承壓板式墩梁節點傳力機理和適用性研究

中圖分類號：U443.37 文獻標志碼：A

Abstract：Bearing plates installed at the bottomof thebox girder in the compression zone at the pier-beam joint of the box-shaped composite rigid frame bridge can increase thecompresion area and avoid stress concentration and local buckling of the box girder bottm plate.The force transmission mechanism and applicabilityof bearing plate typed pier-beam joint are notclear.The design method of the jointconstruction is lacking.According to the verified solidfinite elementcalculation model，the trial designof thebox-shaped compositerigid frame bridge with bearing plates isconducted.The force transmission mechanism and load bearing ratioof the bearing plate typed pier-beam jointareanalyzed.Acalculation methodofthe internal forceofthepier-beam jointis established，andaparameter analysis of the arrangement of bearing plates is carried out.Results indicate that，on the basis of determining the dimensions and material characteristics of the trial design，axial pressure andaxial tension are mainly transmitted through the web plate of the girder，accounting for about 60% and 50% ，respectively.The force transmission mechanismofbending momentactionissimilarto thatofaxialforce.Theshearforceis mainlytransmitedthroughthe longitudinal stiffeners on the back side，accounting for about -80% ； The shear force is mainly transmitted through the bearing plate on the same side，accounting for about 80% . The deviation between the theoretical calculation results and the finite element calculation results is less than 8.8% . The theoretical calculation can be applied to the internal forcecalculationof the bearing plate typedpier-beam joint.Itissuggested thattherelative transverse spacing should be1/6andtherelative platethicknesshouldbe1inthedesignof bearing plate.Whenthepierheight exceeds 15 m，the beam-pier linear stifess ratio is greater than O.O47，and the stel girder stressof the bearing plate typed pier-beam jointisless thanthatof the conventional pier-beam joint.Whenthe pier height exceeds 30m， thesteelgirder stressat thepier-beam jointof the box-shapedcompositerigid frame bridgecan be significantly reduced by using the bearing plates.

Key words：bridge engineering;composite rigid frame bridge ;pier-beam joint;bearing plate ;force transmissio1 mechanism;applicability analysis

剛構橋的主梁與橋墩固結形成整體以共同抵抗外荷載，充分發揮墩身結構的作用，具有橋下凈空大、無支座、橋面平順性和抗震性能好等優點[1].國內已建成的剛構橋多為預應力混凝土連續剛構橋，主要存在跨中主梁下撓和主梁頂、底板及腹板開裂等病害[2-3].鋼-混凝土組合剛構橋可避免上述問題，同時節省橋梁維護費用[4-6].

組合剛構橋的主梁常采用箱形截面以提高跨越能力，其中墩梁節點構造設計最為關鍵，將直接影響到主梁內力有效地傳遞到橋墩.設計中如果直接將橋墩主筋穿入墩梁結合部形成箱形組合剛構橋，則負彎矩區箱梁底部將承受較大的壓力，導致鋼底板應力集中和局部屈曲，負彎矩區混凝土也易開裂.為解決箱形組合剛構橋負彎矩區受力問題，國內外學者提出了多種墩梁節點構造形式并開展相應研究.吉伯海等[7-8]提出了一種內部全部采用高強螺栓連接的鋼混結合部，并通過靜力往復加載試驗驗證了這種新型結合部的受力性能.聶鑫通過鋼-混凝土組合剛構橋鋼筋式結合部、鋼套筒式結合部的抗震性能試驗和數值模擬，研究了墩梁結合部的傳力機理和受力規律.樊健生等1對波形鋼腹板組合剛構橋墩梁結合部以及墩頂位置組合梁負彎矩區的受力性能進行了試驗研究.地震頻繁的日本已建成多座箱形組合剛構橋，墩梁節點主要采用栓釘、開孔鋼板、預應力錨桿等形式連接，發展了錨桿式、承壓板式、鋼筋式、鋼柱式等節點構造.角昌隆等[1]、鈴木祐二等[12]對某箱形組合剛構橋墩梁節點開展了1/5縮尺試驗，研究了恒、活荷載作用下箱形組合剛構橋墩梁節點各個構件的應力特性和傳力機制.小野誠大等[13]、藤原良憲等[14]、飯束義夫等[15]、望月秀次等[16]對某鋼柱式墩梁節點進行了1/4縮尺試驗，分析了鋼柱式墩梁節點的傳力路徑和傳力機制.森圭司等[7]對腹板傾斜布置的箱形組合剛構橋墩梁結合部開展實體有限元分析，建立了墩梁結合部的設計方法.伊藤始等[18將上部結構采用開口鋼箱梁、下部結構采用型鋼混凝土（SteelReinforcedConcrete，SRC）墩的組合剛構橋剛結部作為研究對象，開展循環往復加載試驗并建立實體有限元模型，對各部分的受力性能和剛結部的塑性化進行了研究，并提出此種剛結部的設計方法.巖崎初美等1針對內壁不設開孔鋼板連接件、內壁設置開孔鋼板連接件、內壁設置開孔鋼板連接件且橋墩鋼筋伸入結合部內等三種不同的剛構橋墩梁節點進行了試驗分析及數值模擬.

近年來，鋼混組合梁橋在我國發展迅速，但相應的設計規范尚未有關箱形組合剛構橋的設計規定.工民建領域已開展了較多梁柱節點方面研究[20-21]，與之相比，橋梁墩梁節點的研究和設計方法較少，未見有關箱形組合剛構橋工程實例，不利于這一橋型的發展.本文針對箱形組合剛構橋承壓板式墩梁節點進行研究，并開展實橋試設計，分析承壓板式墩梁節點傳力路徑與荷載分配機制、承壓板構造影響參數和適用性，以期完善這種形式墩梁節點設計原理和方法，為這類橋型的設計和應用提供參考．

1承壓板式墩梁節點構造和傳力機理

1.1承壓板式墩梁節點構造

承壓板式墩梁節點構造如圖1所示.通過在墩梁節點位置的箱梁底部受壓區設置承壓板，增大受壓面積，避免箱梁底板應力集中和局部屈曲.在墩梁節點頂部設置縱向加勁肋，分擔負彎矩區部分拉應力，降低橋面板開裂風險.加勁肋與橫隔板焊接，加勁肋底部、橫隔板和箱梁腹板通過栓釘連接件與墩頂伸出的橋墩主筋和混凝土共同受力.

圖1箱形組合剛構橋承壓板式墩梁節點構造示意圖 Fig.1 Configurationof bearingplates typed pier-beam joint forbox-shaped composite rigid frame bridge

1.2節點傳力理論分析

箱形組合剛構橋墩梁節點各部件間的接觸關系是影響傳力的關鍵因素.墩梁節點受力如圖2所示，由兩側主梁和橋墩組成T形結合部，荷載傳遞通過結合部兩側主梁、承壓板、橫隔板、縱向加勁肋、栓釘等構件來實現.主梁內力經結合部傳遞至橋墩，并在橋墩截面產生軸力、彎矩和剪力.

軸力傳遞如圖3所示.圖中 N 為橋墩截面的軸力， Q₁，Q₂ 為兩側主梁截面的剪力.要滿足受力平衡，則 N=Q₁+Q₂. 主梁截面剪力經結合部傳遞，在橋墩截面產生軸力，橋墩截面的軸力經相反傳力路徑在主梁截面產生剪力.

彎矩傳遞如圖4所示.圖中M為橋墩截面彎矩， M₁，M₂ 為兩側主梁截面彎矩.要滿足結合部受力平 衡，則 M=M₁+M₂. 彎矩 M 可視為一對大小相等、方向 相反的力偶，其值為 M=FD，D 為結合部混凝土橋墩 縱橋向長度.主梁截面的彎矩經結合部在橋墩截面 產生彎矩，橋墩截面的彎矩經相反傳力路徑在主梁 截面產生彎矩.

圖2墩梁節點受力示意圖

圖3軸力 N 傳遞示意圖

圖4彎矩 M 傳遞示意圖

Fig.4 Diagram of transmit of bending moment M

剪力傳遞如圖5所示.圖中 Q 為橋墩截面的剪力， ，N₁，N₂ 為兩側主梁截面的軸力.要滿足結合部受力平衡，則 Q=N₁+N₂. 主梁截面的軸力經結合部傳遞，在橋墩截面產生剪力，橋墩截面的剪力經相反傳力路徑在主梁截面產生軸力.

根據以上接觸關系，將軸力、彎矩和剪力的傳力路徑匯總于表1.

表1內力傳力路徑

Tab.1 Transmissionpathofinternal force

1.3節點有限元模型與正確性驗證

1.3.1節點模型試驗介紹

節點傳力路徑和荷載分擔情況分析無法通過桿系有限元進行分析，需要通過實體有限元模型開展.根據相關承壓板墩梁節點模型試驗結果[12]，建立實體有限元模型并驗證其正確性，分析傳力機理和荷載分擔情況.試驗模型與本文研究對象類似，如圖6所示.鋼箱梁腹板與橫隔板焊接形成箱形結合部，通過內腹板將結合部分成六個部分，鋼筋混凝土橋墩向上貫入箱形結構并澆筑至頂板縱向加勁肋底部.鋼箱梁底部設置承壓板，橫隔板和縱向加勁肋表面均通過陣列式栓釘與混凝土連接，栓釘規格均采用φ13×50mm ，橋墩縱向鋼筋規格由內到外分別采用?10 和 ?19

該試驗重點研究墩梁結合部的受力，不考慮橋面板混凝土，分別采用正置豎向和倒置縱向兩種加載方案：將墩底兩端固結，在梁體上通過千斤頂施加豎直方向的4個力 P₁，P₂，P₃，P₄， ，模擬梁在豎直方向力的作用下的受力情況；將結合部倒置，將梁體兩端固結，在橋墩處施加水平方向荷載 F_h ，模擬梁在水平方向力的作用下的受力情況，加載方式如圖7所示.

圖6文獻[12]介紹的墩梁節點試驗（單位： mm ）

Fig.6Joint test described inliterature[12]（unit：mm）

1.3.2節點實體模型

采用有限元通用軟件ABAQUS建立試驗模型實體有限元模型，如圖8所示.包含鋼箱梁、橫隔板、承壓板、縱向加勁肋、栓釘、結合部混凝土、鋼筋混凝土橋墩和橋墩縱向鋼筋等部分.鋼筋采用T3D2桁架單元模擬，其余部件采用C3D8R實體單元模擬.混凝土采用ABAQUS內置的塑性損傷模型，其應力-應變曲線如圖9所示.定義5個塑性參數：膨脹角 ψ 取30，流動勢偏心率 ε 取0.1，雙軸受壓與單軸受壓極限強度比f_b0/f_c0 取1.16，不變量應力比 K 取0.667，黏性參數 μ 取0.005.鋼材和鋼筋采用雙折線塑性模型，其應力-應變曲線如圖10所示.根據文獻[12]將材料參數匯總于表2.正置豎向加載將墩底固結，在主梁4塊橫隔板處施加豎向荷載 P₁=-1470kN 、 P₂=1150kN，P₃= 倒置縱向加載試驗將模型倒置，梁體兩端固結，橋墩處施加水平方向荷載 F_b ，直至混凝土壓壞.

圖7墩梁節點試驗加載示意圖（單位： mm ）

Fig.7Diagram of pier-beam joint test loading（unit： mm ）

圖10鋼材雙折線模型應力-應變曲線

Fig.10 Stress-strain curve of steel bilinear model

表2材料參數Tab.2Material parameters

1.3.3計算結果對比

如圖11所示，試驗構件共有9塊鋼橫隔板，從左到右依次編號為D1～D9.其中，D5為結合部中央橫隔板，D4為結合部左側橫隔板，D6為結合部右側橫隔板.鋼箱梁內有2塊內腹板，分別編號為Z1和Z2.結合區域有6根縱向加勁肋，分別編號為R1～R6.橋墩縱筋共9個測點，其中 ①、②、③ 號鋼筋分別為橋墩最左側縱筋、靠近中央橫隔板處縱筋、最右側縱筋，a、b、c分別為每根鋼筋頂端區域、靠近承壓板區域、鋼筋中點處區域.

圖11試驗模型測點示意圖

Fig.11 Schematic diagram of testmodel measurement points

豎直加載后測得結合部區域鋼箱梁頂板部分點的應力值，點的位置如圖11中黃點所示.頂、底板測點應力對比如表3和表4所示，橋墩縱筋測點應力對比如表5所示.可以看出，結合部附近鋼箱梁頂、底板應力有限元計算值與試驗值最大誤差不超過 9% ，橋墩縱筋應力有限元計算值與試驗值最大誤差不超過 8.5%墩梁節點有限元建模正確性.

表3頂板測點應力對比

表4底板測點應力對比

表5橋墩縱筋測點應力對比

2實橋試設計研究

開展承壓板式墩梁連接的箱形組合剛構橋試設計，分析墩梁節點傳力占比和工程可行性.

2.1設計參數統計

剛構橋橋墩的受力情況主要與橋墩截面尺寸、橋墩高度、邊中跨比、單跨梁墩跨高比、梁墩剛度比、單跨梁墩線剛度比等因素有關.本文統計了部分日本已建成的等截面箱形組合剛構橋主要設計參數，如圖13所示.橋梁全長在 150～600m 范圍，單跨主跨跨徑在 60～110m 范圍，邊中跨比多為0.5～1.0，單跨梁墩跨高比多為2.0～4.0，梁墩剛度比多為 0.15～ 0.55，單跨梁墩線剛度比多為 0.05～0.20

圖12加載點荷載-位移曲線對比

圖13已建成組合剛構橋的布置參數

圖14各跨徑下兩種組合橋型參數對比圖 Fig.14 Comparison of parameters for two typesof composite bridge under different spans

另將統計到的國內部分箱形組合連續梁橋和日本箱形組合剛構橋設計參數進行對比，如圖14所示.相同跨徑下，箱形組合剛構橋的梁高較箱形組合連續梁橋低 5%～25% ，降幅隨著主梁跨徑增大而減小，箱形組合剛構橋高跨比也低于箱形組合連續梁橋.

2.2總體布置

根據設計參數統計，擬定試設計橋梁長度為3×60m ，整體布置如圖15所示，主要設計參數如表6所示．

2.3墩梁節點設計

實橋墩梁節點構造形式如圖16所示.橋墩處鋼箱梁設置2道鋼橫隔板，橫隔板底部設置鋼承壓板，鋼箱梁頂部設置縱向加勁肋，墩梁結合區域鋼箱梁不設置底板，鋼筋混凝土橋墩向上貫入鋼箱梁內部，在主梁腹板內側、橫隔板內側和頂部縱向加勁肋下緣設置栓釘連接件，橋墩主筋向上延伸錨固于結合部中，最后在封閉區域內澆筑混凝土使墩梁固結形成整體.

表6主要設計參數Tab.6Maindesignparameters

2.4傳力占比分析

綜合考慮圣維南原理、模型網格數量等因素，墩梁節點模型截取區域以剛接部為原點，沿主梁方向取1.3倍梁高長度，截取位置如圖15中所示的1-1、2-2、3-3截面.建立試設計橋梁墩梁節點實體有限元模型，將主梁兩端固結，利用耦合約束在橋墩截面分別單獨施加 2000kN 軸壓力 .2000kN 軸拉力、2 000kN?m 彎矩和 2000kN 剪力，通過傳力理論分析各部件受力情況，得到各部件傳力占比，實橋節點模型如圖17所示.

圖15試設計橋整體布置圖（單位： mm ） Fig.15Layout of pilot designbridge（unit：mm）

圖16實橋墩梁節點構造示意圖（單位： mm ） Fig.16Diagram of the real bridge pier-beam joint structure （unit：mm）

圖17試設計橋梁墩梁節點實體有限元模型 Fig.17SolidFEM for pier beam joints of pilot designbridge

2.4.1軸力傳遞

在橋墩截面施加軸壓力 N_p=2000kN ，方向豎直向上.由結構對稱可知兩側主梁截面上的剪力 Q_lnp= Q_2np=N_p/2=1000kN ，方向豎直向下.分別提取主梁、橫隔板、縱向加勁肋和承壓板以及對應區域混凝土和栓釘的豎向剪力，采用相同方法，計算軸拉力 N_T= 2000kN 情況下各部件傳力占比，結果如圖18所示，可以看出，軸壓力作用下，結合部主梁腹板傳力占比59.4% ，橫隔板傳力占比 23.4% ，縱向加勁肋傳力占比9.0% ，承壓板傳力占比 8.2% 軸拉力作用下，結合部主梁腹板傳力占比 48.2% ，橫隔板傳力占比 35.9% ，縱向加勁肋傳力占比 12.3% ，承壓板傳力占比 3.6%

圖18橋墩截面 2000kN 軸力作用下節點部件荷載分配 Fig.18 Load distribution of the joint components under 2000kN axial force at bridge pier

各傳力路徑的傳力占比隨軸力變化如圖19所示.可以看出，軸壓力變化情況下，主梁腹板傳力占比 60% ，橫隔板傳力占比在 20% ，縱向加勁肋傳力占比 10% ，承壓板傳力占比 10% .軸拉力作用下，主梁腹板傳力占比在 50% ，橫隔板傳力占比在 35% ，縱向加勁肋傳力占比在 10% ，承壓板傳力占比在 5%

圖19軸力變化下傳力路徑荷載分擔占比

Fig.19Load ratio of force transmissionunderaxial force changes

2.4.2彎矩傳遞

在橋墩截面施加彎矩 M_s=2000kN?m ，兩側主梁截面上的彎矩 M_1NM_2N 之和在數值上與 M_s 相等.提取橋墩上的軸力為 444kN ，數值與M/D近似相等，則彎矩M可視為一對大小相等、方向相反的力偶，在力偶的作用下，兩側主梁剪力的傳遞可等同于軸拉力和軸壓力的傳遞，各部件的傳力占比與軸拉力和軸壓力下的傳力占比一致.

2.4.3水平剪力傳遞

在橋墩截面施加水平剪力 Q_R=2000kN ，方向水平向右.提取左右兩側主梁軸力分別為 N_1L=704kN 、N_2L=1296kN ，方向水平向左.改變剪力大小，分別提取水平剪力變化情況下兩側主梁腹板、橫隔板、縱向加勁肋和承壓板以及對應區域混凝土和栓釘的豎向剪力，結果如圖20所示.受拉側（左側）主梁腹板傳力占比集中在 55% 附近，橫隔板傳力占比集中在55% 附近，縱向加勁肋傳力占比在 -80% ，承壓板傳力占比在 70% .受壓側（右側）主梁腹板傳力占比在25% ，橫隔板傳力占比在 25% ，縱向加勁肋傳力占比在 -30% ，承壓板傳力占比在 80%

圖20水平剪力變化下傳力路徑荷載分擔占比 Fig.20 Load ratio of force transmission under horizontal shear force changes

2.5節點內力計算方法

采用MIDAS/Civil建立試設計橋梁桿系有限元計算模型，基本組合下的邊界荷載大小示于表7，將荷載施加于墩梁節點局部實體模型，如圖21所示.軸力和剪力沿坐標軸正方向為正，彎矩繞節點順時針為正.

表7墩梁節點模型局部荷載有限元計算值

Tab.7 Finiteelementcalculationvaluesof local load on pier-beamjointmodel

圖21實橋墩梁節點模型的邊界荷載

Fig.21Boundary load of real bridge pier-beam joint model

2.5.1剪力和彎矩分配計算

實橋墩梁節點受力包括軸力、彎矩、剪力共同作用.根據節點在軸力、彎矩、剪力單獨作用下的傳力機制可知，墩梁節點各部件的豎向剪力是由主梁豎向剪力和彎矩共同作用產生，彎矩作用將橋墩截面分為受拉側和受壓側.主梁豎向剪力作用對墩梁節點各部件所產生的豎向剪力大小和方向相同，彎矩作用對各部件所產生的豎向剪力大小相等但方向相反.通過疊加主梁剪力和彎矩傳遞至墩梁節點的作用力，即可得到作用于受拉側與受壓側各部件的作用力.根據傳力占比分析結果，建立節點不同截面位置內力計算公式：

式中： P_1T?P_2T?P_3T?P_4T 分別為受拉側主梁腹板、橫隔板、縱向加勁肋、承壓板的豎向作用力; P_1P?P_2P?P_3P P_4P 分別為受壓側主梁腹板、橫隔板、縱向加勁肋、承壓板的豎向作用力； D 為橋墩縱橋向寬度， （M₁-M₂）/ D 為彎矩對應墩寬的等效力偶； Q₁，Q₂，M₁，M₂ 分別是兩側主梁與結合部交界面的剪力和彎矩.

按表7取值代入式（1）～式（8），將各部件傳力占比的公式計算結果與實橋有限元模型計算結果匯總于表8，可以看出，理論公式計算結果和有限元模擬結果誤差在 7.1% 以內.

表8剪力和彎矩作用下理論值與有限元值對比 Tab.8Comparisonbetweentheoreticalvaluesand finite element valuesunder shearforce and bending

2.5.2軸力分配計算

與剪力和彎矩傳遞相比，軸力使各部件產生縱向水平力，可直接計算得到軸力差，通過部件傳遞的荷載百分比計算得到內力分配.將水平軸力作用下各部件荷載分擔占比的計算結果與實橋有限元模型計算結果匯總于表9，可以看出，計算結果和有限元模擬結果誤差在 8.8% 以內.

表9軸力作用下理論值與有限元值對比

3承壓板構造參數分析

3.1承壓板間距

承壓板在滿足構造要求下等間距布置，改變間距和尺寸，研究受力差異.構造要求包括受壓板件加勁肋和底板加勁肋兩部分.承壓板十字形加勁肋根據《公路鋼結構橋梁設計規范》（JTGD64—2015）中T形鋼加勁肋設計規定，取 b_s0=230mm，t_s0=40mm，h_s= 500mm，t_s=40mm ，則：

27.19

滿足規范對受壓T形鋼加勁肋構造要求.鋼梁底板加勁肋構造要求受壓底板加勁肋的間距不宜大于底板厚度的40倍.試設計箱梁底板厚度 30mm ，則承壓板橫向間距 d?1 200mm. 當鋼梁受壓底板厚度t?30mm 時，Q420鋼梁受壓底板的最小厚度為b/（42fn） ，計算得到底板加勁肋的布置等分數 n?4.5 ，即等分數 n 至少取5，底板加勁肋數 n_r 至少取4，此時承壓板最大間距 d?5400/5=1080mm ，對應的承壓板的布置間距與鋼箱梁底板寬度之比為1/5.分別建立7組實體有限元模型，橫向布置3～10組承壓板，其余尺寸與試設計一致，各模型參數匯總于表10

表10承壓板間距變化模型參數

Tab.10 Model parametersforspacingvariation ofbearingplates

計算得到鋼梁和橋墩混凝土的主應力結果如圖22所示，承壓板傳力占比變化如圖23所示.可以看出，僅設置3個承壓板，鋼梁主拉應力和主壓應力明顯增加.承壓板數量從3增加到5，即相對橫向間距為1/6時，鋼梁和混凝土橋墩主應力減小幅度較大，承壓板傳力占比增速較快.承壓板數量從5增加到10，鋼梁和混凝土橋墩主應力減小幅度較小，承壓板傳力占比增速較慢，因此，在保持單個承壓板尺寸不變的情況下，等間距橫向設置5個承壓板，即相對橫向間距為1/6時較合理.

圖22主應力隨承壓板個數變化

圖23傳力占比隨承壓板個數變化

3.2承壓板厚度

在設置5個承壓板基礎上，研究改變承壓板厚度對節點受力性能影響.此時 b_s0=230mm ，代入式（9）中，得 t_s≥21.1mm ；將 h_s=460+t_s ，代入式（10）中，得 t_s≥ 17.6mm ，要滿足受壓板件加勁肋構造要求，需 t_sgtrsim 21.1mm 建立2組實體有限元模型，橫向等間距布置5個承壓板，板厚分別為 25mm?30mm ，其他尺寸與試設計一致.另建立5個板厚分別為 10mm?15mm 、20mm?35mm 和 40mm 的模型，研究承壓板板厚在低于規范構造要求的情況下和略超過母板厚度的情況下結合部的受力情況.各模型參數如表11所示.

表11承壓板厚度變化模型參數

Tab.11 Model parametersforthicknessvariation ofbearingplates

計算得到鋼梁和橋墩混凝土的主應力結果如圖24所示，承壓板傳力占比變化如圖25所示.可以看出，承壓板板厚從 20mm 增大到 30mm ，鋼梁和橋墩混凝土主應力減小顯著，承壓板傳力占比增速較快；板厚超過 30mm ，鋼梁和橋墩混凝土主應力幾乎不變，承壓板傳力占比趨于平緩.因此，等間距橫向設置5個承壓板、板厚為 30mm ，即相對橫向間距為1/6、相對板厚為1時較合理.

圖24主應力隨承壓板厚度變化

Fig.24 Variationof pricipalstresswithbearingplate thickness

圖25荷載傳遞占比隨承壓板厚度變化 Fig.25Variation of load transfer percentage with the bearing platesthickness

4承壓板式墩梁節點適用性分析

組合剛構橋的橋墩線剛度隨著墩高減小而增加，橋墩分配到的內力隨之增大，當內力增大到一定值時，箱梁底板和承壓板可能因局部壓應力過大而屈服.為研究承壓板式墩梁節點的適用范圍，改變試設計橋梁墩高，變化范圍在 5～60m 區間，分別提取墩梁結合部截面內力作為邊界荷載，施加在墩梁節點實體模型中，計算得到不同墩高下墩梁節點鋼梁和混凝土主應力，并與無承壓板下的常規箱形組合剛構橋進行對比，如圖26所示.

圖26不同墩高下承壓板和橋墩混凝土主應力 Fig.26Principal stress of bearing platesand pier concrete underdifferentpier heights

結果表明，有無承壓板在不同墩高情況下，墩梁節點區域混凝土受力均可滿足強度要求.墩高較低時，承壓板應力增大速度要大于鋼梁其他部位，當墩高降至 8m ，梁墩線剛度比為0.025，承壓板最大壓應力接近 320MPa ，承壓板會因局部壓應力過大而屈服，無法發揮承壓板作用.墩高超過 15m ，梁墩線剛度比大于0.047，承壓板式墩梁節點鋼梁應力小于常規形式墩梁節點的鋼梁應力.當墩高超過 30m 后，采用承壓板構造可顯著降低鋼梁應力：

5結論

1）開展承壓板式墩梁節點傳力機制理論分析，根據接觸關系歸納墩梁結合部傳力路徑，包含主梁腹板、橫隔板、縱向加勁肋和承壓板四種傳力路徑.建立墩梁節點實體有限元模型，與試驗結果進行對比，驗證了墩梁節點實體有限元建模方法正確性.

2）在試設計構造尺寸和材料特性確定基礎上，分析試設計橋梁墩梁節點傳力占比，軸壓力作用下主梁腹板、橫隔板、縱向加勁肋、承壓板傳力占比分別為 60%，20%，10%，10% ；軸拉力作用下主梁腹板、橫隔板、縱向加勁肋、承壓板傳力占比分別為 50% 、35%，10%，5% ；剪力作用下剪力背向側主梁腹板、橫隔板、縱向加勁肋、承壓板傳力占比分別為 55% 、55%.-80%.70% ;同向側主梁腹板、橫隔板、縱向加勁肋、承壓板傳力占比分別為 25%，25%，-30% 80% .建立節點內力計算方法，理論計算和有限元計算結果偏差在 8.8% 以內，可用于采用承壓板式墩梁節點內力計算.

3）對比分析承壓板橫向間距和厚度變化情況下節點受力變化情況，建議承壓板設計中相對橫向間距取1/6、相對板厚取1較為合理.改變橋墩高度，進行承壓板式墩梁節點適用性分析，并與無承壓板下的常規箱形組合剛構橋進行對比.結果表明，有無承壓板在不同墩高情況下，墩梁節點區域混凝土受力均可滿足強度要求.墩高小于 8m 時，承壓板應力增大速度要大于鋼梁其他部位，導致承壓板因局部壓應力過大而屈服，無法發揮承壓板作用.墩高超過15m ，梁墩線剛度比大于0.047，承壓板式墩梁節點鋼梁應力小于無承壓板墩梁節點的鋼梁應力.當墩高超過 30m 后，采用承壓板構造，可顯著降低箱形組合剛構橋墩梁節點位置的鋼梁應力.

參考文獻

[1］聶建國，陶慕軒，吳麗麗，等．鋼-混凝土組合結構橋梁研究新 進展[J]．土木工程學報，2012，45（6）：110-122. NIEJG，TAO MX，WULL，etal. Advances of research on stelconcrete composite bridges[J]. China Civil Engineering Journal， 2012，45（6）：110-122.（in Chinese）

[2]BUCKLE I G，FRIEDLAND I，MANDER J，et al.Seismic retrofitting manual for highway structures：part 1-bridges[R]. New York：Research，Development，and Technology TurnerFairbank Highway Research Center，2OO6：8-9.

[3］易輝．山區高墩曲線連續剛構橋設計探討[J]．公路交通技 術，2015，31（6）： 51-54. YI H.Probe into design of high-pier curve continuous steel structure bridges in mountainous area[J].Technology of Highway and Transport，2015，31（6）：51-54.（in Chinese）

[4]陸曉錦.鋼箱-砼組合連續剛構橋的鋼箱梁設計原理研究[D]. 重慶：重慶交通大學，2012. LUX J.Study on the steel box girder design principle of steel boxconcretecomposited continuousrigid frame bridge [D]. Chongqing：Chongqing Jiaotong University，2012.（in Chinese）

[5］高田.裝配式鋼桁-混凝土組合連續剛構橋橋道板研究[D].重 慶：重慶交通大學，2013. GAO T.Study on the deck of prefabricated steel truss-concrete continuous rigid bridge [D]. Chongqing：Chongqing Jiaotong University，2013.（in Chinese）

[6］馬振棟，劉安雙．控制大跨連續剛構橋梁過度下撓的技術措 施[J].橋梁建設，2015，45（2）：71-76. MA Z D，LIU A S.Technical measures for control of excessive deflection of girdersoflong span continuousrigid-frame bridges[J].Bridge Construction，2015，45（2）：71-76.（in Chinese）

[7]JI B H，GAO JM，AOKI T. Static cyclic-loading test on new type of rigid connection of steel girder and reinforced concrete pier[J]. Journal of Southeast University（English Edition），2OO3，19（4）： 368-372.

［8］吉伯海，郭曉光，青木徹彥.鋼桁·ンクリ一卜橋腳の剛結 構造に一提案と繰返し載荷[C] クリト 學論文集.東京：日本混凝土工學會，2002，13（3）：1-10. JI B H，GUO X G，AOKI T.A proposal about the rigid structure of steel beam and concrete pier and cyclic load test[C]//Collcted Papers of Concrete Engineering. Tokyo： Japan Concrete Institute， 2002，13（3）：1-10.（inJapanese）

[9]聶鑫.鋼-混凝土組合剛構橋關鍵結構受力性能研究[D].北 京：清華大學，2013. NIE X.Study on thestructural behavior of keycomponents in steel-concretecompositerigidframebridge[D].Beijing： Tsinghua University，2013.（in Chinese）

[10］樊健生，劉曉剛，聶建國，等．波形鋼腹板組合剛構橋墩-梁結 合部受力性能試驗研究[J]．土木工程學報，2014，47（8）： 89-97. FAN JS，LIU X G，NIE JG，et al.Experimental study on mechanical behavior of pier-beam junction of composite rigid frame bridge with corrugated steel webs [J].China Civil Engineering Journal，2014，47（8）：89-97.（in Chinese）

[11]角昌隆，森山陽一，檜作正登，等.千曲川橋の複合剛結部の 設計にいで[C]//土木學會第51回年次學術講演會概要集. 東京：日本土木學會.1996，I-A451：902-903. KAKUM，MORIYAMAH，HINOKISAKUH，etal.Designof composite rigid joint of Chikumagawa Bridge [C]/Summary of 51st Annual Meeting of Japan Society of Civil Engineers.Tokyo： Japan Societyof Civil Engineering.1996，I-A451：902-903.（in Japanese）

[12］鈴木祐二，水口和之，吉田雅彥，等.複合ラ一ン橋剛結部 の一構造と模型實[C]構造工學論文集.東京：日本土木 學會.1998，44A：1435-1446. SUZUKI Y，MIZUGUCHI K，YOSHIDA M，et al.A rigid connection mechanism of composite frame bridge and its model loading test [C]//Collected Papers of Structure Engineering. Tokyo：Japan Society of Civil Engineering.1998，44A：1435- 1446.（in Japanese）

[13］小野誠大，安藤博文，寶角正明.春日川橋の鋼箱桁とRC橋腳 剛結部の設計[C]//土木學會第54回年次學術講演會概要集. 東京：日本土木學會.1999，I-A318：636-637. ONO M，ANDOU H，TAKARAKAKU M. Design of rigid structure of steel box girder and RC bridge pier of kasugagawa bridge[C]/Summaryof 54th Annual Meting of Japan Societyof Civil Engineers.Tokyo： Japan Society of Civil Engineering.1996， I-A318：636-637.（in Japanese）

[14］藤原良憲，保坂鉄矢，林川俊郎，等.鋼箱桁とRC柱の剛結部 に用いるアンカービー定著構造の耐荷性能に闋する解析 的研究[C]//構造工學論文集.東京：日本土木學會.2008， 54A： 786-797. FUJIWARA Y，HOSAKA T，HAYASHIGAWA T，et al. Analytical study onload capacity performanceof the connection using anchor-beam structure between steel-box-girder and RC pier[C]//Collected Papers of Structure Engineering. Tokyo： Japan Society of Civil Engineering.2008，54A：786-797.（inJapanese）

[15］飯束義夫，湯川保之，曾我明，等.川之江東JCT·Cラン橋 の鋼桁-RC橋腳剛結部の設計について[C]/土木學會第52回 年次學術講演會概要集.東京：日本土木學會.1997，I-A139： 276-277. MESHITABAY，YUNOKAWAY，SOGA A，etal.Design of rigid joint between steel box girder and RC pier of kawanoe hagashi JCT·C ramp bridge [C]//Summary of 52nd Annual Meeting of Japan Society of Civil Engineers.Tokyo：Japan Society ofCivilEngineering.1997，I-A139：276-277.（inJapanese）

[16]望月秀次，花田克彥，釜井英行，等.川之江東JCT·C 橋の鋼桁-RC橋腳剛結部の載荷美[C]//土木學會第52回年 次學術講演會概要集.東京：日本土木學會.1997，I-A140： 278-279. MOCHIZUKIS，HANATAK，KAMAIH，etal.Load testof rigid jointbetween steel box girderand RCpier ofkawanoe hagashi JCT·C ramp bridge[C]//Summaryof 52nd Annual Meetingof Japan Societyof Civil Engineers.Tokyo：Japan Society ofCivil Engineering.1997，I-A140：278-279.（inJapanese）

[17］森圭司，中村聖三，高橋和雄，等.開斷面箱桁複合ラ一 橋剛結部の設計法に一提案[C]//土木學會第60回年次 學術講演會概要集.東京：日本土木學會.2005，1-465： 927-928. MORIK，NAKAMURAS，TAKAHASHIK，et al.A proposal about design method of rigid connection partsof hybrid rigid frame bridgewith open box section[C]//Summary of6Oth Annual MeetingofJapanSocietyofCivil Engineers.Tokyo：Japan Society of Civil Engineering.2005，1-465：927-928.（in Japanese）

[18]伊藤始，熊野拓志，上村明弘，等.開斷面箱桁複合ラ一ン 橋の剛結部における構造性能と設計法に討[C]/構 造工學論文集.東京：日本土木學會.2011，57A：967-977. ITOUH，KUMANO T，UEMURA A，et al. Study on structural performance and design method of rigid connection parts of hybrid rigid frame bridge with open box section[C]//Collected Papersof Structure Engineering. Tokyo：Japan Society of Civil Engineering. 2011，57A：967-977.（inJapanese）

[19]巖崎初美，西土隆幸.孔明鋼板を剛結部に用いた上下部一體 構造の力學的特性[C]//鋼構造論文集.東京：日本鋼構造學 會.2003，10（38）：119-128. IWASAKIH，NISHIDOT.Mechanical characteristics of rigidly connected girdersand concrete piers with perforated rib shear connectors [C]//Collected Papers of Steel Structure.Tokyo： Japanese Society of Steel Construction.2003，10（38）：119-128. （in Japanese）

[20]霍靜思，王海濤，張磊.T型件連接梁柱節點沖擊試驗研究和數 值分析[J].湖南大學學報（自然科學版），2018，45（11）： 20-28. HUOJS，WANGHT，ZHANGL.Experimental and numerical studyonimpactbehavior of T-stubbeam-column connectionsof steel frames[J]. Journal of Hunan University（Natural Sciences）， 2018，45（11）：20-28.（in Chinese）

[21］馮思遠，陶宇宸，金振奮，等．軸壓比和面承板厚度對混合節 點抗震性能的影響[J]．浙江大學學報（工學版），2024，58（6）： 1185-1197. FENGSY，TAOYC，JINZF，et al.Effects of axial compression ratioand face-bearingplatethicknesson seismicperformanceof hybrid joints［J]．Journal of Zhejiang University（Engineering Science），2024，58（6）：1185-1197.（inChinese）