節段拼裝變截面波形鋼腹板連續組合箱梁的剪切性能試驗研究

趙品 ，邵旭東 ，榮學亮 ，劉鑫

［1.道路與鐵道工程安全保障省部共建教育部重點實驗室（石家莊鐵道大學），河北 石家莊 050043；2.石家莊鐵道大學 土木工程學院，河北 石家莊 050043；3.湖南大學 土木工程學院，湖南 長沙 410082；4.河北自貿區漢曹鐵路有限公司，河北 唐山063200］

波形鋼腹板組合橋梁以其自重輕、預應力效果高、抗震性能好、節約材料、造型美觀等優點在國內被廣泛應用［1-3］.該橋型采用波形鋼腹板代替混凝土腹板，有效地解決了腹板開裂問題，且波形鋼腹板適合工廠批量制造，更適合節段預制拼裝的施工工藝.節段預制波形鋼腹板組合橋梁與傳統橋梁相比，明顯提升施工速度，減少模板用量、降低造價，可見節段預制波形鋼腹板橋梁在未來橋梁建設中具有廣闊的前景.

國外關于波形鋼腹板的力學性能研究較早，但主要對波形鋼腹板的剪切性能和屈曲模式進行分析［4-5］.Moon 等［6］通過試驗與有限元模型確定屈曲參數的取值，并提出了波形鋼腹板抗剪強度計算公式.國內學者對于節段拼裝梁進行了大量的研究，較為全面地掌握了節段拼裝梁的力學特性.劉釗等［7］對一片48 m 的節段預制拼裝箱梁的足尺試驗梁進行靜力試驗，結果表明節段拼裝梁的整體性較好，基本符合平截面假定.袁愛民等［8-9］制作了三片節段拼裝試驗箱梁，考慮體內外預應力混合配束，對裂縫開展、破壞形態進行分析，并發現梁體變形主要存在接縫位置.石雪飛［10］等制作了節段拼裝連續梁的足尺模型，并對整個施工過程進行測試，對梁體變形、裂縫發展、預應力增加進行研究，結果表明該類型的承載能力破壞是一個緩慢的過程，安全性較高.張鴻等［11-12］對兩片足尺模型節段試驗梁，對波形鋼腹板箱梁的橫向內力進行研究，并論證了采用節段拼裝工藝對波形鋼腹板組合箱梁施工的可行性，研究表明波形鋼腹板采用高強螺栓具有較強的調整誤差的能力.代岳龍等［13］對4 個模型試件進行了試驗，研究了節段拼裝梁在偏載下的力學特性，提出了考慮接縫影響時抗扭剛度的計算公式.鄧文琴等［14］制作三根縮尺試驗梁并進行靜力試驗，對比分析了節段拼裝波形鋼腹板箱梁與整體波形鋼腹板箱梁力學特性，提出了節段拼裝梁的抗彎承載力計算公式.周緒紅等［15］通過進行縮尺試驗研究了波形鋼腹板組合箱梁的剪切性能，并得出剪切屈曲強度的半經驗半理論的設計公式.李立峰等［16］對波形鋼腹板的彈性屈曲強度進行分析，推導出彈性屈曲強度的計算公式并給出適用范圍.

以上針對混凝土節段拼裝梁橋，關于剪切性能研究也大多為直剪試驗［15-21］，對于節段拼裝變截面波形鋼腹板連續梁的彎剪研究還較少，也未提出針對節段拼裝的連續梁的剪應力計算公式.鑒于此，本文對節段拼裝變截面波形鋼腹板組合連續梁與相同尺寸的整體澆筑變截面波形鋼腹板組合連續梁進行靜力試驗，對節段拼裝變截面波形鋼腹板組合連續梁的彎剪性能進行研究，為后續節段預制波形鋼腹板組合箱梁的抗剪設計提供參考.

1 模型試驗

1.1 梁體構造

以某實橋為原型，按照一定比例設計并制作了兩片試驗梁：整體式變截面波形鋼腹板連續箱梁和節段預制變截面波形鋼腹板連續箱梁.兩片梁的構造尺寸一致，為三跨連續梁，跨徑布置為（250+500+250）cm，試驗梁頂板寬150 cm，底板寬108 cm.中支座梁高710 mm，波形鋼腹板高500 mm；邊支座梁高510 mm，波形鋼腹板高300 mm；中跨跨中梁高510 mm，波形鋼腹板高300 mm；梁底線形形似二次拋物線，具體尺寸如圖1所示.

圖1 試驗梁模型構造圖Fig.1 General structure of experimental beam model

直接澆筑整體梁，首先制作并組裝好試驗梁頂底板的混凝土模板，對波形鋼腹板進行固定，隨后進行頂底板混凝土澆筑，完成試驗梁的制作（見圖2）.節段拼裝梁需考慮拼裝工藝，制作13 塊節段并進行拼裝，其中波形鋼腹板的連接采用焊接的方式，混凝土頂底板采用節段預制拼接膠CMRB-A/B 進行膠結.CMRB-A/B膠的抗壓強度為80 MPa，彈性模量為2 400 MPa，黏結強度為2.5 MPa.由于本試驗梁截面為變截面，在拼接過程中在梁底墊木塊來維持梁底線形，先對接縫位置的混凝土頂底板均勻涂抹3 mm厚CMRB-A/B 膠，用木塊控制變截面底板的整體線形，再利用叉車將每一塊節段梁塊按照整體梁的形狀放置到擺放好的木頭上，隨后進行預應力張拉將接縫處的CMRB-A/B 膠擠壓出來，使CMRB-A/B 膠與混凝土梁體充分貼合，再對接縫位置的波形鋼腹板進行焊接，完成節段梁拼裝.圖3 為試驗梁構造圖，圖4為節段拼裝梁的接縫實圖.

圖2 試驗梁制作過程Fig.2 Fabrication process of test beam

兩片試驗梁均采用C40 混凝土，在試驗梁澆筑的同時制作混凝土立方體試塊，通過抗壓實驗，得到平均抗壓強度44.7 MPa.波形鋼腹板采用Q235 型鋼材，厚度為4 mm，具體尺寸如圖5 所示.體外預應力鋼束經轉向塊沿折線布置，如圖1 所示，其中T1、T2為頂板體內預應力鋼束，D1、D2 為底板體內預應力鋼束，W1、W2 為體外預應力鋼束.預應力鋼束單根直徑為15.2 mm，抗拉強度為1 860 MPa，初始張拉力為100 kN.

圖5 波形鋼腹板構造（單位：mm）Fig.5 Structure of corrugated steel web（unit：mm）

1.2 加載方案與測點布置

通過1 000 kN 的液壓加載頭與反力架對兩片試驗梁進行加載，分為中跨跨中對稱加載和中跨三分點偏載，加載間距為220 cm，采用分配梁調整間距，如圖6所示.

圖6 縱向測點布置圖Fig.6 Layout of longitudiual measuring points

因為兩片試驗梁為三跨連續梁，為了防止邊跨在加載過程中向上位移，使用分配梁與鋼絞線對邊跨豎向位移進行約束，將分配梁橫向放置在邊支座位置上，分配梁兩端穿入鋼絞線并進行錨固，鋼絞線的另一端錨固在地板上，最后使用油壓千斤頂對鋼絞線進行張拉.

兩片梁分別在九個波形鋼腹板斷面上布置應變測點，通過電阻式應變片測得鋼腹板應變.在梁底布置位移計，測量不同荷載等級下試驗梁的撓度變化.具體布置如圖6、圖7 所示.圖8 為加載實圖，圖9 為加載示意圖.

圖7 橫截面測點布置圖（單位：mm）Fig.7 Layout of cross section measuring points（unit：mm）

圖8 試驗梁中跨對稱三分點加載試驗Fig.8 Cross-symmetric two-point loading experiment in the test beam

圖9 試驗梁加載示意圖Fig.9 Test beam loading diagram

2 試驗結果分析

2.1 位移結果分析

通過荷載-位移曲線可以有效地了解試驗梁破壞的過程，分別對兩片試驗梁中跨跨中截面與邊跨跨中截面的位移進行測量，如圖10所示.

圖10 試驗梁荷載-位移曲線Fig .10 Test beam load-displacement curve

由圖10 可知，整體梁與節段梁中跨承受對稱荷載時，邊跨位移向上，中跨跨中截面位移的絕對值大于邊跨跨中截面位移的絕對值，這也符合連續梁橋受力特點.

當兩片試驗梁處于彈性階段時，節段梁中跨跨中的撓度比整體梁在該位置的撓度略大，節段梁的剛度略大于整體梁的剛度.進入塑性階段后，節段梁中跨跨中位移的增長速度遠遠大于整體梁，這說明節段梁的剛度要小于整體梁的剛度.這是由于節段梁混凝土頂底板采用膠接縫，且膠接縫中沒有普通鋼筋，進入開裂階段后，節段梁的膠接縫開裂導致其剛度大幅降低.

2.2 剪應力結果分析

試驗測得波形鋼腹板三向應變，按照式（1）可以計算波形鋼腹板的剪應力值.

式中：ε0°為腹板縱向的應變值；ε45°為與腹板縱向夾角45°應變值；ε90°為腹板沿高度方向的應變值.

當試驗梁中跨承受對稱荷載時，按照式（1）得到節段拼裝梁與整體梁中跨1/4 位置的剪應力沿梁高分布圖，由于篇幅限制只展示60 kN、180 kN、300 kN三個荷載等級下的剪應力沿梁高分布圖，如圖11所示.

圖11 中跨1/4位置剪應力沿梁高分布圖Fig.11 Shear stress distribution along beam height at 1/4 position of mid-span

由圖11 可知，節段拼裝梁與整體梁在中跨1/4位置波形鋼腹板的剪應力值隨著荷載的增大而增大，但沿著梁高的方向并無明顯變化，在整個波形鋼腹板斷面上呈現均勻分布；頂底板的剪應力值遠小于波形鋼腹板的剪應力值；在承受相同荷載時，節段拼裝梁中跨1/4位置的波形鋼腹板上的剪應力值，要略大于整體梁同一位置處的剪應力值.這是由于節段拼裝梁的混凝土頂底板的接縫是采用膠接縫，且接縫位置沒有布置普通鋼筋，膠接縫對截面抗剪的作用貢獻很小，僅起到密封作用，而整體梁頂底板沒有接縫，鋼筋-混凝土頂底板的抗剪能力大于節段梁，波形鋼腹板的抗剪貢獻要小于節段拼裝梁.

為了解節段預制拼裝波形鋼腹板箱梁與整體式波形鋼腹板箱梁在整個加載過程中的腹板的受力情況，繪制節段梁與整體梁在破壞階段的荷載-剪應力曲線，如圖12所示.

圖12 波形鋼腹板荷載-剪應力曲線Fig.12 Corrugated steel web load-shear stress curve

由圖12 可知，節段梁與整體梁波形鋼腹板的剪應力隨著荷載的增大而增大，基本呈現線性分布，荷載-剪應力曲線未發生明顯突變，說明試驗梁底板裂縫的出現對波形鋼腹板箱梁的抗剪作用影響較小.

當節段梁處于彈性階段時，中跨1/4截面上波形鋼腹板剪應力略大于整體梁在同一位置的剪應力.進入塑性階段后，節段梁在該位置的波形鋼腹板剪應力的增長速度明顯大于整體梁.當荷載值為1 100 kN 時，節段梁的剪應力相對于整體梁增加了24%.這是由于節段梁在底板膠接縫位置沒有普通鋼筋，在底板開裂后，原本由傾斜底板所承受的剪力全部轉移到波形鋼腹板.當荷載超過1 400 kN后，整體梁中跨截面Ⅳ的波形鋼腹板剪應力增長速度迅速增大，并在1 600 kN時發生剪切屈曲破壞.

3 節段拼裝變截面波形鋼腹板連續箱梁剪應力計算方法

根據變截面波形鋼腹板組合箱梁的受力特點，當荷載作用時，混凝土頂底板的抗剪貢獻不可忽略，除截面剪力之外，截面彎矩和截面軸力以及預應力也會對剪應力產生影響，但在彈性范圍內，預應力的增量很小，故忽略這部分對剪應力的影響，即

式中：τ為截面的剪應力；τQ為截面剪力作用產生的剪應力；τM為截面彎矩作用產生的剪應力；τN為截面軸力作用產生的剪應力.

τQ通常采用經典的剪應力計算公式：

式中：Q為截面剪力；S為截面的面積矩；I為忽略波形鋼腹板的截面慣性矩；b為波形鋼腹板的厚度；n為截面上波形鋼腹板的數量.

為了得到在截面彎矩和截面軸力作用下的剪應力，選取變截面上的一塊微元體進行分析，如圖13所示，微元體的長度為dx，水平傾角為α，左側受到的軸力為N，彎矩為M，剪力為Q，右側受到的軸力為N+dN，彎矩為M+dM，剪力為Q+dQ，對O點取矩，得到：

圖13 微元體受力圖Fig.13 Force diagram of microunit

圖14 為波形鋼腹板組合箱梁的截面圖，坐標軸取頂板寬度為b1，厚度為t1，頂板面積為A1，底板寬度為b2，厚度為t2，底板的面積為A2，截面高度為h，計算點距離頂板上緣的距離為y0，形心軸距離頂板上緣的距離為yc，T為計算點以上區域的水平力的合力.

圖14 波形鋼腹板組合箱梁截面Fig.14 Section of composition box girder with corrugated steel webs

由材料力學公式可知，由軸力在截面上產生正應力為：

由彎矩在截面上產生正應力為：

由此可以得到截面的軸向力TN和由彎矩產生的彎矩軸向力TM：

計算點以上區域的水平力的合力為：

式中：A0為計算點到頂板上緣的面積；S0為計算點到頂板上緣的靜矩.

由材料力學公式可知，微元體的截面剪應力為：

將式（5）代入式（6）中，再根據式（4）的力矩平衡條件得到：

為了求解波形鋼腹板上剪應力的大小，在計算全截面特性時考慮波形鋼腹板面積的影響，截面總面積A沿x方向的變化率為：

截面的慣性矩I沿著x方向變化率為：

截面的形心矩yc沿著x方向變化率為：

計算點距離箱梁頂部的面積A0沿著x方向變化率為：

計算點距離箱梁頂部的面積矩S0沿著x方向變化率為：

將式（7）～式（13）代入式（7）、式（8）可得到截面軸力作用下的剪應力τN和截面彎矩作用下的剪應力τM：

將式（14）、式（15）代入式（2），得到變截面波形鋼腹板箱梁的剪應力計算公式，即

根據公式（16）計算得到節段梁在荷載作用下，剪力作用產生的剪應力τQ、彎矩作用產生的剪應力τM、軸力作用產生的剪應力τN、階段施工撓度導致剪應力變化各項在總剪應力τ所占的比重，如表1所示.

在拼裝過程中，節段梁在匹配位置時，會因自重發生變形，如圖15所示.

圖15 波形鋼腹板組合梁拼接時的撓度Fig.15 Deflection of composite beams with corrugated steel webs when splicing

在拼裝n號塊時，由于n號塊自身自重作用，導致已拼接梁塊n-1 塊的梁面線發生變化，產生向下的撓度.該部分撓度會影響鋼腹板的剪切變形，從而導致波形鋼腹板的剪應力發生變化，因此在推導變截面節段預制波形鋼腹板箱梁的剪應力計算公式時，需要對該部分進行考慮.

根據結構能量原理，外力功等于梁的彎曲應變能與剪切應變能之和.考察撓度對波形鋼腹板組合箱梁剪切變形的影響，首先確定波形鋼腹板組合箱梁在拼接過程中的撓度2Δ，由此確定組合梁的剪切應變能.波形鋼腹板內的剪切應變能密度為：

式中：Gs為波形鋼腹板的剪切模量，其計算公式如下：

式中：Gs為鋼材的剪切模量；μ為鋼材的泊松比；E為鋼材彈性模量.

如圖16 所示，斜板段對豎向撓度的貢獻與直板段有所不同.首先將斜板段修正為等效厚度為tw'=tw/cosθ的直板段，θ為波折角，則它的計算剪應力減少到τcosθ.為了與等效前斜板段的能量密度相同，波形鋼腹板內的剪切應變能密度為：

圖16 波形鋼腹板示意圖Fig16 Schematic diagram of corrugated steel web

對斜板段的剪切模量進行修正，

則斜板段微元體內的剪切應變能為：

由于節段梁在匹配位置因自身重力所發生的變形，在確定波形鋼腹板組合箱剪切應變能的基礎上，運用能量法得到

選取滿足邊界條件的形函數

將形函數代入積分方程求出待定常數1，即可得到所需位移：

節段梁在匹配位置因自重所發生的變形，將導致待澆梁段梁面變成不規則斜面.后續節段前端中央處梁高將比理論梁高縮小2Δ，得到節段箱梁剪應力在自重作用下與撓度的關系

將式（25）代入式（14），得到變截面節段拼裝波形鋼腹板箱梁的剪應力計算公式，即：

將式（26）計算得出的節段梁剪應力公式值與實測值進行對比，如圖17 所示，剪應力公式值與剪應力實測值吻合較好，公式值略大于剪應力實測值，誤差在5%以內，說明此公式具有一定精度.

圖17 整體梁中跨1/4截面剪應力對比Fig.17 Comparison of shear stress in 1/4 section of middle span of integral beam

4 承剪比分析

目前，國內大部分波形鋼腹板組合箱梁在設計時不考慮混凝土頂底板抗剪作用，認為所有的剪力都由鋼腹板承擔，這樣的設計對于鋼腹板來說偏于保守.為了探究節段拼裝變截面波形鋼腹板組合連續梁中鋼腹板的抗剪貢獻，對節段拼裝梁與整體梁中跨1/4位置在不同荷載等級下的承剪比進行對比，并且通過有限元模型結果進行驗證.

承剪比ρ為腹板剪力值與截面總剪力的比值，即ρ=Qw/Q，Q為截面總剪力，腹板剪力Qw=τAn，τ為波形鋼腹板的剪應力值，由上文可知，波形鋼腹板的剪應力沿梁高方向接近均勻分布，所以τ的實測值取同一截面6 個測點的剪應力的平均值，τ的有限元值為板內表面與外表面的平均值，A為波形鋼腹板的橫截面積；n=3 為單箱雙室組合梁的波形鋼腹板的數量.利用上式計算得到了在不同荷載作用下，兩片試驗梁的腹板剪力的實測值與有限元值、承剪比的實測值與有限元值如表2 所示，圖18 給出腹板剪力隨荷載變化曲線.由式（8）計算得到截面剪應力，進而計算出承剪比例的理論值，得到承剪比隨荷載變化的曲線，見圖19.

表2 荷載作用下中跨1/4斷面下鋼腹板的承剪比Tab.2 Shear ratio of 1/4 section of middle span under different load grades

圖19 承剪比對比Fig.19 Comparison of bearing shear ratio

根據表2 和圖18，在兩點對稱荷載作用下，節段梁與整體梁中跨Ⅴ-Ⅴ截面波形鋼腹板剪力隨著荷載的增大而增大，且呈線性分布.在相同荷載下，節段梁的腹板剪力要大于整體梁的腹板剪力，隨著荷載值的增大，兩片梁腹板承受剪力的差值也增大，兩片試驗梁的腹板承剪比均未隨著荷載等級的增加發生明顯的變化.當對稱荷載為300 kN 時，節段梁的腹板剪力與整體梁的腹板剪力相差10%左右，在節段梁設計時，應該考慮一定的折減.

為探究變截面波形鋼腹板對節段拼裝試驗梁的抗剪作用，將兩片試驗梁劃分為9 個控制截面，按照上文的計算方法得到當對稱荷載為300 kN 時，兩片試驗梁不同截面的腹板剪力的實測值與有限元值、承剪比的實測值與有限元值.得到結果如表3 所示，其中邊跨截面1、2、9、10截面總剪力為37.5 kN，中跨截面4、5、6、7截面總剪力為150 kN.支點截面3、8截面總剪力為187.5 kN.由式（8）計算得到截面剪應力，進而計算出承剪比例的理論值，得到兩片試驗梁不同截面鋼腹板的承剪比，見圖20.

表3 不同截面的腹板剪力與承剪比Tab.3 Ratio of web shear force to shear force under different sections

圖20 不同截面鋼腹板的承剪比Fig.20 Proportion of shear force borne by steel webs of different sections

由表3 和圖20 可知，當對兩片試驗梁施加300 kN 的對稱荷載時候，節段拼裝梁在中跨Ⅳ、Ⅴ截面的承剪比達到了85%以上，整體梁在該位置的承剪比在75%左右，這說明了在該位置上，兩片梁的波形鋼腹板承擔了大部分的剪力.在中支點位置到中跨跨中位置，兩片試驗梁的波形鋼板鋼腹板所承受的剪力比例是不斷增大的，這說明越靠近中跨跨中，兩片試驗梁波形鋼腹板的抗剪作用越大，混凝土頂底板的抗剪作用越小.

對于中支點位置的Ⅲ截面，兩片試驗梁波形鋼腹板的承剪比在50%左右，混凝土頂底板承受近一半的剪力.這是由于越靠近中支點位置，變截面效應越明顯，兩片波形鋼腹板組合箱梁皆施加了大量的體內、體外預應力，預應力筋的豎向分量會減小鋼腹板承受的剪力，從而增加了該位置處混凝土頂底板承受的剪力.并且在梁高變化比較明顯的區域，變截面中的腹板剪應力還受彎矩作用產生的附加剪應力的影響，從而減小該位置的鋼腹板所承受的剪力.節段梁與整體梁的波形鋼腹板承受剪力的比例相差不大，這是因為節段拼裝梁的中支點0 號塊的截面是不變的，且此位置沒有焊接縫與膠接縫，節段拼裝梁與整體梁的構造差異較小，因此節段拼裝梁與整體梁的波形鋼腹板的承剪比相差不大.

由中支點截面Ⅲ到邊跨截面Ⅱ、Ⅰ，兩片試驗梁的波形鋼腹板的承剪比不斷增大，混凝土頂底板的抗剪作用不斷減小，到邊支座位置，混凝土頂底板的抗剪作用僅為20%～30%，體現了波形鋼腹板連續梁的承剪特點.

在中跨截面Ⅳ、Ⅴ位置處，節段拼裝梁的波形鋼腹板承剪比要大于整體梁的承剪比，差值在10%左右，這是由于在該位置處整體梁的混凝土頂底板的整體性更好，所能承受的剪力要更大一些，而節段拼裝梁的混凝土頂底板的連接方式為膠接縫，且沒有普通鋼筋的作用，因此混凝土承受的剪力要小一些，鋼腹板的承剪比要大于整體梁在該位置的承剪比.在中支點截面Ⅲ處，兩片梁波形鋼腹板的承剪比的有限元值，略小于實測值，誤差范圍在5%以內，這驗證了有限元模型的準確性，較為清晰地體現兩片試驗梁的力學性能.通過式（8）計算得到的承剪比，與實測值基本吻合，驗證了公式的準確性.

5 抗剪承載力計算公式的修正

文獻［3］中提到依據美國AASHTO 規范，接縫面的抗剪承載力包括混凝土剪力鍵和混凝土摩擦提供的抗剪貢獻兩部分.本接縫除上述兩種剪力外仍要考慮膠層黏結提供的摩擦貢獻和鋼腹板的抗剪貢獻，同時要考慮變截面對斷面抗剪承載力的影響.考慮上述五部分的抗剪貢獻，節段拼裝組合箱梁的抗剪承載力計算式可修正如下：

式中：Ak為剪力鍵根部面積；Asm為接觸部分的混凝土面積；fck為混凝土標準抗壓強度；σn為接縫面平均壓應力水平.

圖21 為采用公式（27）（該公式能夠反映混凝土剪力鍵的膠層黏結對抗剪承載力的影響）得到的計算值與實測值、有限元結果的比較，可以看出前者與后兩者誤差在5%左右.可知式（27）可以較好地預測剪力鍵膠接縫的抗剪強度.

圖21 鋼混組合結構結果對比圖Fig.21 Comparison diagram of the results of the steel-concrete composite structure

6 結論

1）在對稱加載作用下，在中跨1/4位置處節段拼裝梁與整體梁波形鋼腹板的剪應力沿梁高方向均勻分布，節段拼裝梁的剪應力值要略大于整體梁在相同位置的剪應力值.

2）推導了節段拼裝變截面波形鋼腹板組合箱梁的剪應力計算公式，并考慮施工工藝對剪應力的影響，與節段拼裝梁剪應力的實測值進行對比，誤差在5%以內，驗證了該公式具有一定的精度.

3）在對稱加載工況下，節段拼裝梁與整體梁的承剪比在彈性范圍內受荷載影響較小，保持一個恒定的比例.中支座位置處的波形鋼腹板承剪比在50%左右，波形鋼腹板的承剪比沿著試驗梁縱向方向由中支座向兩側不斷增大，在中跨1/4 位置，節段梁鋼腹板的承剪比達到了85%以上，整體梁的鋼腹板在該位置的承剪比在75%左右，節段梁波形鋼腹板承剪比略大于整體梁.

4）文中提出的接縫截面抗剪承載力計算公式值與實測值、有限元結果的誤差在5%左右，可以較好地預測鋼混組合結構膠接縫的抗剪強度.