1、1鋼管PBL型組合橋面板1.1基本特征一種新型組合橋面板，由底鋼板、橫向加勁肋、鋼管、縱橫向鋼筋及現澆混凝土構成。主要特征是橫向加勁板上設置長圓孔，孔中穿鋼管，對應不同厚度橋面板的加勁及鋼管直徑如圖i.i.i。橫向跨徑6m的組合橋面板設計參數如表1.1.1、表1.1.2所示。特征：X life cycle cost 降低鋼和混凝土一體化剛度大， 耐久性好，全壽命費用低。合理的構造一一鋼和混 凝土一體化耐久性提高，橋 面板板也可以變薄。底鋼板 成為混凝土的模板的同時， 作為下層鋼筋。工期縮短一一底鋼板代 替模板，支架、腳手架也可 以省略施，工期大幅縮短， 也更加安全。組合橋面板配筋(a)橋面板厚

2、21cm時鋼管 4 60.5X 3.2(b)橋面板厚w 21cm時鋼管 4 48.6X2.3圖1.1.1不同尺寸規格（mm）表1.1.1跨徑6 m組合橋面板設計參數橋面板厚混凝土板250mm施 工 過 程鋼結構加工工廠作業鋼結構架設現場作業底鋼板6mm橫向加勁肋180mme 16mm （間距 400mm）鋼管 60.5X3.2 間距 400mm）配筋澆筑混凝土F混凝土強度膨脹混凝土 er ck=30MPa鋼材重重約 115kg/m2總重量約 700kg/m2鋼筋（）22125mm防銹方法涂裝、熱噴涂、耐候性鋼材兀以表1.1.2其他跨徑組合橋面板設計參數跨徑4m跨徑3m橋面板厚混凝土板200mm

3、橋面板厚混凝土板180mm底鋼板6mm底鋼板6mm橫向加勁肋130mme 16mm400mm橫向加勁肋110mme 12mm400mm鋼管48.6 2.3400mm鋼管48.6 2.3400mm混凝土強度膨脹混凝土 c ck=30MPa混凝土強度膨脹混凝土 o- ck=30MPa鋼材重重約 96kg/m2鋼材重里約 81kg/m2總重量約 550kg/m 2總重量約 490kg/m 2采用鋼管的效果抗剪一一在加勁肋上設置長孔和孔中貫通鋼管達到PBL效果，構成了鋼面板和混凝土的傳剪連接。承載力、耐久性提高一一格子狀配置加勁肋和鋼管使鋼和混凝土的結合堅固，確保強大的承載 力和耐久性能。重量減輕一一

4、鋼管內部中空減輕混凝土重量。鋼管內部的二次利用一一管子內部空間可配置電纜，通訊設備，路面防凍液等。本鋼管PBL型組合橋面板的開發由刑I井工（株）、片山工程科技（株）、（株）栗本金戴工所共同實施。進行了如表1.1.3所示的多種試驗，確認新型組合橋面板的承載能力及耐久性。表1.1.3試驗一覽試驗種類試驗目的抗剪性能試驗（推出試驗）r底鋼板與混凝土結合抗剪性能橋面板止彎試驗:橋面板橫橋向抗止彎承載性能橋面板負彎試驗橋面板橫橋向抗負彎承載性能組合梁負彎矩區試驗連續組合梁負彎矩區適用性，與RC橋面板比較階梯輪載走行試驗橋面板疲勞耐久性底鋼板新型連接試驗底鋼板接頭承載力及疲勞耐久性能加勁板間歇焊接疲勞試驗

5、加勁板間歇焊接疲勞耐久性鋼管熱水循環試驗鋼管內空間二次利用價值1.2抗剪性能試驗(推出試驗)目前鋼和混凝土的連接，有以焊釘為代表的柔性連接件和以開孔板(PBL)為代表的剛性連接件。為提高鋼和混凝土結合剛度，近年進行了很多的剛性連接件研究開發。本鋼管PBL型組合橋面板采用配置加勁肋的底鋼板， 加勁肋設置了長孔， 貫通鋼管的構造。為了測試這種新穎構造，實施了剪切推出試 驗。試驗內容試件形式及加載示意如圖1.2.1,試件設計參數一覽如表1.2.1。TYPE-A試件為測試橫橋向性能,TYPE-B試件為測試順橋向性能。通過改變設計參數研究加勁肋開孔形狀、焊接方法、鋼管有無及剪力 方向對新型組合橋面板抗剪

6、承載力的影響。鋼管和加勁肋沒進行焊接固定。混凝土打設時底鋼板為平放在下面的正立的狀態，與實橋構造一致。為排除混凝土粘著的影響在鋼混接觸面添加了可剝離材料。試件混凝土材料特性如表1.2.2所示。試件尺寸、試3要領遵從 JSSC的焊釘的推出試驗方法，在達到最大位移4mm前施加由荷載控制的遞增反復荷載，以后由位移控制的單調荷載。Type A試件Type B試件圖1.2.1試件及加載方法示意表1.2.1試件設計參數Type A橫橋向性能試驗Type B順橋向性能試驗Type加勁板開孔形狀(180 x 16mm, SM400)鋼管(STK400)數量Type加勁板焊接方法(180 x 16mm, SM4

7、00)鋼管(STK400)數量A-1圓孔。70無1B-1;兩側焊接無1A-2長孔 4 70X150無3B-2兩側焊接 60.5 X 3.23A-3長孔 4 70X150 60.5 X 3,23B-3一側焊接 60.5 21表1.2.2試件混凝土材料特性混凝土試塊設計值實測值抗壓強度d ck=30MPa(r28=41.8MPa空氣量4.5%4.8%坍落度12mm12.5mm水泥種類早強水泥最大骨料直徑20mm混合劑AE減水劑試驗結果TYPE-A、B各系列荷載一相對滑移曲線如圖1.2.2所示。TYPE-A3的3個試件相對滑移最大(50mm)時荷載-位移曲線沒有下降，但已達千斤頂最大荷載，只能試驗終

8、止。由圖中TYPE-A的結果可知，TYPE-AI(PBL)的最大剪力，與根據 Leonhardt的建議式算出的預測 值大體相符。長孔(TYPE-A2)最大剪力比TYPE-A1略高。其次，TYPE-A3平均最大剪力 Qu=628kN為 TYPE-A2的1.5倍，長孔貫通鋼管顯著增加了承載力。并且， TYPE-A3 ,荷載-相對滑移曲線的變化點 與TYPE-A1相近，剛度變化后滑移達到50mm荷載未降低，而是緩慢上升。由圖中TYPE-B的結果可知，最大剪力 TYPE-B2比TYPE-B1大1.5倍左右。并且，未卸載的最 大滑移量是TYPE-B1的2倍以上。說明此構造比其他構造性能明顯優越。分析原因

9、是鋼管限制了混凝 土剝離，使加勁肋前后的混凝土保持充分地粘貼的狀態，能抑制加勁肋的變形性能增加承載力。并且， TYPE-B3與TYPE-B1大體上相同，可知加勁肋一側焊接并貫通鋼管，與兩側焊接加勁肋具有大體同等 的抗剪能力。自以上的結果可知，鋼管 PBL型組合橋面采用的加勁肋設置長孔貫通鋼管的連接件，具有比一般 的PBL高1.5倍左右的承載力。這一連接件對25cm橋面板厚作采用。60.5mm鋼管，通過同類試驗可知，橋面板厚1821cm使用()48.6mm鋼管也有充分的承載力。Q(kN/孔)510152025相對滑移(Q(kN/孔)510152025相對滑移(umi)h) TYPE-A圖1.2.

10、2荷載-滑移曲線1,3橋面板橫向正彎試驗為了確認鋼管PBL組合橋面板橫橋向正彎性能，進行了模型化的橋面板跨中部正彎靜載試驗。制 作了加勁肋頂上加載及在加勁肋之間位置加載的2種試件各1個，加載按照道路橋示方書規定的車輪荷載寬度度(200 x 500mm),如圖1.3,1所示。試驗所用材料特性如表 1,3,1。試驗采用150tf的伺服千斤頂, 試件簡支。荷載位置鋪設 200X 16X 500mm鋼板。加載方式為重復加載 -卸載的遞增荷載。TYPE- A TYPE- B吊”1卜支 ffbOOQ35033。7孰1 l=2KOO圖TYPE- A TYPE- B吊”1卜支 ffbOOQ35033。7孰1

11、l=2KOO圖1,3.1試件構造尺寸及測點布置表1,3.1試件材料混凝土試塊設計值實測值抗壓強度d ck=30MPaType-A 28=46,0MPaType-B (r28=41,9MPa空氣量4.5%4.6%坍落度12mm11.5mm水泥種類早強水泥最大骨料直徑20mm混合劑AE減水劑鋼板加勁SM400 H=180mm t=16mm底鋼板SM400 t=6mm構造鋼管STK400 60.5X.21.3.1試驗結果試彳TYPE-A , TYPE-B各自加載點附近的豎向位移和荷載的關系如圖1.3.2所示。從圖中可以看出，TYPE-A在1400kN附近裂紋發生到混凝土表面， 1470kN時混凝土壓

12、壞。TYPE-B直到試驗機的荷 載上限值也沒破壞。 TYPE-A鋼板加勁肋數量較少及荷載位于肋間都是比TYPE-B承載力小的原因。根據計算跨徑6m的橋面板設計彎矩（二期恒荷載+活荷載），相當于試驗荷載 P=240kN,用試驗確 認了本橋面板TYPE-A , B都具有設計彎矩6倍以上的抗彎承載力。其次，荷載和底鋼板-混凝土相對滑移的關系如圖1.3.3所示。兩試件鋼和混凝土的相對滑移在約400kN荷載。這個荷載與圖1.3.2所示的荷載-豎向位移關系的斜率變化點，及試件側面裂縫開始發生的荷載都相符。因此，如果把 400kN作為試件的使用狀態受彎極限荷載，也是設計荷載的1.7倍以上。圖1.3.2荷載都

13、相符。因此，如果把 400kN作為試件的使用狀態受彎極限荷載，也是設計荷載的1.7倍以上。圖1.3.2荷載-豎向位移曲線圖1.3.3荷載-底鋼板相對滑移曲線1,4橋面板橫向負彎試驗為了確定橋面板橫橋向負彎矩承載力及裂縫性狀，采用模型化試件實施了橋面板負彎試驗。試件 忠實再現了主梁腹板上翼緣加腋等構造。如圖1.4,1所示，試件材料特性如表1.4,1所示。試件尺寸依據橋面板跨徑6m,懸臂跨徑2.75m的2主梁橋，鋼筋配置為。22125mm主鋼筋，。16200mm縱向鋼 筋。試驗時反轉橋面板，跨徑 4m簡支，使用1500kN油壓伺服試驗機跨中（主梁腹板位置）遞增反復加 載。橋面板混凝土表面，在所示的

14、位置安設共計15個兀型位移計，進行了裂縫寬度測量，又對主要裂縫用了裂縫寬度觀測器。2000橘觸直向方向斷面160011502000150100014100=1400I上J PI-3 PI-5 PI-7 PI-9 BM_1 PI-1 P-h-Io2000橘觸直向方向斷面160011502000150100014100=1400I上J PI-3 PI-5 PI-7 PI-9 BM_1 PI-1 P-h-Io rilig pi-槁觸方向斷面f0Tty】. fii1L Uz J X34tz XSPCZ KSfLJ3fEZ jqtz八千高衣100m inH 400X400X 13X21圖1.4.1試件構

15、造尺寸表1.4.1試件混凝土特性及鋼結構參數混凝土試塊設計值實測值抗壓強度d ck=24MPad 28=29.3MPa空氣量4.5%4.7%坍落度12mm12.5mm水泥種類早強水泥最大骨料直徑20mm混合劑膨脹劑30kg/m3鋼板加勁SM400 H=170mm t=16mm底鋼板SM400 t=6mm構造鋼管STK400 060.5 3.21.4.1試驗結果荷載和試件中央豎向位移的關系如圖1.4.2所示。圖中使用了自混凝土的材料試驗結果算出的彈性模量比的作為理論值（混凝土全斷面有效，和不計受拉混凝土斷面理論）。理論值的計算考慮了加腋的斷面變化。在圖中的設計荷載（150kN）,是設計彎矩對應的

16、荷載。加載初期荷載位移曲線位于全斷面有效的傾線附近，此后斜率慢慢變小，達到設計荷載時與不計受拉混凝土斷面的理論值大體上相符。最大荷載是設計荷載3.5倍左右約520kN。支尚中央變位在mmj支尚中央變位在mmj圖1.4.2試件中央荷載-位移曲線初期裂縫在加腋部和普通部的交點附近，發生在荷載約90kN時。在最終階段裂縫間隔初期裂縫在加腋部和普通部的交點附近，發生在荷載約90kN時。在最終階段裂縫間隔150200mm,交點附近密集開裂，最終這個部分的混凝土壓壞結束了試驗。設計荷載時最大裂縫寬度約0.15mm。1.5連續組合梁負彎矩試驗1.5連續組合梁負彎矩試驗為了適用到連續組合梁中支點，實施作用負彎

17、矩的模型化主梁及橋面板的靜載試驗。通過測量中 支點附近橋面板的裂縫間隔，裂縫寬度等，確認了本組合橋面板的裂縫特性。并且，作為比較也實施了RC橋面板試驗，進行了裂縫特性的比較。試件如表1.5.1所示的2個，RC橋面板試件為Type-1 ,組合橋面板試件為Type-2。組合橋面板試件Type-2和橫橋向負彎試驗取用同樣的設計參數。作為比較用的RC橋面板試件板厚和組合橋面板一致。加腋高度都為 50mm。試件的混凝土材料參數如表1.5.2所示。荷載試驗的概要如圖1.5.1所示，實驗時橋面板反轉，兩邊簡支，對跨中使用靜載試驗機加載負彎 矩。試件的鋼梁為高 1m跨徑6m的I型梁。梁高以橋面板斷面應力控制為

18、標準決定。設計當試驗機加 載上限時（約5000kN）跨中部鋼梁斷面屈服。在各荷載階段進行了橋面板混凝土的裂縫的確認及記錄。圖1.5.1立面圖所示的位置安裝位移計和兀型位移計測量試件的豎向位移和橋面板的裂縫寬度。與橋面板負彎曲試驗同樣，主要裂縫寬度用裂縫觀測器測量。表1.5.1試件類型試件形式鋼筋配置備注Type-1RC橋面板主鋼筋縱向鋼筋（）13100mm（）19100mm 配筋率1.9%一Type-2組合橋面板主鋼筋縱向鋼筋（）22125mm（）22125mm 配筋率1.3%鋼結構尺寸同橫向負彎矩試驗表1.5.2試件混凝土材料特性混凝土試塊設計值實測值抗壓強度d ck=24MPad 28=2

19、9.3MPa空氣量4.5%4.7%坍落度12cm12.5cm水泥種類早強水泥最大骨料直徑20mm混合劑膨脹劑30kg/m31.5.1試驗結果1）橋面板與主梁組合效果試件中央位置荷載-豎向位移關系如圖1.5.2所示。荷載試驗機加載到上限為止，試件大體程線彈形。實驗值和理論值的比較如圖1.5.3 ,在理論值中考慮了橋面板混凝土全斷面有效、只鋼筋+鋼梁有效、只鋼梁有效等數種情況。圖的縱軸和橫軸使用無量綱化的作用彎矩M與只計鋼梁斷面算出的屈服力矩My比值、位移8與屈服位移8 y比值。Type-1的結果在混凝土裂縫發生前接近全斷面有效的理論值， 此后接近考慮了鋼梁和鋼筋的理論值，因為隨著裂縫的發生橋面板

20、的剛度降低了。Type-2的結果也同樣，橋面板形式的差異的沒有造成受力特點的差異。圖1.5.2荷載-豎向位移曲線（試件中央）其次，考察隨荷載增大中性軸位置的變化，各試件的力矩比和中性軸位置的變化的關系如圖1.5.4所示，中性軸位置由圖中測量的鋼梁應變分布算出。把Type-1初期裂縫發生的 M/My=0.25做為分界從全斷面有效的理論值向鋼梁+鋼筋斷面的理論值轉移。從鋼筋應力著眼，比較Type-1和Type-2結果，+鋼筋斷面的理論值變化。在初期階段的混凝土的裂縫發生后中性軸位置從全斷面有效的理論值向鋼梁 兩者鋼筋屈服時的中性軸理論值和實地測量值大體上相符。+鋼筋斷面的理論值變化。(a)Type

21、-1(b)Type-2圖1.5.3彎矩-豎向位移曲線1300D19E250中K)150qift卷酊m 1363150 * * 8L，？(a)Type-1(b)Type-2圖1.5.3彎矩-豎向位移曲線1300D19E250中K)150qift卷酊m 1363150 * * 2.3胃質仁Emm高強螺栓連接2%中 S_? 400j 5200la5gTW限口圖1.7.1試件構造概況y 語副且他口口）、.加勁135.16x flSifl方向】巾展胃質仁Emm高強螺栓連接2%中 S_? 400j 5200la5gTW限口圖1.7.1試件構造概況y 語副且他口口）、.加勁135.16x flSifl方向】

22、巾展王筋間距34 Kl23二位9I主筋 皿橫向麗一彘06落審苒異型焊釘二D1 伙 170 h L - L 不焊接新形式連接曄5K蟲2）階梯荷載方法階梯荷載在實驗開始時候是 157kN,每行車次數4萬次以約20kN依次遞增，最終荷載為 392kN, 總行車52萬次。試驗結果1）靜荷載結果每行車2萬次，將車輪靜止在試件中央，測量試件的撓度和連接板的間隙等，位移計的位置如圖所示。也實施了在行車中動態的位移測量，確認和靜態的測量結果沒有大的差異。4元靜嬰UMI圖1.7.2測點布置靜載下試件中央撓度和行車次數的關系如圖1.7.3、如圖1.7.4所示。結束共計52萬次的行車程序，未發現試件破壞現象。圖中列

23、出 4種模型及加載工況下的撓度，以及以往 RC橋面板，PC橋面板的實 驗結果。RC橋面板試件按照平成 8年的道路橋示方書設計（H8）,行車次數約24萬次的時破壞。PC 橋面板試件按照道路橋示方書全預應力構件設計，但預應力鋼筋減半。1）加載時撓度：前文已說明靜載和行車時同樣大小的荷載作用下撓度相同。每行車4萬次的靜態測量與之前的行車荷載合起，之后的階段載荷也進行靜態載荷。2）卸載時：靜態實驗的時卸載后撓度測量值，即所謂殘留撓度。3）彈性撓度：卸載時可回復的撓度。4）彈性撓度（157kN換算）：像上述一樣地，靜態測量在各行車階段荷載的大小下進行。為了與初 期狀態比較在初始荷載157kN上換算了彈性

24、撓度。首先對圖1.7.3的加載時撓度著眼的話，試驗開始之后的撓度是0.5mm。此后，隨著車輪荷載的增大慢慢撓度變大，最終荷載392kN時撓度為2.5mm左右。比較用的PC橋面板試驗結束時撓度是6.2mm,說明本組合橋面板始終保持很高剛度。其次，看圖1.7.4的彈性撓度，荷載的增大大體上有比例變大。157kN換算彈性撓度，到走行結束的時從0.5mm到0.6mm,幾乎沒所示變化。可知疲勞損傷幾乎沒發生，橋面板保持健全的狀態。6 4 2 01 1 1 1二|三.新型組合橋面板加載時 新型組合橋面板卸載時 H8混凝土橋面板加載時 H8混凝土橋面板卸載時 50%預應力板加載時 50%預應力板卸載時 荷載

25、H8RC力口載時400350II300芻I I6 4 2 01 1 1 1二|三.新型組合橋面板加載時 新型組合橋面板卸載時 H8混凝土橋面板加載時 H8混凝土橋面板卸載時 50%預應力板加載時 50%預應力板卸載時 荷載H8RC力口載時400350II300芻I I250PRC5。%加載時86新型組合橋面板加載時42200150100504 8 12 16 20 24 28 32 36 40 44 48 52 0400走行回數圖1.7.4撓度與走行次數關系2萬回走行次數萬次圖1.7.3撓度與走行次數關系1。彈性撓度（加莪:如載時j+ 彈性撓度（157kN換算）荷載3）撓度的分布行車結束時靜態

26、測試的撓度 x方向（順橋向卜y方向（橫橋向）分布如圖1.7.5。從撓度的對稱性著眼, x方向的撓度左右大體上對稱，面板連接種類不同的撓度差不顯著。另一方面， y方向的撓度形狀稍稍 不對稱。但y方向試件的形狀、 試件設置方法及車輪荷載的加載方法全部對稱。 這個不對稱性推測著由 于試件的制造形狀、設置時的水平度的誤差等荷載偏心的原因。乂方向橘鼬方向:,位置(mm)-2250-1500-750075015000 0度撓時載加2 50 5I 10方向搞軸直角方向：位式(mm) 乂方向橘鼬方向:,位置(mm)-2250-1500-750075015000 0度撓時載加2 50 5I 10方向搞軸直角方向

27、：位式(mm) 2250-1400-700070014000 02 5圖1.7.5試件撓度分布1.7.3FEM分析比較進行了對實驗撓度測量結果的1.7.3FEM分析比較進行了對實驗撓度測量結果的FEM分析比較。1）分析方法通過使用殼單元與梁單元的 FEM分析，支點條件與試件的設置方法同為簡支，兩端邊上的橫梁采用梁單元模擬。分析計算了彈模比n=7及n=10這2種情況，各自的情況中混凝土全斷面有效和不計受用梁單元模擬。分析計算了彈模比拉區混凝土的共計4情況。如表1.7.2所示有關模型的剛度等各種因素，另外試驗試件的n-7o表1.7.2有限元模型參數彈模比n=7彈模比n=10抗彎慣性矩mm4剪切模量

28、GxyMPa抗彎慣性矩mm4剪切模量GxyMPa順橋向Ix橫橋向Iy順橋向Ix橫橋向Iy全斷向有效1.068E91.116E91.798E41.212E91.291E91.472E4不計受拉混凝土7.883E88.018E81.310E49.922E81.031E91.190e42）分析模型模型荷載為700mm x 400mm的面均布載荷，這個載荷范圍為從車輪荷載面（鋼板500mm x 200m）到橋面板厚的1/2位置的水平面，假定荷載以45度角分散。3）分析結果157kN換算荷載的彈性撓度分布與彈模比n=7及n=10有限元分析結果的比較如圖1.7.6、如圖1.7.7-14所示。圖中顯示了 1

29、6萬次，32萬次，48萬次，52萬次的4情況的撓度量和 FEM分析值的比 較。首先，與試件大體上彈模比相同的n=7模型，在實驗開始前的撓度分布，與把混凝土作為全斷面有效情況的分析值很好地相符。此后通過行車實驗的執行，試件的撓度慢慢變大，在實驗結束時接近不計受拉區混凝土斷面的分析值。其次，對組合橋面板設計時彈模比n=10情況，分析值比實驗結果的撓度均偏小，混凝土全斷面有效的計算與實驗結束時情況同等。x方向（橘襯方向）位置-2250-1500-7500.0750150022500回走行芹16-2250-1500-7500.0750150022500回走行芹16萬回定行峙盟萬叵I定行暗他萬向走行脖5

30、 2萬回走行腳FEM睇析他拿斷面有效；FEM解析值：（不計受拉混凝土）1.0圖1.7.6彈性位移計算比較（n=7）x方向（槁事由方向）位置（mm）-22500.07 500-750750150022500.5I1.0口回走行疇-22500.07 500-750750150022500.5I1.0口回走行疇T-16萬回走行畤T-我萬回走行畤S 4875回走行疇T52萬回低荷畤FEM解析超全斷迪有效）FE M就析值：（不計受拉混凝土）圖1.7.7彈性位移計算比較（n=10）新形式連接的間隙對試件設置了高強螺栓連接及新形式連接，結束了52萬次的行車時，未發現破壞現象。用兀型位移計測量的連接部加載時及

31、卸載時的水平方向間隙如圖1.7.8所示。本圖由于沒進行荷載大小的換算。哪邊的連接，隨著荷載增加間隙也變大，新形式連接最終載荷時間隙0.15mm。然而，考慮這個結果由最大392kN過載車輪引起，不算是有害使用的值。0. 30走行回數（萬回）圖0. 30走行回數（萬回）圖1.7.8連接板間隙量混凝土開裂狀況試件到試驗結束沒有明顯破壞，試驗結束時在試件邊部混凝土表面首次觀察到1個非常微小的裂紋。從裂紋發生時的行車次數和裂紋的大小等判斷對疲勞耐久性絲毫沒有影響。試驗結束后切斷試件觀察內部，觀察結果如圖 1.7.9所示。裂紋非常微小不影響使用。在 B-B斷面旁邊靠近加勁肋切斷后剝離 混凝土觀察底鋼板和加

32、勁肋的間歇焊接處，焊接部疲勞裂縫沒發生。對加勁肋長孔的混凝土填充情形也進行了觀察，沒有發現氣泡和填充不良。日-口切甌面匚C切斷面1650切斷糠啟一口叨斷面日-口切甌面匚C切斷面1650切斷糠啟一口叨斷面圖1.7.9切面裂縫分布新型鋼板接頭受彎承載力及疲勞性能試驗鋼面板間的現場連接采用了考慮底鋼板傳力性能的摩擦型高強螺栓及焊釘螺栓和焊釘并用的新形式。摩擦型高強螺栓是施工中大量使用的連接形式，可是螺栓的安裝、涂飾等高空作業，需要橋面板下設置腳手架。而以往的焊釘螺栓連接，雖然可以在橋面板上面施工，但每孔容許應力水平小，傳力效率差。因此，以腳手架省略等的施工性改善、保證傳力效率為目的設計了新形式接頭，

33、已經有1橋實際使用成果。新形式連接的構造概要如圖 1.8.1所示，在底鋼板的連接處， 交替焊接配置焊釘和焊釘螺栓。焊釘直徑。16mm。橋面板架設時連接板從上方放下，連接板在焊釘螺栓處設置。34mm孔、在焊釘部設置力60mm孔，之后在焊釘螺栓處安設底部方形墊片及頂部的六角螺母。焊釘螺栓 M16t/NuH匾3陵向） 蘆.圓柱頭焊釘16補強鋼筋D13焊釘螺栓 M16t/NuH匾3陵向） 蘆.圓柱頭焊釘16補強鋼筋D13開孔板 o圖1.8.1新型連接構造示意/ fiMfifismooir ：Slor 60.5m對鋼面板的自重、混凝土澆筑時候的恒荷載等鋼面板混凝土組合前的荷載，以焊釘螺栓承擔。對混凝土硬

34、化后橋面板成為組合構造之后的恒荷載、活荷載，在連接板的焊釘貫通部設立的孔填充了混凝土，發揮了連接件作用。并且，因為焊釘螺栓頂部安裝螺母形成頭部，與焊釘頭部一起抵抗面板和混凝土剝落方向、即豎向力。因為這個新形式底鋼板沒有螺栓孔，混凝土澆筑時的防漏水對策，只需給底鋼板和連接板的間隙加上防水條，很容易進行。為確認這一新形式連接對底鋼板受到的水平力的承載力，實施了受拉實驗。實驗的要領如圖1.8.2所示。這個實驗取實際組合橋面板連接部混凝土的尺寸、鋼板厚等參數。連接板E=l2m*SS4O（）/ 底解1板（t=承壓板i-i03 L1連接板E=l2m*SS4O（）/ 底解1板（t=承壓板i-i03 L1An

35、c.Bolt 田091 Jnyn山B250:焊釘螺栓M16(SS400).焊釘 1 16(SS400)圖1.8.2試件概要為了調查連接板的孔徑、焊釘長度對抗剪性能的影響制造了如表1.8.1所示的5種試件，使用的混凝土性能如表1.8.2所示。實驗使用支持臺上承壓板和錨栓固定試件，實驗機向上拔出連接板的方法。表1.8.1試件規格種類焊釘長L1mm連接板孔徑（）s mm配置試件個數Type-113050正*3Type-2逆1Type-360正3Type-4110501Type-51501（*試件加載時焊釘在下為正向配置）表1.8.2混凝土材料特性設計值實測值抗壓強度27MPa試驗開始日39.2MPa

36、試驗結束日42.7MPa坍落度112cm12cm仝氣里4.5%5.0%水泥種類早強水泥最大骨料尺寸20mm混合劑AE減水劑試驗的荷載等級按照 JSSC焊釘推出實驗方法實施。試件混凝土和連接板的相對位移用高感度位移計測量，荷載一直加大到焊釘螺栓和焊釘斷裂。荷載-相對滑移關系如圖1.8.3所示，可知Type-1、3的最大抗剪承載力比設計荷載大一倍。各試件最大抗剪承載力，最大滑移量，屈服荷載如表 1.8.3。屈服荷載指荷載-相對位移關系中滑移量達0.2mm的荷載。所有試件中都是焊釘螺栓比焊釘先斷裂。Type-1、2由于焊釘和焊釘螺栓的配置不同，最大抗剪承載力、屈服荷載存在1020%左右差異。分析原因

37、為連接板的開孔填充的混凝土抗剪效果的不同。對連接板的孔徑影響的Type-1、3比較，最大抗剪承載力大體上相同，但屈服荷載Type-3大20kN ,因為開孔填充的混凝土抗剪作用與孔徑相關。比較把焊釘長度做為參數的Type-1、4、5,焊釘越長最大抗剪承載力，屈服荷載都越低，因為焊釘的彎曲變形更大。其次，關于連接部的滑動荷載強度，把滑動系數科=0.4的高強螺栓(M22)的滑動荷載81.9kN作為比較的話，Type-2、3,大體上有與之同等的強度。根據上述的受拉實驗結果和下面的輪載走行試驗鋼 面板連接的疲勞耐久性的結果等，確認鋼管PBL型組合橋面板鋼板的連接，根據架設條件可以選擇高強螺栓和新形式連接

38、的 2種。圖1.8.3荷載-相對滑移關系表1.8.3試驗結果匯總試件最大抗剪承載力Qmax (kN)最大滑移量8 max(mm)屈服荷載Qy (kN)Type-1(平均)126.612.368.1Type-2138.315.185.3Type-3（平均）127.113.587.4Type-4140.514.676.8Type-5123.611.850.1加勁板焊接疲勞試驗在鋼管PBL型組合橋面板的底鋼板和加勁肋的橫橋向間歇焊接，采用的底鋼板厚6mm,角焊縫尺寸4mm,按照道路橋示方書（以下簡稱道示）規定的構造。為了確認適用標準指南的加勁肋和底鋼板疲勞 設計，和焊接疲勞耐久性進行了疲勞實驗。驗證

39、對象的底鋼板和加勁肋的間歇角焊縫強度等級分為順橋向及橫橋向的2方向。本結構幾乎不呈現雙軸荷載疲勞裂縫發展特性的影響。參考疲勞設計指南設定了焊接構造的種類和強度等級。順橋向荷載非傳達型十字焊接，間歇焊接的起始和終端強度等級為E。橫橋向間歇縱向焊接用的角焊縫強度等級為E。試驗內容1）試件設計試件概要如圖1.9.1所示，將底鋼板和加勁肋的間歇角焊接模型化為 2種共計6個試件。應力作用 方向與加勁肋平行的試件為 Type-A;直角方向試件為 Type-B。鋼材使用實在構造對應的 SM400A ,焊 接尺寸為4mm。為了確認反復加載時試件應力幅，鋼板貼上應變片。圖1.9.1試件尺寸小意表1.9.1各試件應力幅試件種類應力幅MPa荷載下限kN荷載上限kN焊腳高（平均）mm順橋向Type-A11001204205.6Type-A2115754205.1Type-A3130304205.