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四川石棉干海子大桥位于四川雅西高速拖乌山北坡，该桥设计荷载公路-Ⅰ级、地震基本烈度Ⅷ度，全长1 811 m，桥宽24.50 m，上部结构采用44.5 m 和62.5 m跨径的钢管混凝土连续桁梁桥，主桁下主管为外径813 mm钢管混凝土、支管为外径406 mm的钢管，顶板为20 cm厚的预应力钢筋混凝土桥面板；下部结构的高墩采用钢管混凝土组合格构桥墩，矮墩采用双柱式钢筋混凝土桥墩。该桥于2006年6月开始桥型论证，2006年12月批准干海子大桥上部与下部采用全钢管混凝土桁式结构桥梁，2009年6月提交施工图设计文件，2011年11月30日完成主梁钢管桁式结构架设，2012年4月建成通车。
四川汶川克枯大桥位于汶马高速公路汶川县城附近，工程包括克枯桥梁工程、桑坪隧道工程、下庄桥梁工程和附属工程，工程总长为6 430 m。
桥梁工程采用标准跨径30 m、40 m的钢管混凝土简支桁梁结构，钢管混凝土主桁梁与钢-混凝土组合桥面板组成主梁结构；钢管混凝土柱式墩与钢筋混凝土桩基连接形成下部结构。该桥的技术特点：提出了桥墩、主梁、主桁、桥面板全部采用钢-混凝土组合结构，钢结构在工厂加工，现场浇注混凝土，不需要任何模板，工业化程度高，减轻重量约45％，抗震能力强。同时，采用变刚度支座分配主梁水平内力，采用预应力钢-混凝土组合结构，关注不同类型节点极限承载能力和耐久性，提出并开发了主梁整孔架设成套设备等新技术。
桑坪隧道工程为双幅四车道分离式高速公路隧道，建筑限界采用宽10.25 m、高5 m。桥梁与隧道连接处，因建设条件复杂而特殊设计，隧道进出口地形陡峭，进口采用施工横洞由侧面进洞，挡墙反压高填设置施工平台进洞。出口采用设置群桩基础和钢筋混凝土平面基础，再在基础之上设置钢筋混凝土棚洞，解决了高危山体崩塌、侧面泥石流沟、底脚杂谷脑河冲刷的组合结构体系，既连接桥梁与隧道，支撑路基形成道路，又规避了灾害风险，为复杂山区桥梁与隧道接口提供了工程示范。
钢管混凝土桁梁桥的类似工程还有四川红原大桥等。该类桥梁由于具有钢结构桥的安全适用、低碳环保、施工简便等优点，同时桥梁上下部的总用钢量小于240 kg/m 2 ，因此具有较好的应用市场。但是，钢管混凝土焊接桁式结构，在重车反复作用下，工程师们担心焊接相贯节点的疲劳失效。对此，开展了长达20年的研究，对相贯焊接节点的疲劳寿命已探索出了成套技术，保证了焊接节点的疲劳设计使用寿命。但是，工程师们担心因不可控原因，造成隐藏的质量缺陷，导致节点抗疲劳寿命缩短，更换维修节点难度大、风险高、社会影响严重，因此，探索简单方便的疲劳维修方案，为钢管混凝土桁式桥梁管桁节点不可控后果提供可控的技术手段是必要的。
H型加劲钢板采用厚度10 mm的Q235钢板，腹板与翼板采用焊接连接，翼板与主管、受拉支管采用环氧改性胶粘贴，主桁管桁节点趾部和根部处、两侧趾部与过渡区交界处，各设置一对H型加劲钢板，并在实桥上对其中一个节点做了加强试验，如图2-229所示。
图2-229 实桥相贯焊接节点加强
经过计算与实测表明，设置H型加劲钢板后能够有效降低拉杆相贯焊缝的应力幅，并提高节点刚度，是一种有效的节点强化方案。从表2-68可以看出，设置肋板后，相贯焊缝应力降低了40％以上。
表2-68 桥墩处设置肋板前后相贯焊缝应力对比
采用H型加劲钢板主要目的是为受拉支管分摊活载、降低相贯焊缝疲劳应力幅，并提高节点刚度，因此，粘贴技术中使用的黏钢结构胶的抗疲劳性能尤为重要。现行国标中给出了黏钢结构胶抗剪、抗拉等力学性能参数，但缺乏耐久性参数。根据黏钢结构胶在实桥上的受力特点、所承担疲劳应力幅大小，针对黏钢结构胶的疲劳性能试验，揭示了使用黏钢结构胶在不同疲劳加载次数下应变分布状况及刚度衰减曲线等。
有限元实体模型分析中，计算55 t重车最不利作用下，黏钢结构胶位置N5~N9处（图2-230）的主拉应力见表2-69，表中数据为黏钢结构胶层的最大主拉应力。
表2-69 黏钢结构胶位置的主拉应力
分析其中一块板上黏钢结构胶应力分布状况，沿截面拉应力呈现两端大中间小分布，结果表明黏钢结构胶主要承受弯矩作用的拉应力，其应力分布如图2-231所示。
结合试验的主要目的，为了准确研究钢桁梁节点补强结构形式中钢板胶的疲劳性能，试件设计最关键的是要保证构件几何参数、黏钢结构胶的配制、黏结工艺及受力性能一致。根据受力特点——H型钢板及胶在活载作用下主要承受拉弯作用，试验将采用同样带弧度且厚度与实桥试验所用一致（10 mm）的钢板，用黏钢结构胶黏结在一起，并在跨中黏结位置以下预留1 cm断口，通过加载使其受弯，使黏胶在断口处能产生较大拉应力。
图2-230 使用黏钢结构胶位置示意
图2-231 黏钢结构胶应力分布
此次试验钢材取规格为
402 mm×10 mm的Q235C钢管，钢管长500 mm，沿钢管周长分为12等份，切割成每份弧长为105.2 mm的弧形钢板。12块弧形钢板规格均为105.2 mm×10 mm×500 mm，试验钢材如图2-232所示。
图2-232 试验钢材
采用环氧改性的钢板粘贴胶，通过实验表明，钢与钢抗剪强度实测32.3 MPa（国标是14.0 MPa），钢与钢正拉黏结实测强度65.0 MPa（国标是40.0 MPa），钢与钢抗拉强度实测67.9 MPa（国标是38.0 MPa），15℃时2 h就完成初凝，12 h的强度大于50％实测强度。根据配合比计量配制灌注式黏钢结构胶，且应在30 min内使用完。
将切割好的试件每3块一组分四组，其中，两块钢板间距1 cm并排放置，由另一块钢板搭接靠黏钢结构胶黏结在一起。黏结形式分两类：一块单钢板黏结在另两块钢板上、断口在下，称为a类试件；一块单钢板黏结在另两块钢板下、断口在上，称为b类试件。
所有弧形钢板经过打磨、清洁、安装定位后采用封闭胶将钢件之间的所有缝口封闭，并且在钢件埋设灌浆导气孔及灌浆孔。灌注式黏钢结构胶的配置参数以及黏钢工艺与实际大桥节点强化设计保持一致，将配制好的黏钢结构胶压注入空腔内，待导气孔溢胶并确定空气排完后，才能停止灌注，试验试件如图2-233所示。
a类试件测点布置如图2-234所示。测点1、3对称布置于上钢板距边缘3 cm处，测点2布置于上钢板跨中位置；测点4~6与测点7~9对称布置于下钢板，测点4距支座3 cm，测点6距断口3 cm，测点5与测点4、6等距布置，间距10.5 cm；测点10~15紧邻上下钢板黏结位置对称布置，测点10、11纵向位置与测点4对应，测点12、13纵向位置与测点5对应，测点14、15布置于断口处；测点16布置于跨中断口处上钢板侧面下边缘。上钢板的测点均布置于曲面上表面的最低点，下钢板上的测点均布置于曲面下表面的最低点，黏结位置处的测点布置于上钢板侧面下边缘及下钢板侧面上边缘，试件1、2属于a类试件。
图2-233 试验试件
b类试件测点布置如图2-235所示。测点1、3对称布置于下钢板距边缘3 cm处，测点2布置于下钢板跨中位置；测点4~6与测点7~9对称布置于上钢板，测点4距支座3 cm，测点6距断口3 cm，测点5与测点4、6等距布置，间距10.5 cm；测点10~15紧邻上下钢板黏结位置对称布置，测点10、11纵向位置与测点4对应，测点12、13纵向位置与测点5对应，测点14、15布置于断口处；测点16布置于跨中断口处下钢板侧面上边缘。上钢板的测点均布置于曲面上表面的最低点，下钢板上的测点均布置于曲面下表面的最低点，黏结位置处的测点布置于上钢板侧面下边缘及下钢板侧面上边缘，试件3、4属于b类试件。
图2-234 a类试件测点布置
图2-235 b类试件测点布置
a类试件1、2加载点间距10 cm，支座间距55 cm，均于跨中对称布置，如图2-236所示。
b类试件3分正反两面加载，先正向静力及疲劳加载后再反向加载；b类试件 4 反向加载。加载点间距10 cm，支座间距55 cm，均于跨中对称布置，如图2-237所示（正向加载是指加载点作用于凹面；反向加载是指加载点作用于凸面）。
图2-236 a类试件加载位置
图2-237 b类试件加载位置
有限元初步计算表明，为使试件在不同荷载下跨中（附近）底钢板下缘分别能出现5 MPa、10 MPa、20 MPa、30 MPa、40 MPa、50 MPa拉应力，初步拟定试件1静力加载方案，后根据试件1加载结果做了相应调整，各试件静力加载方案见表2-70，每个试件应进行3次静载试验测试。
每级疲劳加载试验前后，应进行静载试验测试3次；破坏荷载试验时，1 600 N前的破坏加载级为200 N，1 600 N后的破坏加载级为600 N；各试件疲劳加载方案见表2-71，试件2~4疲劳加载方案在试件1基础上做了相应调整。
表2-70 静力加载方案
表2-71 疲劳加载方案
注：试件分正、反向加载，加载次数后“（反）”表示对试件反向加载；试件4累积疲劳加载190万次后做冻融试验。
有限元实体模型计算表明，不同加载级数对应断口处黏钢结构胶的最大疲劳应力幅值，试件3分为正向加载和反向加载，两种加载方式分别在断口黏胶处产生压应力和拉应力，4个试件各级荷载下所对应黏胶层最大疲劳应力幅见表2-72。
试验所用器材及数量统计见表2-73~表2-75，应变片及测试仪器如图2-238所示。
表2-72 疲劳应力幅
注：试件3括号内数值表示反向加载对应黏胶层最大疲劳应力幅值，拉正压负。
表2-73 钢板
表2-74 胶
表2-75 其他器材
图2-238 测试仪器
钢板粘贴胶在国标中规定钢与钢的抗拉强度为38.0 MPa，试验每级疲劳加载所对应黏胶层最大疲劳应力幅值与抗拉强度比值见表2-76，表中数据说明4个试件黏胶层均是在高疲劳应力幅下进行的疲劳试验。
表2-76 各级荷载对应黏胶层最大疲劳应力幅与抗拉强度比值
续表
试验所用钢板为Q235C，抗拉强度为370 MPa，试验每级疲劳加载所对应钢板最大疲劳应力幅与抗拉强度比值见表2-77，4个试件钢板最大拉应力均出现在断口处。
表2-77 钢板疲劳应力幅与抗拉强度比值
（1）试验测试了4个试件各级静力加载作用下，上、下钢板不同位置处的应变、黏胶层附近应变及跨中挠度，由此得到钢板及黏胶附近荷载-应变曲线，以及荷载-跨中挠度曲线。
（2）测试了4个试件各级疲劳加载后，钢板、黏胶层附近应变及跨中挠度，得到循环次数应变关系曲线，及循环次数刚度衰减曲线。
（3）观察得到4个试件各级循环次数下裂缝情况：是否出现裂缝，裂缝如何开展。
（4）4个试件经过190万次疲劳加载后将其分别冻融12 h，继续进行疲劳加载，得到冻融后的循环次数-刚度衰减曲线。
（5）对4个试件做破坏试验时，得到裂缝发展情况及最终破坏形态。
4个试件荷载-跨中挠度曲线如图2-239所示。
（1）试件1在0~315 N静载作用下跨中挠度随荷载逐渐增加，150 N时挠度有突变，分析原因可能是未预压，支座与试件之间存有间隙，受力之后挠度计入了这部分误差，观察0~315 N疲劳加载10万次（此时与支座间隙已压实）后的跨中挠度曲线为一条直线并无突变，可佐证以上观点。
（2）试件2预压后在0~1 400 N静载作用下跨中挠度与荷载呈线性增加，1 400 N对应最大跨中挠度为0.51 mm。
（3）试件3预压后在0~1 400 N正向静载作用下跨中挠度与荷载大致呈线性增加，1 400 N对应最大跨中挠度为0.54 mm。
（4）试件4预压后在0~1 400 N静载作用下跨中挠度与荷载大致呈线性增加，1 400 N对应最大跨中挠度为0.59 mm。
4个试件荷载-应变曲线如图2-240所示。
（1）试件1、2属a类试件，三个曲面板的相对位置关系成品字形排列，预留的1 cm断口在下。对试件1、2静力加载，产生下侧受拉上侧受压的正弯矩，故下钢板测点4~9为拉应变，上钢板测点1~3为压应变；在试件黏胶层附近上下侧的测点满足平截面假定且受横截面弧度影响，故呈压应变，横截面上应变分布如图2-241所示。
图2-239 荷载-跨中挠度曲线
图2-240 荷载-应变曲线
图2-241 试件1、2横截面应变分布示意
（2）试件1、2各测点应变随荷载增加呈增大趋势；在各级荷载作用下，上下钢板于跨中断口附近测点应变均高于其余测点；黏胶上侧测点受断口影响，应变呈先增大后减小趋势；黏胶下侧测点受断口影响，应变由压应变逐渐减小转为拉应变，再由拉应变逐渐减小转为较小压应变。
试件3、4横截面应变分布如图2-242、图2-243所示。
4个试件随着荷载增大所对应的裂缝发展情况如图2-244~图2-247所示。
（1）试件1在不同疲劳应力幅作用下累积93.5万次疲劳加载后，对其做静力加载破坏试验，肉眼观察到的裂缝于断口处黏胶层侧边缘开始发展，随着荷载的增加逐渐加宽加深，当加载力达到7 470 N时，试件于粘贴面完全断开。
（2）试件2在相同疲劳应力幅作用下累积100万次疲劳加载后，对其做静力加载破坏试验，肉眼观察到的裂缝于断口处黏胶层侧边缘开始发展，随着荷载的增加逐渐加宽加深，当加载力达到7 640 N时，试件于粘贴面完全断开。
图2-242 试件3横截面应变分布示意
图2-243 试件4横截面应变分布示意
图2-244 试件1荷载裂缝发展
图2-245 试件2荷载裂缝发展
图2-246 试件3荷载裂缝发展
图2-247 试件4荷载裂缝发展
（3）试件3在相同疲劳应力幅作用下先正向疲劳加载100万次，再反向疲劳加载70万次后，对其做静力加载破坏试验，肉眼观察到的裂缝于断口处黏胶层侧边缘开始发展，随着荷载的增加逐渐加宽加深，当加载力达到10450 N时，试件于粘贴面完全断开。
（4）试件4在相同疲劳应力幅作用下先疲劳加载190万次，经过高温加热处理后，在不同疲劳应力幅作用下累积190万次疲劳加载，再经过低温冷藏处理，在相同疲劳应力幅作用下做1万次疲劳加载后，对其做静力加载破坏试验，肉眼观察到的裂缝于断口处黏胶层侧边缘开始发展，随着荷载的增加逐渐加宽加深，当加载力达到12080 N时，试件于粘贴面完全断开。
静载破坏试验结果表明，4个试件裂缝发展及最终破坏形态一致，如图2-248所示。
（1）4个试件裂缝均是从黏胶层应力最大位置开展，上下钢板沿着裂缝开展路径直至完全分离。
（2）4个试件破坏面平整光滑，均未出现黏胶撕裂状况。
（3）试件4钢板内表面较其他3个试件打磨得更粗糙，相比之下试件4上下钢板黏结得更牢靠，静载抗破坏能力更高。
4个试件循环次数-刚度衰减曲线如图2-249所示。
图2-248 试件破坏形态
（1）试件1黏胶层最大疲劳应力幅分别为8.4 MPa、33.7 MPa、49.7 MPa、60.4 MPa、65.7 MPa、81.8 MPa时，对应的疲劳加载次数为10万次、40万次、32.5万次、5万次、6万次、2.1万次，共累积加载95.6万次。直至加载62.5万次试件出现裂缝，从刚度衰减曲线可看出，随着疲劳应力幅增加，累积疲劳加载次数增大，刚度衰减更明显。
（2）试件 2 黏胶层最大疲劳应力幅为42.8 MPa，疲劳加载到6.1万次时出现裂缝，此时刚度有明显衰减，之后继续加载累积达到100万次。随着累积疲劳加载次数增大，刚度衰减越明显。相比试件1，试件2疲劳应力幅峰值更小，刚度衰减趋势也小于试件1。
（3）试件3正向疲劳加载时，黏胶层最大疲劳应力幅为-48.4 MPa（压应力），相同应力幅下共累积加载100万次。从刚度衰减曲线可看出，随着累积疲劳加载次数增大，刚度衰减并不明显，黏胶层受压对疲劳性能影响不大。
此后将试件3反向静力加载，黏胶层产生最大拉应力为58.3 MPa，再在相同疲劳应力幅下累积加载70万次（总共进行了170万次疲劳加载）。由于试件3已正向疲劳加载100万次，反向疲劳加载前做静力加载时出现裂缝，其刚度一开始便明显减弱，然而刚度衰减曲线表明，随着累积疲劳加载次数增大，刚度却只有略微衰减。
（4）试件4黏胶层最大疲劳应力幅为51.0 MPa，相同疲劳应力幅下共累积加载190万次。从刚度衰减曲线可得出，随着累积疲劳加载次数增大，刚度只有略微衰减。
4个试件不同测点所对应的循环次数-应变曲线如图2-250~图2-254所示。
图2-249 循环次数刚度衰减曲线
图2-250 试件1循环次数-应变曲线
图2-251 试件2循环次数-应变曲线
图2-252 试件3正向加载循环次数-应变曲线
图2-253 试件3正向加载100万次后反向加载循环次数-应变曲线
图2-254 试件4反向加载循环次数-应变曲线
（1）试件1中测点3、2位于试件上钢板，加载受力产生压应变；测点5位于试件下钢板，加载受力产生拉应变；测点14位于黏胶侧面上侧，加载受力产生压应变；几个测点随着疲劳加载次数增加，应变发生变化。
（2）试件2中测点1、2位于试件上钢板，加载受力产生压应变，随着疲劳加载次数增加，相同荷载下均呈现应变增大趋势，测点2位于跨中，其压应变远大于测点1，且相同疲劳加载次数下，增加幅度也大于测点1。
测点5位于试件下钢板，加载受力产生拉应变，随着疲劳加载次数增加，相同荷载下呈现应变增大趋势。
测点14、16位于黏胶侧面上侧，加载受力产生压应变，随着疲劳加载次数增加，相同荷载下呈现应变增大趋势。
（3）正向加载时，试件3中测点1、2位于试件下钢板，加载受力产生拉应变，测点2位于跨中，拉应变远大于测点1，随着疲劳加载次数增加，相同荷载下应变增量很小，测点2应变几乎没有改变。
测点5位于试件上钢板，加载受力产生压应变，随着疲劳加载次数增加，相同荷载下应变增量很小。
测点15、16位于黏胶侧面下侧，加载受力产生压应变，随着疲劳加载次数增加，相同荷载下应变几乎没有改变。
（4）反向加载时，试件3中测点1、2位于试件下钢板，加载受力产生压应变，测点2位于跨中压应变远大于测点1，随着疲劳加载次数增加，相同荷载下应变增量很小，测点2应变几乎没有改变。
测点5位于试件上钢板，加载受力产生拉应变，随着疲劳加载次数增加，相同荷载下应变增量很小。
测点15、16位于黏胶侧面下侧，加载受力产生拉应变，随着疲劳加载次数增加，相同荷载下应变增量很小。
（5）试件4中测点1、2位于试件下钢板，加载受力产生压应变。测点2位于跨中，其压应变远大于测点1。随着疲劳加载次数增加，相同荷载下应变增量很小，测点2应变几乎没有改变。
测点5位于试件上钢板，加载受力产生拉应变，随着疲劳加载次数增加，相同荷载下应变增量很小。
测点15、16位于黏胶侧面下侧，加载受力产生拉应变，随着疲劳加载次数增加，相同荷载下应变几乎没有改变。
4个试件在疲劳加载过程中，裂缝均出现于试件断口处黏胶层侧面，如图2-255所示，出现裂缝时已加载次数及对应的疲劳应力幅统计见表2-78。
图2-255 裂缝出现位置
表2-78 循环次数裂缝情况
试件4经过190万次疲劳加载试验后，放入温度为60℃烘箱内连续加热12 h再取出继续做疲劳试验，如图2-256所示。
图2-256 加热试件
加热之后，疲劳加载方案见表2-79，循环次数-应变曲线如图2-257所示，循环次数-刚度衰减曲线如图2-258所示。
表2-79 疲劳加载方案
图2-257 试件4加热后循环次数-应变曲线
图2-258 试件4加热后循环次数刚度衰减曲线
试件加热后的疲劳试验中，观察循环次数-应变曲线可知，除跨中测点16于累积疲劳加载290万次后，相同荷载下应变增量较大以外，其余测点应变增量很小。跨中挠度增幅于累积疲劳加载320万次后明显增大。
试件4加热疲劳试验结束后，已累积加载320万次，此后将其放入2~3℃冷藏室连续冷冻12 h后取出继续做疲劳试验，如图2-259所示。
冷冻之后，疲劳加载方案见表2-80，循环次数-应变曲线如图2-260所示，循环次数-刚度衰减曲线如图2-261所示。
图2-259 冷冻试件
表2-80 疲劳加载方案
图2-260 试件4冷冻后循环次数-应变曲线
试件冷处理后的疲劳试验中，观察循环次数-应变曲线可知，上缘测点1于累积疲劳加载321万次后，相同荷载下应变发生较大变化；跨中测点16于累积疲劳加载321万次后，相同荷载下应变由最初的拉应变转为压应变；其余测点应变增量很小。跨中挠度增幅于累积疲劳加载321万次后明显增大。
图2-261 试件4冷冻后循环次数刚度衰减曲线
（1）由静载试验可知，4个试件在加载范围内均尚处于弹性阶段，且应变分布规律满足平截面假定，与理论相符。
（2）由疲劳试验可知，4个试件所有测点随着加载次数增加，相同荷载作用下应变均会发生不同程度变化，总体呈增大趋势；4个试件均在较高疲劳应力幅（疲劳应力幅与抗拉强度比大于1）作用下进行疲劳试验，由于在加工制造过程中存在差异，加载方案不同，裂缝出现时疲劳加载次数不同；每个试件在裂缝出现之后继续疲劳加载到较高次数刚度也再无明显衰减，表明裂缝开展缓慢。
疲劳应力幅越大、疲劳加载次数越多，相比而言刚度衰减会越明显，在满足试件制作、黏胶技术参数、黏钢工艺要求等条件下，将疲劳应力幅控制在一定范围之内可延长黏胶疲劳寿命，甚至实现无限疲劳循环。此次试验发现将黏胶层疲劳应力幅控制在51 MPa，疲劳寿命明显提高，至少能保证加载320万次不开裂，开裂后还能继续受力，远高于实际大桥主桁节点加强中黏胶层最大疲劳应力幅24.2 MPa的要求。
（3）由静载破坏试验可知，4个试件裂纹开展及破坏形态一致，黏钢结构胶与钢板完全脱离且表面光滑，表明黏钢结构胶与钢的粘接面为薄弱面，可从改善黏结工艺着手，加强黏结性，提高疲劳强度。
（4）由冻融试验可知，黏胶在高温60℃、低温2℃作用下，其疲劳性能并未受到太大影响。
对4个试件分别进行有限元实体分析，计算静力加载下各点应力分布，并将结果与相应静力加载实测值对比。
试件1的有限元模型及应力分布如图2-262所示，其黏胶层在荷载 F ＝3 060 N作用下最大拉应力为81.77 MPa，最大应力分布位置位于断口处上钢板横截面中部最底缘，如图2-263所示。各级静载作用下测点应力的计算值与实测值对比见表2-81，跨中挠度计算值与实测值对比见表2-82。
图2-262 试件1模型
图2-263 试件1黏胶层最大应力（ F ＝3060 N）
表2-81 试件1测点应力计算值与实测值对比
表2-82 试件1跨中挠度计算值与实测值对比
试件2的有限元模型及应力分布如图2-264所示，其黏胶层在荷载 F ＝1 600 N作用下最大拉应力为42.75 MPa，最大应力分布位置位于断口处上钢板横截面中部最底缘，如图2-265所示。各级静载作用下测点应力的计算值与实测值对比见表2-83，跨中挠度计算值与实测值对比见表2-84，两者跨中挠度曲线如图2-266所示。
图2-264 试件2模型
图2-265 试件2黏胶层最大应力（ F ＝1600N）
表2-83 试件2测点应力计算值与实测值对比
表2-84 试件2跨中挠度计算值与实测值对比
图2-266 试件2跨中挠度曲线
试件3正向加载的有限元模型及应力分布如图2-267所示，其黏胶层在荷载 F ＝1 600 N作用下最大压应力为-48.4 MPa，最大应力分布位置位于断口处下钢板横截面边缘顶部，如图2-268所示。各级静载作用下测点应力的计算值与实测值对比见表2-85，跨中挠度计算值与实测值对比见表2-86，两者跨中挠度曲线如图2-269所示。
图2-267 试件3模型（正向加载）
图2-268 试件3正压黏胶层最大应力（ F ＝1600N）
表2-85 试件3正压测点应力计算值与实测值对比
续表
表2-86 试件3正压跨中挠度计算值与实测值对比
试件4的有限元模型及应力分布如图2-270所示，其黏胶层在荷载 F ＝1 400 N作用下最大拉应力为50.97 MPa，最大应力分布位置位于断口处下钢板横截面边缘顶部，如图2-271所示。各级静载作用下测点应力的计算值与实测值对比见表2-87，跨中挠度计算值与实测值对比见表2-88，两者跨中挠度曲线如图2-272所示。
图2-269 试件3正压跨中挠度曲线
图2-270 试件4模型
图2-271 试件4黏胶层最大应力（ F ＝1400N）
表2-87 试件4测点应力计算值与实测值对比
表2-88 试件4跨中挠度计算值与实测值对比
图2-272 试件4跨中挠度曲线
（1）从应力对比结果可以看出，4个试件除支座附近的测点外，其余测点计算值与实测值应力吻合较好，由此可证明计算所得黏胶层最大拉应力能在一定程度反映其实际应力水平。
（2）有限元分析中并未考虑黏胶材料刚度值，但由跨中挠度计算值与实测值对比结果可知两者差值很小，表明黏胶弹模虽远小于钢板，但黏胶层厚度较薄，并不会影响整体刚度。
（1）静力试验应变分布状况表明，试件满足平截面假定，说明黏胶黏结能力强，使上下两块钢板完全黏合成一个整体，受力后不会产生滑移或者脱落等现象，由荷载-跨中挠度曲线可知当黏胶层最大拉应力达到51.0 MPa时，试件仍处于弹性阶段。
（2）疲劳性能试验是遵照实桥主桁管节点粘贴H型加劲钢板系列工艺流程、工艺要求、材料要求等条件下开展的，试验中完全模拟实桥黏胶受力状态开展研究。
经过计算与实测表明，实桥H型加劲钢板黏胶位置处活载作用下最大应力为24.2 MPa，而试验中黏胶层疲劳应力幅均大于此值，黏胶的疲劳性能满足要求。
（3）对比计算与实测荷载-跨中挠度曲线表明，黏胶弹模远小于钢板，但使用厚度所占比例很小，整体刚度不受影响，使用黏胶技术加强节点不会影响加劲结构传力。
（4）试件4相比其他3个试件疲劳性能好、静载破坏强度高，观察破坏面表明，钢板表面打磨最为粗糙。因此，提高黏结界面摩擦系数可增强黏结力，使用粘贴H型加劲钢板加强节点时，在保证主桁节点安全的前提下，适度提高界面粗糙度。
（5）试验结果表明，黏钢结构胶在2~60℃范围内使用，力学性能不受影响。
（6）该项研究成果应用在四川石棉干海子大桥节点强化设计中，已经使用六年，没有发现粘贴钢板脱黏、裂纹等病害，应力监测表明，节点各部位应力没有异常变化，粘贴强化钢板效果好。
（1）2017年完成四川石棉干海子大桥主桁梁的相贯焊接节点强化处理后，项目研究组开展了主桁梁的相贯焊接节点强化处理结构局部应力、总体变形、焊接接头焊缝性能和动力性能的长期监测和检测。同时，该桥管桁节点强化处理后，经历了2017年九寨沟“8·8”7.0级地震、2022年泸定“9·5”6.8级地震等多次地震效应的考验，经多次检查，强化处理的接头质量可靠，没有任何缺陷发生。
（2）2017年完全模拟实际桥梁的黏钢结构构造，制作了近30组模型试件，并置于实桥相同的条件，分为5年和10年养护龄期，近来已经完成5年龄期的模型试件的试验研究，试验结果表明，黏钢结构的强度、疲劳性能和极限承载能力与初期的黏钢结构性能一致，没有发现任何劣化的迹象，达到了预期设计目标。
（1）试验研究成果对钢管混凝土相贯节点出现劣化和退化状态时，可以先对节点焊缝劣化和退化程度进行评估，再采用本项技术，开展针对性的黏钢结构的承载能力设计，并按照已经总结的工艺开展施工。
（2）该项技术适用于钢管混凝土拱桥桁式主拱、桁式桥墩和桁式主梁的相贯节点和对接接头等桁式管结构，不仅施工简单，而且处治投入低、对结构损伤最小、基本不影响交通运行。
（3）试件4相比其他3个试件疲劳性能好、静载破坏强度高，除了有其表面黏结能力更高外，其静置时间也最长，适逢环境温度较高，可进一步探寻黏胶材料最适宜静置温度以及加载龄期是否能进一步提高黏胶疲劳寿命。
（4）开展不同黏钢结构胶技术参数、受力特征、使用环境等条件下对应的疲劳容许应力幅总结分析，形成一个完整推广应用技术体系。