斜拉桥钢-混组合塔一般在锚固区及以上塔柱采用钢结构，锚固区以下塔柱采用混凝土结构。钢塔通过钢-混结合段与混凝土塔连接形成组合构件^[1]，可充分发挥钢材、混凝土两种材料的优点，使结构受力更为合理。捷克玛丽安无背索斜拉桥、日本鹤见航道斜拉桥、我国的南京长江三桥^[2-3]、肇庆市阅江大桥、吉水县赣江二桥等均采用这种桥塔形式。

钢-混结合段受力复杂，由于材料性能不同、结合段刚度突变、设计施工认识不足等原因，钢-混结合段容易成为组合塔结构受力的不利位置^[4-9]。结合段一旦发生病害，通常难以修复，给桥塔结构安全带来隐患。因此，有必要对组合塔钢-混结合段的受力机理进行深入研究。

目前，国内外学者通过模型试验对结合段的整体承载能力以及剪力钉连接件的受力性能进行了一定的研究^[10-14]，但针对结合段钢混材料之间的传力机理研究还不深入。本研究以肇庆市阅江大桥组合塔斜拉桥为工程背景，建立了后承压板式组合塔结合段有限元模型，研究探讨其传力机理，对比分析其传力性能的差异。同时，通过对该桥后承压板式结合段进行缩尺模型试验，对该类型结合段的传力机理及承载性能进行系统的研究。

按钢-混组合塔承压板的有无和相对位置，结合段可分为如图 1所示的前承压板式、后承压板式和插入式；按格室是否设立，又分为有格室和无格室, 各种形式的结合段在实际工程中都有应用。

图 1 结合段构造 Fig. 1 Structure of joint segment

图选项

承压板设置在钢-混结合段底部的形式为前承压板式，其构造如图 1(a)所示。部分钢塔轴力通过壁板设置的剪力钉传递至混凝土塔柱，其余轴力通过承压板与混凝土的接触作用传递。

承压板设置在钢-混结合段顶部的形式为后承压板式，其构造如图 1(b)所示。部分钢塔轴力通过承压板的接触扩散作用将传递至混凝土塔中，其余轴力通过壁板设置的剪力钉传递。

图 1(c)为插入式结合段构造，钢塔轴力完全依靠剪力钉传递至混凝土塔柱。由于没有承压板约束，插入式结合段钢与混凝土的相对滑移在3种结合段构造中相对较大，剪力钉承担的剪力值也最大，需布置较多的大刚度开孔板连接件，如开孔板连接件，而且塔柱的截面也相对较大。

插入式结合部混凝土浇注质量容易保证，其作用力全通过连接件传递，因而需要较长的结合段，连接件受力较大。承压板式应力传递直接，截面的刚度变化比较大。由于刚度和强度上的要求，往往需设置较厚的承压板^[15-17]。为了能够均匀地传递压力，承压板与混凝土承台之间必须保持密切接触。就剪力钉受力均匀性而言，后承压略好，考虑到阅江大桥钢混结合段构造紧凑、轴力较大等特点，设计采用后承压板式构造。

阅江大桥采用钢-混组合塔的结构型式，上塔柱为等截面钢塔，塔柱尺寸为4 m×3.6 m(横桥向×顺桥向)，双肢塔柱之间设置钢系梁。下塔柱为钢筋混凝土塔，塔柱截面横桥向宽4.0 m，顺桥向为变截面。塔肢两侧外壁板和内腹板之间各设1个钢锚箱，钢锚箱横桥向中心距2.2 m，斜拉索通过钢锚箱锚固于桥塔内部。钢-混凝土结合段长2.36 m，在结合段顶部设置14 cm厚的承压板，节段内共设置16束ϕs15.20~5预应力钢绞线，结合段钢箱内主要板件上沿塔高方向布置有剪力钉连接件，用来传递钢塔柱的内力(竖向力、弯矩、剪力)到混凝土塔柱中。

图 2 钢-混结合段尺寸和有限元离散模型(单位：mm) Fig. 2 Dimensions of steel-concrete joint segment and finite element discrete model (unit: mm)

图选项

为研究承后承压板式组合塔结合段构造的传力机理，采用通用有限元软件ANSYS基于肇庆市阅江大桥单肢桥塔钢-混凝土结合段建立相应的结合段有限元模型。考虑到承压板及部分钢结构板件宽厚比较小，结合段钢板与混凝土均采用SOLID45来模拟。建立接触单元模拟钢板与混凝土之间的结合作用，不计结合面间的黏结摩擦。建立非线性弹簧单元模拟剪力钉，剪力钉连接件的剪力-滑移非线性本构关系采用式(1)^[18]的本构关系模型。在结合段顶部施加总体模型中计算得出的竖向荷载，结合段底部约束底部混凝土单元3个方向的平动。

(1)

式中，V为所施加的剪力；V_u为剪力钉抗剪承载力；s为相对滑移量；s_p为峰值滑移量。

图 3为本桥钢混结合段剪力钉剪力分布。后承压板式结合段剪力钉竖向剪力从上往下呈现出逐渐增加的趋势，在结合段顶部，由于承压板与壁板形成的闭合区域对混凝土的约束作用，顶部剪力钉承受的剪力较小，往下随着钢塔轴向应力进一步向混凝土塔扩散，外壁钢板应力逐渐减小，内包混凝土应力逐渐增大，钢与混凝土的应变差在结合段下部逐渐增大。距离承压板越远，剪力钉承受的剪力越大，在结合段底部达到峰值。

图 3 剪力钉剪力分布 Fig. 3 Distribution of shear forces on shear studs

图选项

通过近承压板位置钢格室截面应力与钢格室截面面积积分即得到钢格室的轴向力，这部分轴力将通过剪力钉传递给混凝土结构。加载力和钢格室轴力做差即可得到承压板传递的轴力，继而可以得到承压板和剪力钉连接件的轴力传力比例。后承压板式结合段承压板传递的轴力占总轴力的比例为68%，其余轴力通过剪力钉传递。这种压剪复合的传力作用大幅度地减小了剪力钉连接件的传力比例，使结合段受力较为合理，而插入式结合段轴力完全靠剪力钉传递。

根据全桥有限元模型计算的结果，可以得到桥塔钢-混结合段顶部最不利荷载组合内力，最不利轴力工况下主塔钢-混凝土结合段单肢桥塔轴力为155 268 kN，顺桥向弯矩为6 650 kN/m。综合考虑模型制作难度以及试验设备条件等因素，制作1∶4缩尺结合段试验模型，表 1给出了试验模型与实桥的相似比。根据试验模型和实桥的相似比，得出模型边界的设计轴力为9 700 kN，弯矩为104 kN/m，由于模型所受弯矩相对轴力的数量级较小，试验加载中忽略其作用。

图 4为结合段试验模型尺寸，模型高2 410 mm，断面尺寸为1 000 mm×900 mm，底部浇注400 mm厚的混凝土底座，顶部焊接钢板作为加载端，底座截面尺寸为1 384 mm×1 284 mm。内壁板下端设置一厚10 mm的基座，钢箱外壁板厚9 mm, 承压板厚35 mm, 内壁板厚10 mm。

图 4 模型试件尺寸(单位：mm) Fig. 4 Model dimensions (unit: mm)

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剪力钉连接件根据所在结合面的滑移刚度设计，试验模型采用的剪力钉直径为16 mm，其横向、纵向和竖塔向间距分别为50，60和100 mm。内外壁板上共布置了988根。试验模型共采用了8根ϕs15.2 mm预应力钢绞线，张拉力约为118 kN。

对预留在试件内的8根ϕs15.2 mm钢绞线进行张拉，张拉力约为118 kN，分50%，100%两次张拉，两端分别锚固于承压板和底座上。

模型缩尺后最不利轴力工况下单肢桥塔的设计轴力P为9 700 kN。将张拉预应力后的试件放置于加载台坐上，采用FCS-2000 t电液伺服协调加载系统加载，模型设计采用3次加载，分别加载至1.0P，1.7P加载系统所能提供的最大压力(约为18 535 kN)后卸载，加载级差为0.1P，试验前先进行0.3P=2 910 kN的预加载，以检查模型是否调平、均匀受力，同时消除结构初期非弹性变形。

模型测点布置如图 5所示。在缩尺模型测点位置黏贴应变片，内壁板上应变片编号为A1~A6和FJ9~FJ14，外壁板上应变片编号为B1~B10和FJ1~FJ8，塔柱竖向共设置9组测点，编号顺序按照从上往下依次为1~9。

图 5 测点平面布置 Fig. 5 Plane layout of measuring points

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利用在结合段混凝土内设置的埋入式应变计测量混凝土的应变，编号为K1~K6，从上到下共设置5组，编号依次为1~5。钢板与混凝土的相对滑移采用千分表进行测量，测设位置分部在模型四周，编号分别为X1，X2，X3，X4。

各级轴向荷载作用下钢板部分测点竖向应力沿塔身变化趋势如图 6(a), 6(b)所示。各级荷载作用下，从上往下钢板的竖向应力逐渐减小，在承压板处应力有明显减小的突变，承压板分担轴力的作用较为明显。承压板以下结合段内钢板的应力也是逐渐减小，说明结合段内剪力钉发挥了较好的传力作用。

图 6 钢结构及混凝土结构应力分布 Fig. 6 Distribution of stresses on steel structure and concrete structure

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各级轴向荷载作用下，结合段混凝土内部分测点竖向应力沿竖向的变化趋势如图 6(c)，6(d)所示。从上到下，混凝土的竖向应力逐渐增大，说明设置的承压板、剪力钉等构件的传力效果得到了有效的发挥，最大应力发生在结合段底部。

钢板与混凝土间的荷载-滑移曲线如图 7所示。1.0P，1.7P和1.95P轴力作用下钢与混凝土平均相对滑移量为0.035，0.054和0.080 mm，相对滑移较小，说明在给定的荷载状况下钢-混之间的变形较为一致，剪力钉等连接件能较好地将钢塔内力传递转移至混凝土塔，构件之间的匹配协调程度较高。

图 7 荷载-滑移曲线 Fig. 7 Load-slip curves

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通过钢板上两排剪力钉间钢板应力变化可以推算出剪力钉承受的平均剪力。图 8(a)，图 8(b)给出了给出了内壁板和外壁板上剪力钉的平均剪力分布。从上往下，内壁板剪力钉竖向剪力呈现出先减小后增大的趋势，顶部两层剪力钉的剪力最大，1.0P作用下平均最大剪力2.6 kN，1.7P作用下平均剪力为5.5 kN，1.95P作用下平均剪力为7.7 kN，剪力钉剪力较小，说明内壁板端部设置的基座发挥了较好的承压传力的作用。

图 8 内、外壁板剪力钉作用剪力 Fig. 8 Shear forces of shear stud on inner plate and outer plate

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外壁板剪力钉竖向剪力从上至下出现剪力反向，第1，2层剪力钉受到向下的剪力，从第3层开始剪力钉受到向上的剪力，并出现先减小再增大的趋势，最下层剪力钉剪力最大。在1.0P，1.7P和1.95P作用下其平均剪力为17，24和23.8 kN。从1.7P~1.95P，最下层剪力钉力基本没有变化，说明该层剪力钉中有部分剪力钉已经进入非线性阶段。

采用有限元软件ANSYS对试验模型进行三维非线性有限元仿真分析，结合段钢板与混凝土均采用SOLID45模拟，采用非线性弹簧单元模拟剪力钉。有限元模型及计算结果如图 9、图 10所示。

图 9 试件有限元模型及底部边界条件 Fig. 9 Finite element model of specimen and bottom boundary conditions

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图 10 有限元计算结果(单位: kN) Fig. 10 Finite element calculation results(unit: kN)

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钢混结合段中钢结构、混凝土的平均应力有限元计算结果与试验结果的对比曲线如图 11(a)，11(b)所示。由图中可看出有限元模型与试验模型得出的钢结构及混凝土结构应力分布规律及数值较为一致，虽局部数值略有差别，但总体具有较高的相似性。

图 11 有限元和试验比较 Fig. 11 Comparison of finite element method and test

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图 11(c)给出了结合部钢结构承担竖向力的试验值与有限元值比较情况。试验值与有限元计算值均呈现出钢结构承担竖向力随高度逐渐减小的趋势。1.0P作用下，试验得到承压板处钢结构分担的竖向力为38.6%，有限元计算值为26.1%；1.7P作用下，试验得到承压板处钢结构分担的竖向力为35.5%，有限元计算值为27.0%。同时可以看出，荷载从1.0P增加到1.7P，试验得到的钢结构竖向力分担比例有一定程度的减小，而有限元计算值稍有增大。有限元计算出的钢结构在结合部承担竖向力比例的变化趋势与试验结果基本保持一致，具体数值上试验值比实桥有限元值稍大。

表 2给出了有限元计算结果与模型试验在结合部下端相对滑移量的比较，在1.0P作用下模型试验相对滑移平均值为0.035 mm，有限元计算值为0.038 mm。在1.7P作用下模型试验为0.054 mm，有限元计算值为0.063 mm。有限元计算值比模型试验值基本吻合。

综上分析，钢混结合段的钢结构平均应力、混凝土平均应力、承压板承载的轴力比例、结合段的相对滑移量有限元计算值与模型试验值的吻合程度较高，说明采用非线性弹簧单元模拟剪力钉可以获得较好的工程精度。

通过模型试验及有限元分析可得，阅江大桥钢混结合段在设计荷载下钢板应力、混凝土应力、剪力钉内力均满足设计要求，且在1.7P，1.95P作用下结构未出现明显破坏和滑移，钢混结合段承载力的富裕度较高且构件之间协同受力情况较好。

外壁板上的剪力钉受力较内壁板更为不利，就传力效果而言可适当减少内壁板剪力钉数量。考虑到本桥钢混结合段重要程度较高，设计时内壁板剪力钉数量和间距同外壁板统一布置，以提高结构安全度。

根据分析结果承压板下部分混凝土应力水平稍高，需采用高标号混凝土，实际设计钢混结合段内混凝土采用C60钢纤维混凝土，提高结构抗压能力。同时为改善钢混结合段承压板和壁板转角合围处混凝土存在应力集中现象，施工时采用试拌试验、压浆等方式保证了钢材和混凝土之间的密实度，达到了良好的使用效果。本桥通车已有数年，目前受力状况良好。

本研究通过对阅江大桥钢混结合段进行有限元、模型试验分析，结论如下：

(1) 试验结果表明：后承压板式结合段从上往下，钢板的竖向应力逐渐减小，混凝土的竖向应力逐渐增大；承压板的承力作用较为明显，此处壁板的竖向应力有明显减小的突变；钢-混之间的相对滑移较小，变形较为一致，构件之间的匹配协调程度较高。

(2) 外壁板剪力钉剪力从上往下呈现出先减小再增大趋势，内壁板剪力钉剪力先减小后增大且数值较外壁板较小，内壁板端部设置的基座发挥了较好的承压传力的作用。

(3) 结合推出试验得到的剪力钉连接件的本构关系公式，利用非线性弹簧单元模拟组合塔结合段剪力钉的方法可以获得较好的工程精度。