鄭建中 阮 欣 杜海鑫

(1.安徽省交通投資集團有限責任公司，合肥230088;2.同濟大學橋梁工程系，上海200092)

1 引言

斜拉橋索塔錨固區(qū)是將拉索局部集中力安全、均勻地傳遞到塔柱全截面的重要構(gòu)造。目前，大跨度斜拉橋索塔多采用空心變截面塔柱[1-3]，相應(yīng)的索塔錨固形式有預(yù)應(yīng)力混凝土錨固、鋼錨固梁、鋼錨箱。這些錨固形式的構(gòu)造和設(shè)計計算都比較復(fù)雜，是斜拉橋設(shè)計中的難點之一。

在早期斜拉橋和矮塔斜拉橋中，也采用過交叉錨和分層式索鞍錨固結(jié)構(gòu)[4]。這種錨固構(gòu)造設(shè)計較為簡單，但適用的索力范圍有限。近年來，隨著斜拉索制造技術(shù)的進步，索鞍式索塔錨固結(jié)構(gòu)逐漸應(yīng)用于較大跨度斜拉橋之中。2007年美國在Maumee River上建成通車的等跨斜拉橋Veterans’Glass City Skyway就采用了這種構(gòu)造。如圖1所示，斜拉索縱向繞過塔柱，錨固在主梁上。這種錨固方式在塔柱上僅有一個類似于鞍座的分絲裝置，而無須其他構(gòu)造，且傳遞高效[5]，很好地避免了塔柱混凝土受拉開裂的問題，大大簡化了索塔錨固區(qū)的設(shè)計。

如果嘗試將這種索鞍式錨固推廣到不等跨斜拉橋中則會發(fā)現(xiàn):當索塔兩側(cè)拉索由于材料、跨徑等原因不同，斜拉索在塔柱兩側(cè)索力不同，需要考慮拉索在索鞍中的滑動問題，且可能控制設(shè)計，使得方案難以實施。

圖1 索塔縱向錨固系統(tǒng)示意圖Fig.1 The longitudinal anchoring system schematic diagram

針對這一難題，提出斜置鞍座式索塔單向錨索方案，即拉索在索塔上，通過鞍座回旋，兩端錨固在同側(cè)主梁上，以保證同一根斜拉索兩端受力相同，也使方案實施成為可能。結(jié)合徐明高速五河淮河大橋，對這一錨固形式的構(gòu)造設(shè)計、設(shè)計計算、施工方法等進行了深入的研究。本文將對主要的技術(shù)要點進行介紹。

如圖2所示，鞍座主要由四部分構(gòu)造:異型分絲管、限位板、鋼外箱和內(nèi)填充料。其中分絲管采用不銹鋼管，限位板和鋼外箱均采用鋼板，內(nèi)填充料可根據(jù)設(shè)計要求確定是否需要添加，一般情況采用微膨脹混凝土。

圖2 鞍座整體構(gòu)造Fig.2 The overall structure of the saddle

如圖3分絲管加工成雨滴形，可增加鋼絞線與分絲管的摩擦力，同時增大兩者的基礎(chǔ)面積避免應(yīng)力集中，確保索力均勻傳遞;限位板上孔洞做成雨滴形，保證分絲管與其接觸牢固可靠。

根據(jù)斜拉橋總體設(shè)計要求，確定鞍座的尺寸及孔數(shù)。對于索力較大位置，可以增加孔數(shù)以便更加均勻有效地傳遞索力;當塔柱為變截面時，孔數(shù)也隨之增加或減少。

圖3 單根分絲管斷面示意圖Fig.3 The cross-section diagram of single tube

鞍座裝配時，首先根據(jù)設(shè)計要求確定分絲管和鋼外箱半徑、圓心角等參數(shù)。限位板成形后，在相應(yīng)的孔洞處穿插分絲管，此時注意保證結(jié)構(gòu)整體線形，然后在限位板四周焊接鋼外箱。最后在結(jié)構(gòu)中澆筑內(nèi)填充料。

橋塔施工過程中，澆筑至鞍座的位置，把預(yù)制好的鞍座整體吊裝到橋塔上，固定后繼續(xù)澆筑橋塔混凝土到下一鞍座處，如圖4所示，如此往復(fù)施工，直到橋塔澆筑完成。

圖4 索塔斜置鞍座安裝示意圖Fig.4 The installation diagram of the oblique saddle

3 鞍座受力特性及力學模型

3.1 鞍座力學模型

鋼絞線承受巨大拉力作用時，索力通過鋼絞線和分絲管的接觸部位進行傳遞，再經(jīng)由限位板及微膨脹混凝土傳遞給鋼外箱，最終傳遞到橋塔上。

在索力傳遞過程中，鋼絞線與分絲管擠緊并發(fā)生變形，此時，兩者的接觸面積也會發(fā)生變化，作用在分絲管上的力的分布情況也會隨之變化，這是一個典型的接觸受力過程。對接觸模型進行計算分析，如圖5所示，建立雨滴形和平板形有限元模型進行對比分析，隨著索力增加，接觸面的寬度也隨之增加，在索力為0.4倍鋼絞線材料極限強度狀態(tài)時(圖中虛線)，接觸面的寬度在0.4～0.5 mm之間，鋼絞線與分絲管間的接觸面積很小。在工程誤差允許的范圍內(nèi)，對鞍座整體結(jié)構(gòu)進行有限元計算分析時，可將索力等效力q直接加在鋼絞線與分絲管擠壓變形前的接觸線上，等效力按式(1)計算:

式中，F(xiàn)為索力;R為鞍座曲率半徑;n為分絲管根數(shù)。

圖5 接觸面寬度與索力關(guān)系Fig.5 Relationship between the width of contact surface and cable tension

索力傳遞給分絲管后，再由限位板及內(nèi)填充料共同承擔。而實際情況需要考慮分絲管、限位板和鋼外箱裝配好后，由于分絲管布置較密，結(jié)構(gòu)中空隙較小，澆筑的內(nèi)填充料難以保證其密實度，針對這一情況可以考慮不澆筑內(nèi)填充料。此時，需分析分絲管和限位板強度是否滿足要求。

當結(jié)構(gòu)中不澆筑內(nèi)填充料時，對于單根分絲管其受力情況類似于一四跨連續(xù)梁承受均布荷載q作用，中間的支座相當于承受如圖6上圖陰影所示的荷載作用。計算結(jié)果表明:分絲管與限位板接觸部位的應(yīng)力明顯高于其他部位，平均應(yīng)力值在350 MPa左右;總體上看，分絲管上應(yīng)力一般在200 MPa以上，限位板上應(yīng)力平均值在466 MPa左右，此時已超出材料強度，發(fā)生破壞。同時，計算表明分絲管頂部圓弧段應(yīng)力普遍偏高，這說明此處分絲管與限位板分離。綜上所述，為滿足鞍座各部分構(gòu)造受力要求，結(jié)構(gòu)中必須澆筑內(nèi)填充料。

圖6 分絲管與限位板接觸良好與發(fā)生分離的力學模型Fig.6 The contacting and separated mechanical model of tube and fixed-plate

3.2 鞍座受力特性分析

鞍座中澆筑內(nèi)填充料后，索力通過分絲管傳遞給限位板及填充料。此時不僅分絲管與限位板強度需要滿足要求，填充料的受力性能也需符合要求。

如圖7選取四段限位板建立有限元模型，內(nèi)填充料采用C50微膨脹混凝土。因為鞍座嵌固在橋塔中，所以固結(jié)模型底端，同時限制兩側(cè)位移。索力的等效力由式(1)確定:

圖7 限位板結(jié)構(gòu)有限元模型Fig.7 FEA model of fix-plate structure

圖8 混凝土拉、壓應(yīng)力分布Fig.8 Tensile and compressive stress distribution of concrete

計算結(jié)果表明分絲管與限位板接觸部位平均應(yīng)力值在46.6 MPa左右，不破壞;總體上，分絲管上應(yīng)力一般在31.1 MPa左右，符合要求。限位板與分絲管接觸部位應(yīng)力值最大77.2 MPa，底部平均值在46.5 MPa左右，不發(fā)生破壞;分絲管頂部圓弧段與限位板相接的地方應(yīng)力并不高，即分絲管與限位板連接很好。

從混凝土應(yīng)力分布圖可以看出，限位板結(jié)構(gòu)頂部的C50微膨脹混凝土主要承受拉應(yīng)力，底部承受壓應(yīng)力，且壓應(yīng)力自上向下逐漸增加。頂部分絲管附近的混凝土拉應(yīng)力平均值在1.1 MPa左右，底部分絲管附近的混凝土受到的壓應(yīng)力較大，平均值在11.5 MPa左右，總體上混凝土壓應(yīng)力在5.03 MPa 左右，符合要求。

綜上所述，鞍座中澆筑C50微膨脹混凝土后，分絲管和限位板應(yīng)力均符合要求，混凝土受力性能也符合要求。同時，計算分析表明添加微膨脹混凝土后，整體結(jié)構(gòu)不僅受力合理，索力在傳遞過程中也更加均勻。

3.3 橋塔受力特性分析

索力通過鞍座傳遞到混凝土橋塔上，如圖9左圖選取橋塔內(nèi)索鞍位置為參考截面。如圖9所示，通過有限元分析可以看出，橋塔全截面處于受壓狀態(tài)，且與鞍座接觸部分的壓應(yīng)力能均勻地向塔內(nèi)混凝土傳遞。

圖9 橋塔截面選取位置及豎向應(yīng)力分布Fig.9 The section location and vertical stress of pylon

以上分析說明，斜置鞍座式錨固系統(tǒng)可均勻有效地將索力轉(zhuǎn)化為壓力傳遞到混凝土塔柱上，充分利用了混凝土抗壓性強的特點。

4 內(nèi)填充料的性能要求

鞍座中添加填充料，一方面是保證結(jié)構(gòu)整體受力更加合理，巨大的索力可以均勻有效地傳遞到索塔上;另一方面填充材料自身的受力性能也要滿足要求，在傳遞索力的過程中，不能被壓碎，同時應(yīng)盡量避免應(yīng)力集中。

當選取C50微膨脹混凝土作為填充料時，鞍座各部分構(gòu)造受力性能均滿足要求，且分絲管和限位板有較大的安全儲備。此時，考慮選取不同強度等級的混凝土作為填充料，分析鞍座各部分構(gòu)造性能，優(yōu)化填充料的選取，從而保證施工的經(jīng)濟性。

如圖9選取C20到C50不同強度等級的混凝土作為內(nèi)填充料，分別考察混凝土的受力性能。可以看出，隨著強度等級的降低，混凝土平均拉、壓應(yīng)力逐漸減小，但減小幅值不大，并在C30以下超過相應(yīng)的混凝土拉、壓應(yīng)力設(shè)計值。混凝土強度等級越高，結(jié)構(gòu)的安全儲備也越大，只有選擇C40以上的混凝土才符合要求。

綜上所述為保證結(jié)構(gòu)有一定安全度，同時內(nèi)填充料自身受力滿足要求需選取C40以上的混凝土。

5 斜置鞍座制作工藝

5.1 構(gòu)件制作與組裝

通過計算確定分絲管和鋼外箱的弧長、圓心角、彎曲方向和半徑等參數(shù)，選取壁厚為2 mm外直徑為32 mm的圓形不銹鋼管將其定型機械壓制成雨滴形;鋼外箱由四片鋼板組成，如圖10所示，兩側(cè)鋼外箱在相應(yīng)的位置上需預(yù)留固定限位板的孔洞。限位板采用8 mm厚鋼板制作而成，四個端角處預(yù)留灌漿孔，保證內(nèi)填充料在澆筑時通過，同時相應(yīng)的位置預(yù)留雨滴型孔道以便分絲管穿過。

鞍座組裝時，在其中心弧線上每隔500 mm設(shè)置一塊限位板，用于定位分絲管并加強鞍座整體剛度，在相應(yīng)的孔洞處穿插分絲管，然后裝配兩側(cè)鋼外箱鋼板并與限位板焊接，最后焊接鋼外箱頂?shù)装澹⒃陧敯逄庮A(yù)留澆筑孔，以便澆筑微膨脹混凝土。

5.2 澆筑微膨脹混凝土

在定位好的限位板模型中澆筑微膨脹混凝土，為保證混凝土的澆筑密實度，采用立式澆筑，通過臨時支架將鞍座固定。在澆筑過程中采用逐段澆筑的方式，并對鞍座頂部混凝土澆筑不密實的局部部位進行壓降處理，提高微膨脹混凝土的密實性。

圖10 混凝土拉、壓應(yīng)力與其強度等級關(guān)系Fig.10 The relationship between tensile and compressive stress and strength grade of concrete

圖11 分絲管、限位板及鋼外箱組裝Fig.11 The tube，fix-plate and steel carton assembling

圖12 立式澆筑與分段澆筑示意圖Fig.12 The diagram of vertical and segmented pouring

考慮到使其澆筑過程中，可能由于振搗不夠均勻等問題，導(dǎo)致限位板結(jié)構(gòu)下部的混凝土中可能存在氣泡，此時混凝土的受力性能也會發(fā)生變化?；炷翝仓毕菥哂须S機性，選取C40作為填充材料，隨機選取一定比例的限位板結(jié)構(gòu)下部混凝土單元，通過改變其彈性模量來模擬混凝土澆筑缺陷的現(xiàn)象，如圖13所示，其中黃色區(qū)域表示彈模發(fā)生改變的混凝土單元。其中，選取的比例分別為10%、20%和30%;被選單元的彈性模量分別取為原來的0.2倍、0.1倍和0倍三種情況。

圖13 鞍座頂部補充壓降Fig.13 Supplementary pressure on the top of saddle

圖14 澆筑缺陷模型示意圖Fig.14 The diagram of defective pouring model

從表1可以看出，隨著混凝土澆筑缺陷程度的增加，其平均壓應(yīng)力也隨之增加;缺陷區(qū)混凝土彈性模量改變越大，其承受的平均壓應(yīng)力越大。同時，澆筑缺陷的局部混凝土應(yīng)力水平較大，出現(xiàn)應(yīng)力集中現(xiàn)象，針對這一問題建議選取C50微膨脹混凝土，保證整體結(jié)構(gòu)的安全性。

表1 澆筑缺陷對混凝土壓應(yīng)力的影響Table 1 Influence of Casting defects on concrete compressine stress

有限元計算分析表明，澆筑缺陷對混凝土受力性能影響較大，應(yīng)力集中現(xiàn)象明顯，在鞍座的制作過程中需采取適當?shù)拇胧?，提高混凝土的密實度?/p>

6 結(jié)論

本文主要從整體上介紹斜置鞍座的設(shè)計要求與制作工藝，并通過有限元計算分析鞍座的受力特性，同時參數(shù)化分析不同填充材料以及澆筑缺陷對鞍座整體性能的影響。通過計算分析可以充分說明，斜置鞍座單向錨固形式不僅避免了不平衡索力對索塔受力的影響，同時具有傳力路徑清晰、錨固構(gòu)造簡潔、受力均勻等特點，應(yīng)用前景廣闊。

但本文僅針對單個鞍座結(jié)構(gòu)進行了較為系統(tǒng)的分析，并沒有考慮其錨固在橋塔上、多組鞍座共同受力工作的情況，以及此時橋塔、全橋的受力特性。這些工作將在后續(xù)的研究中不斷深入。

[1] 顧安邦.橋梁工程[M].北京:人民交通出版社，2008:238-346.Gu Anbang.Bridge engineering[M].Beijing:China Communications Press，2008:238-346. (in Chinese)

[2] 陳輝.斜拉橋索塔錨固區(qū)受力性能與模型實驗研究[D].上海:同濟大學，2011.Chen Hui.Mechanical properties and model experiment study of the cable-stayed bridge anchorage zone[D]. Shanghai: TongjiUniversity，2011. (in Chinese)

[3] 蘇慶田，曾明根.斜拉橋混凝土索塔鋼錨箱受力計算[J].結(jié)構(gòu)工程師，2005，21(6):28-32.Su Qingtian，Zeng Minggen.Analysis of mechanical behavior on concrete pylon steel-anchor-box in cablestayed bridge[J].Structural Engineers，2005，21(6):28-32.(in Chinese)

[4] 梁愛霞.矮塔斜拉橋斜拉索結(jié)構(gòu)和受力行為研究[D].西安:西南交通大學，2009.Liang Aixia.The structure and mechanical behavior study of cable in short-tower cable-stayed bridge[D].Xi’an:Southwest Jiaotong University，2009.(in Chinese)

[5] Wade S.The I-280 Veterans’Glass City Skyway:new land-mark cable-stayed bridge，Ohio[J].Structural Engineering International，2008，1:43-48.