王習之, 張光輝, 劉玉擎, 李永軒

(同濟大學 土木工程學院， 上海 200092)

混合塔通過結(jié)合部將鋼塔與混凝土塔豎橋向連接，形成混合結(jié)構(gòu).該橋塔構(gòu)造形式于1945年首次應用于捷克共和國易北河上的瑪麗安斜拉橋，其傾斜的混合塔結(jié)構(gòu)具有良好的抗彎剛度和較輕的重量[1].1994年混合橋塔在日本的鶴見航道斜拉橋中也得了應用，其橋塔上部采用鋼結(jié)構(gòu)以獲得纖細感，下部采用混凝土以應對不利的海洋條件[2].2000年以后，我國開始興建混合塔斜拉橋，其中2005年建成的南京長江三橋是世界上跨徑最大的混合塔斜拉橋.

混合塔的兩種材料在豎向進行結(jié)合，明顯增強了橋塔在高度方向上應對不同結(jié)構(gòu)、美學以及環(huán)境要求的能力，使得橋塔在設計上更具有靈活性.然而橋塔結(jié)合部是兩種材料的連接點，也是結(jié)構(gòu)剛度的突變點，容易成為結(jié)構(gòu)體系的薄弱部位[3-4].

混合塔結(jié)合部構(gòu)造復雜，通常需結(jié)合模型試驗對其進行研究.以往研究多集中于對單個工程實例的受力驗證[5-7]，或者是針對結(jié)合部中連接件的傳力分析[8-11]，針對結(jié)合部傳力機理的研究、不同結(jié)合部類型之間的比較分析還比較少.本文以兩座混合塔斜拉橋為工程背景，進行了前承壓板式和后承壓板式結(jié)合部模型承載性能模型試驗，對兩種結(jié)合部的受力特性、傳力機理及差異進行了深入研究.

1 承壓板式混合塔結(jié)合部構(gòu)造特點

采用混合塔結(jié)構(gòu)的斜拉橋如表1所示.結(jié)合部的構(gòu)造形式按承壓板的位置分為圖1所示的前承壓板式和后承壓板式.

表1 混合塔斜拉橋工程實例Tab.1 Project of hybrid tower cable-stayed bridge

a前承壓板式b后承壓板式

圖1結(jié)合部構(gòu)造形式

Fig.1Structureofjointpart

前承壓板式結(jié)合部承壓板設置在靠近混凝土塔柱一側(cè).承壓板一方面能使鋼塔柱的應力進一步擴散，避免端部鋼板對混凝土擠壓，另一方面能有效減少鋼和混凝土的相對滑移.在結(jié)合部中，利用鋼結(jié)構(gòu)的豎向加勁和兩塊縱橋向腹板，在結(jié)合部內(nèi)形成格室，并在格室的壁板上布置焊釘或開孔板連接件.鋼塔柱的軸力首先通過連接件將一部分軸力傳遞到混凝土塔柱，另一部分軸力通過底部設置的承壓板傳遞到混凝土塔柱.寧波大榭二橋采用這種結(jié)合部構(gòu)造形式.

后承壓板式結(jié)合部承壓板設置在靠近鋼塔柱一側(cè)，鋼塔柱軸力首先通過承壓板以接觸承壓的方式將一部分鋼結(jié)構(gòu)應力傳遞給混凝土塔柱，另一部分軸力通過連接件傳遞到混凝土塔柱中.后承壓式結(jié)合部承壓板傳遞的軸力較前承壓板式大，承壓板厚度較前承壓板式大.南京青奧橋、吉水縣贛江二橋等均采用這種構(gòu)造.

2 前承壓板式模型試驗

2.1 前承壓板式結(jié)合部構(gòu)造

某橋塔鋼-混凝土結(jié)合部構(gòu)造如圖2所示，結(jié)合部共10個格室，格室內(nèi)填混凝土的高度均為3.05 m，每個格室鋼板上焊釘所采用的規(guī)格、布置形式也大致相同，因此單個格室的受力狀態(tài)能夠較為真實地反應整個結(jié)合部受力.

圖2 前承壓板式混合塔結(jié)合部構(gòu)造(單位:mm)

Fig.2Structureofconnectionwithfrontbearingplate(unit:mm)

選取受力較大的格室及其下部混凝土結(jié)構(gòu)進行局部模型試驗，采用1∶2縮尺比設計結(jié)合部試驗模型，鋼板采用與實橋相同的Q345qD結(jié)構(gòu)鋼和相同等級的C50混凝土.承壓板厚25 mm.為保證局部模型截面受力均勻，在預應力施加總力不變的情況下，共設置了4根預應力筋.按照抗剪剛度等效，焊釘連接件尺寸為Φ13 mm×90 mm，連接件豎向間距為110 mm.

根據(jù)等效應力換算，最不利工況下局部模型試驗荷載P為2 260 kN，總預應力為1 840 kN，采用油壓千斤頂對4根精軋螺紋鋼筋施加預應力，每根精軋螺紋鋼的張拉控制力為460 kN，預應力按50%、100%分級張拉.預應力施加后，軸力分別加載到1.0P和1.7P后卸載，加載等級為0.1P.加載之前先進行0.3P預加載，模型加載裝置如圖3所示.

a 預應力加載位置

b 模型加載圖3 局部模型加載裝置(單位：mm)Fig.3 Load devices of partial model(unit: mm)

如圖4所示，結(jié)合部鋼結(jié)構(gòu)主要受力鋼板上布置了3列應變片，靠近承壓板布置了較密的應變片.結(jié)合部內(nèi)部從上往下設置了2列5排正弦計用以測試混凝土結(jié)構(gòu)應變分布.混凝土頂部設置3個位移計用來測試鋼與混凝土結(jié)構(gòu)間的相對滑移.

2.2 前承壓板式結(jié)合部鋼板應力

圖5為1.0P和1.7P荷載作用下，結(jié)合部各鋼板豎向應力平均值的分布.鋼板豎向應力從上往下呈逐漸減小的趨勢，在距承壓板0.8 m以上部位，鋼結(jié)構(gòu)豎向應力減少的趨勢明顯要快于0.8 m以下部位.隨著荷載的增加，鋼結(jié)構(gòu)豎向應力減少的速率也有逐漸增加的趨勢，說明隨著荷載的增加，結(jié)合部鋼結(jié)構(gòu)和混凝土結(jié)構(gòu)的相對滑移增加，焊釘傳遞作用的效率更加明顯.鋼結(jié)構(gòu)豎向應力最大值出現(xiàn)在結(jié)合部混凝土頂面附近，最小值出現(xiàn)在承壓板附近.

2.3 前承壓板式結(jié)合部混凝土應力

圖6為最不利荷載作用下，結(jié)合部混凝土豎向應力分布.混凝土應力在距承壓板0.8 m以上部分逐漸增加，0.8 m以下部分混凝土應力增加的趨勢變小或保持不變.結(jié)合部混凝土最大應力出現(xiàn)在承壓板附近.

a 鋼板應變測點

b 混凝土內(nèi)正弦計測點

c 位移計測點圖4 應變片布置(單位：mm)Fig.4 Layout of measuring points (unit: mm)

圖5 前承壓板式結(jié)合部鋼結(jié)構(gòu)應力分布

Fig.5Stressdistributionofsteelstructurewithfrontbearingplate

2.4 前承壓板式結(jié)合部荷載滑移曲線

圖7為結(jié)合部頂面鋼和混凝土的相對滑移隨荷載變化曲線.外側(cè)鋼板與混凝土的相對滑移要大于內(nèi)側(cè)，1.0P作用下外側(cè)相對滑移為0.5 mm，內(nèi)側(cè)為0.1 mm；1.7P作用下，外側(cè)為0.9 mm，內(nèi)側(cè)為0.2 mm.鋼與混凝土相對滑移較小.這是由于承壓板關于結(jié)合部底面形心不對稱，內(nèi)側(cè)鋼板所受約束較強引起的.

圖6 前承壓板式結(jié)合部混凝土結(jié)構(gòu)應力分布

Fig.6Stressdistributionofconcretestructurewithfrontbearingplate

圖7 前承壓板式結(jié)合部荷載滑移曲線

Fig.7Load-slippagecurveofconnectionwithfrontbearingplate

2.5 前承壓板式結(jié)合部鋼混凝土軸力承擔比例

在結(jié)合部底部接近承壓板位置，鋼結(jié)構(gòu)承擔的荷載比例即為承壓板傳力比.由圖8可見,越靠近承壓板，鋼結(jié)構(gòu)承擔比例越小，混凝土承擔比例越大.在承壓板附近，混凝土承擔荷載的比例約為60%，承壓板傳力比約為40%.隨著荷載的增加，鋼和混凝土各自承擔的荷載沒有發(fā)生明顯變化.

3 后承壓板式模型試驗

3.1 后承壓板式結(jié)合部構(gòu)造

某橋塔鋼-混凝土結(jié)合部如圖9所示，結(jié)合部高4.7 m，位于最下端斜拉索錨固端下部，外壁板、鋼腹板和加勁板將結(jié)合部分隔成17個鋼格室.結(jié)合部端部設置一厚為60 mm的承壓板.結(jié)合部加勁肋上開直徑為75 mm的圓孔，并貫穿直徑為25 mm的鋼筋形成開孔板連接件，并在格室內(nèi)鋼板上焊接尺寸為Φ22 mm×200 mm的焊釘連接件，開孔板和焊釘連接件豎塔向間距為200 mm.焊釘和開孔板連接件通過承剪作用，承壓板通過承壓作用共同傳遞鋼塔柱與混凝土塔柱間的作用力.

圖8 前承壓板式結(jié)合部荷載承擔比例

Fig.8Loadproportionsharedbysteelandconcretestructurewithfrontbearingplate

圖9 后承壓板式混合塔結(jié)合部構(gòu)造(單位：mm)

Fig.9Structureofconnectionwithbackbearingplate(unit:mm)

選取單肢橋塔進行1∶3縮尺模型試驗.鋼板采用與實橋相同的Q345qD結(jié)構(gòu)鋼和相同等級的C55混凝土.承壓板厚20 mm.開孔板和焊釘連接件按照塔豎向線剛度相似原則布置，截面內(nèi)連接件數(shù)量與實橋一致.開孔板孔徑為37.5 mm，孔中貫穿直徑為13.0 mm的HRB335鋼筋，焊釘連接件尺寸為Φ13 mm×80 mm，連接件沿塔豎向間距為100 mm.

根據(jù)等效應力換算，單肢橋塔結(jié)合部最不利工況下局部模型試驗荷載P為6 500 kN，模型共進行2次往復加載，分別加載到1.0P和2.5P后卸載，加載等級為0.1P，加載之前先進行0.3P預加載，加載裝置如圖10所示.

圖10 整體模型加載裝置Fig.10 Load devices of overall model

模型測點布置如圖11所示.格室鋼板外側(cè)布置應變測點，沿豎向每列設置7排.在鋼格室內(nèi)設置埋入式應變計，對混凝土內(nèi)部應變進行測試，沿豎向共設置4排.結(jié)合部頂部設置千分表，測試鋼與混凝土間相對滑移.

圖11 測點平面布置Fig.11 Layout of measuring points

3.2 后承壓板式結(jié)合部鋼板應力

圖12為1.0P和2.5P軸力作用下鋼結(jié)構(gòu)部分測點豎向正應力沿塔豎向分布曲線.隨著距承壓板距離的增加，鋼板的豎向應力呈現(xiàn)出逐漸減小的趨勢，在承壓板附近鋼板豎向應力衰減較快，承壓板發(fā)揮了較好的承壓作用.承壓板以下鋼結(jié)構(gòu)豎向應力減少且趨勢較為平緩，說明連接件傳力較為平順，傳力效果較好.

圖12 后承壓板式結(jié)合部鋼結(jié)構(gòu)應力分布

Fig.12Stressdistributionofsteelstructurewithbackbearingplate

3.3 后承壓板式結(jié)合部混凝土應力

圖13為1.0P和2.5P軸力作用下混凝土結(jié)構(gòu)部分測點豎向正應力沿塔豎向分布曲線.混凝土結(jié)構(gòu)的豎向應力從上往下呈現(xiàn)出逐漸增加的趨勢，結(jié)合部通過承壓板和連接件將鋼板上的應力逐步傳遞給混凝土結(jié)構(gòu).靠近承壓板位置混凝土應力增加較快，距承壓板較遠的區(qū)域混凝土應力增加的趨勢逐漸減小.

圖13 后承壓板式結(jié)合部混凝土結(jié)構(gòu)應力分布

Fig.13Stressdistributionofconcretestructurewithbackbearingplate

3.4 后承壓板式結(jié)合部荷載滑移曲線

圖14給出了結(jié)合部端部鋼板與混凝土間的荷載-滑移曲線.1.0P軸力作用下端部3個位置處相對滑移數(shù)值分別為0.056、0.039、0.039 mm，數(shù)值較小，鋼結(jié)構(gòu)與混凝土結(jié)構(gòu)變形協(xié)調(diào)，連接件具有足夠的抗剪剛度將荷載傳遞給混凝土，鋼結(jié)構(gòu)與混凝土結(jié)構(gòu)協(xié)作性能較好.2.5P軸力作用下最大滑移量為0.196、0.083、0.139 mm，表明連接件具有較高的安全儲備.

3.5 后承壓板式結(jié)合部鋼混凝土軸力承擔比例

圖15給出了結(jié)合部各橫截面鋼和混凝土各自的荷載承擔比例.越靠近承壓板，鋼結(jié)構(gòu)承擔比例越大，混凝土承擔比例越小.由于承壓板位于鋼板第1排和第2排測點之間，兩排測點位置鋼結(jié)構(gòu)分擔的比例差即為承壓板的傳力比，其值約為40%.隨著荷載的增加，鋼和混凝土各自承擔的荷載沒有發(fā)生明顯變化.

圖14 后承壓板式結(jié)合部荷載滑移曲線

Fig.14Load-slippagecurveofconnectionwithbackbearingplate

圖15 后承壓板式結(jié)合部荷載承擔比例

Fig.15Loadproportionsharedbysteelandconcretestructurewithbackbearingplate

4 承壓板對傳力機理影響分析

4.1 鋼結(jié)構(gòu)應力

圖16為1.0P荷載作用下前承壓板式和后承壓板式結(jié)合部鋼板豎向應力平均值沿豎塔向分布.鋼結(jié)構(gòu)豎向應力從上往下均呈現(xiàn)出逐漸減小的趨勢.前承壓板式結(jié)合部鋼板應力減小的趨勢較為平緩；后承壓板式結(jié)合部上部鋼板應力減幅較大.這表明，后承壓板式構(gòu)造的承壓傳力效果更好，遠離承壓板區(qū)域鋼結(jié)構(gòu)應力過渡較為平緩.

4.2 混凝土應力

圖17給出了1.0P荷載作用下前承壓板式和后承壓板式結(jié)合部混凝土豎向應力平均值沿豎塔向分布.混凝土結(jié)構(gòu)豎向應力從上往下均呈現(xiàn)出逐漸增加的趨勢.前承壓板式結(jié)合部混凝土應力增加的趨勢較為平緩；后承壓板式結(jié)合部上部混凝土應力增幅較大.這表明，后承壓板式構(gòu)造的承壓傳力效果更好，遠離承壓板區(qū)域混凝土應力過渡較為平緩.

圖16 承壓板位置對鋼板應力的影響Fig.16 Influence of bearing plate position on steel stress

圖17 承壓板位置對混凝土應力的影響Fig.17 Influence of bearing plate position onconcrete stress

4.3 連接件剪力

鋼結(jié)構(gòu)與混凝土結(jié)構(gòu)通過剪力連接件傳遞荷載作用，因此鋼結(jié)構(gòu)截面合力的變化值，可近似為連接件剪力.圖18為前承壓板式結(jié)合部和后承壓板式結(jié)合部連接件豎向剪力的分布狀況.

圖18 承壓板位置對承擔比例的影響Fig.18 Influence of bearing plate position onsharing proportion

前承壓板式結(jié)合部連接件豎向剪力從上往下呈現(xiàn)逐漸減小的趨勢，1.0P荷載作用下連接件豎向剪力最大值為14 kN，結(jié)合部頂部連接件受力明顯大于靠近承壓板的連接件.前承壓板式結(jié)合部，上部鋼板應力較高而混凝土應力較低，連接件要抵抗二者間的應變差，作用剪力較大.隨著力的傳遞，應變差逐漸減小，中部連接件作用力逐漸減小.在結(jié)合部下部由于前承壓板的約束作用，鋼板與混凝土應變差較小，故連接件剪力較小.

后承壓板式結(jié)合部連接件剪力呈現(xiàn)出先減小再增大的趨勢，1.0P荷載作用下連接件豎向剪力最大值為12 kN，后承壓板式結(jié)合部底部連接件受力明顯大于頂部連接件受力.后承壓板式結(jié)合部頂部，由于受承壓板約束，鋼與混凝土之間相對變形較小，故連接件作用剪力較小.隨著鋼結(jié)構(gòu)逐漸向混凝土結(jié)構(gòu)傳遞荷載，混凝土應力逐漸增大，二者的相對變形逐漸增大，因此距離承壓板較遠處的連接件，剪力逐漸增大，在結(jié)合部底部連接件剪力達到最大值.連接件剪力分布較前承壓板式構(gòu)造更均勻.

5 結(jié)論

本文結(jié)合兩座混合橋塔結(jié)合部模型承載性能模型試驗，對前承壓板式和后承壓板式結(jié)合部傳力機理進行了比較分析，得出如下結(jié)論：

(1)前承壓板式結(jié)合部和后承壓板式結(jié)合部均呈現(xiàn)出鋼板應力從上往下逐漸減小，混凝土應力逐漸增加的趨勢，鋼塔柱應力較為平順地傳遞給了混凝土塔柱，后承壓板式構(gòu)造承壓傳力效果更好.

(2)前承壓板式和后承壓板式結(jié)合部承壓板傳力比例均約為40%，說明前承壓板式和后承壓板式結(jié)合部均能充分利用承壓板和連接件的復合傳力作用，減小連接件的傳力比例，使結(jié)合部受力更合理.

(3)由于承壓板發(fā)揮較大作用，前、后承壓板式結(jié)合部鋼與混凝土間相對滑移較小，前承壓板式結(jié)合部塔柱外側(cè)鋼板與混凝土相對滑移較內(nèi)側(cè)鋼板與混凝土相對滑移稍大.

(4)前承壓板式結(jié)合部連接件剪力從上往下逐漸減小，最上端連接件剪力最大；后承壓板式結(jié)合部連接件剪力從上往下逐漸增加，最下端連接件剪力最大，剪力分布較前承壓板式更均勻.

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