 MPa，出现在1 200 kN荷载作用下后承压板截面。

图8 所示为各级荷载作用下钢底板纵向应变分布图，可以看出，钢底板应力表现出明显的山峰状分布：组合梁段钢底板应力由支点向结合段靠近时拉应变逐渐增大，到达后承压板所在截面时底板拉应力达到最大，到达结合段后应变逐步下降，在结合段端部截面达到最小值。整个加载过程中钢顶板最大纵向拉应力根据应变换算后为164 MPa，出现在1 200 kN 荷载作用下后承压板截面。

图8 各级荷载下钢底板纵向应变分布Fig.8 Longitudinal strain distribution at steel bottom flange

图9 所示为结合段钢构件格室内开孔腹板应变测点在各级荷载作用下的应力发展特点，可以看出，PBL 连接构造附近腹板应力水平根据应变换算后在-85～37 MPa 之间，荷载作用下腹板处于弹性状态。对于SW-1 测点，当试验荷载小于500 kN 时，压应变随荷载线性增加；试验荷载达到500 kN 后，由于混凝土主梁变截面段裂缝发展，受拉区域向上延伸，SW-1处逐渐由受压向受拉转变，并在试验荷载达到1 200 kN 时测到最大拉应力根据应变换算后为19 MPa。SW-2～SW-4 测点应力在整个加载阶段均表现出应力与荷载呈正相关关系，且PBL 构造附近腹板呈现出前箱室测点受拉，后箱室测点受压的特点。

图10 所示为距后承压板不同距离截面混凝土纵向应力分布，横轴以混凝土主梁侧为正，钢主梁侧为负。可以看到，混凝土顶板应变分布呈明显上凸，组合梁段混凝土顶板应变由支点往跨中有增大的趋势，到达距离后承压板-1.2 m截面时，混凝土顶板应变压应变达到最大并开始减小，到前承压板截面达到最小，说明结合段内钢板与混凝土间协同作用性能良好。经过前承压板截面后，由于缺乏承压板支撑，桥面板压应力开始增大，并在混凝土梁侧结合段端部截面达到最大，进入混凝土梁增强段后压应力转为减小。

图9 结合段钢构件格室内开孔腹板局部应变发展Fig.9 Perforated web strain development

图10 各级荷载下混凝土顶板纵向应变分布Fig.10 Strain distribution on the concrete top flange

图11 所示为距后承压板不同距离截面混凝土距离顶部钢板150 mm处的纵向应变分布，横轴以混凝土主梁侧为正，钢主梁侧为负。可以看到，荷载作用下前、后承压板间结合段混凝土梁侧压应力根据应变换算后均小于-10 MPa，经过前承压板后压应力增大，在前承压板1.2 m处取得最大压应力，破坏荷载作用下最大压应力根据应变换算后为-19 MPa。经过最大压应变截面后梁侧混凝土向受拉转变，破坏荷载作用下，裂缝发展成为贯穿裂缝，在结合段端部截面取得最大拉应力，局部效应是产生这一现象的主要原因。后两级荷载作用下该测点应变片损坏失效。