中圖分類號：U448.27 文獻標志碼：A 文章編號：2095-2945（2025）18-0075-05

Abstract：Theanti-slidinganchoragesysteminthesaddlesystemofsomecable-stayedbridgesisa wiretypestructure， withaspanof （85.23+5x125+85.23）mprestressedconcretetwin-towerandsingle-cable-planepartialcablestayedbridgeisused astheengineringbackground.Teanti-slidingprincipleoftheanti-slidinganchoragesysteminthesaddleareaofthebridgeis analyzed，andtheanti-slidinganchoragegriptheoryofthesplit-wirecablesadleissummarized.Calculationmethod，anti slidinganchorageloadtestiscarredout，andtheultimateunbalancedforceverificationissimulatedthroughactualworking conditions，whichprovidestechnicalsupportforthereliabilityoftheanti-slidinganchoragesystemandlaysafoundatinforthe structural design of similar types of bridges.

Keywords：partial cable-stayed bridge; split-wire saddle;anti-sliding anchorage;ultimate load; model test

部分斜拉橋轉(zhuǎn)向鞍座抗滑體系是一種定向由主梁傳遞到主塔兩側(cè)拉索拉力的結(jié)構(gòu)，通過設置在鞍座兩側(cè)的抗滑錨固裝置實現(xiàn)對鋼絞線拉索的握裹和附著力，達到主塔兩側(cè)平衡拉索拉力。部分斜拉橋鞍座式抗滑錨固體系可分為套管型和分絲管型2種，如圖1、圖2所示。

鑒于鞍座抗滑錨固區(qū)存在抗滑構(gòu)造特性，僅僅通過簡單的理論分析無法全面地反映抗滑錨固區(qū)的真實受力特點。從國內(nèi)外學者研究發(fā)現(xiàn)目前為限元模型分析和模擬模型試驗相結(jié)合對鞍座式結(jié)構(gòu)進行驗證，嚴國敏對日本的小田原港橋（世界上第一座部分斜拉橋）、屋代南橋、屋代北橋在施工中構(gòu)造進行研究，探索套管式鞍座鍵槽布局的抗滑結(jié)構(gòu)和換索構(gòu)思，未開展實際抗滑驗證；Vinayagamoorthy等4、劉海燕等對日本三谷川二橋部分斜拉橋模型試驗研究可知套管式鞍座兩側(cè)的高強環(huán)氧砂漿需大于 1m 的錨固長度范圍才可滿足鋼絞線拉索黏接性能要求;Peng等Tarada等、馬雅林等通過對部分斜拉橋索塔多索區(qū)錨固構(gòu)件的ANSYS分析，理論計算出2.5倍活載作用下索力差豎向壓應力和橫向劈裂應力數(shù)值，發(fā)現(xiàn)套管式索鞍套管式鞍座結(jié)構(gòu)在1.2倍設計索力作用下，內(nèi)管正下方豎向應力最大值為 -28.6MPa （C50標準設計抗壓強度為 28.5MPa ）；Takami等[]、莫利君等[在部分斜拉橋分叉型索塔研究中發(fā)現(xiàn)分絲型鞍座橫向正應力（橫向劈裂應力）為 2.89MPa ，豎向應力最大值為 2.18MPa;Stroh^[11] 劉佳輝[2]、席利飛等[1]研究分絲型鞍座中鋼絞線拉索拉索與圓形分絲管壁的最大靜摩擦系數(shù)系數(shù)為0.23，提出對 1000kN 索力差的施工要求采取抗滑措施限制鋼絞線滑移。Yang等[14]、Markelj等[通過分絲型鞍座的模型進行抗滑移試驗靜力加載，對每根鋼絞線內(nèi)力均勻性提出理論計算方法，未進行實際測試驗證；相關(guān)研究表明在貫穿式部分斜拉橋結(jié)構(gòu)中套管式索鞍內(nèi)外套管之間形成線接觸應力集中，下方橫向劈裂應力大。分絲型鞍座結(jié)構(gòu)解決斜拉索鋼絞線受力不均勻問題，但要對鞍座抗滑錨固性能和現(xiàn)單根調(diào)索及更換進行詳細研究[1。

針對現(xiàn)有研究的不足，以一座六塔的部分斜拉橋的分叉型索塔索塔為例，通過理論計算、有限元法分析、進行靜力載荷和動態(tài)載荷驗證部分斜拉橋分絲型索鞍的滑移性能，以期為今后部分斜拉橋鞍座抗滑錨固結(jié)構(gòu)設計提供參考。

1 工程概況

某部分斜拉橋是一座六塔的預應力砼雙塔單索面部分斜拉橋，結(jié)構(gòu)采用梁塔固結(jié)體系。橋梁總長795.46m ，跨徑布置為（ 85.23+5×125+85.23）m ，如圖3所示，橋面寬 21m ，索塔高度為 8.85m. 。斜拉索為豎直琴式雙索面布置，每個主塔共布置6對斜拉斜拉索，斜拉索采用鋼絞線1860級，斜拉索的規(guī)格為0VMAT-55，拉索對稱錨固在主梁上。鞍座體系采用圓形分絲管結(jié)構(gòu)，利用分絲結(jié)構(gòu)特點，每一束拉索中的各根鋼絞線獨立貫穿過主塔的分絲形鞍座體系，通過環(huán)氧砂漿抗滑錨固結(jié)構(gòu)進行主塔錨固，抗滑移力要求達到 250t （設計抗滑移力的2.5倍）。其索塔造型為“U\"結(jié)構(gòu)，結(jié)合橋梁造型需求，索塔橫向尺寸為僅僅 2m ，索塔錨固區(qū)拉索布置比較集中等特點，如圖3所示，因此需要對此結(jié)構(gòu)的抗滑力的安全性進行試驗驗證。

2分絲型鞍座抗滑錨固理論計算

由于采用分絲型抗滑錨固體系鞍座體系，每一根鋼絞線對分絲型鞍座產(chǎn)生擠壓力，并通過抗滑系統(tǒng)中的環(huán)氧砂漿對每一根鋼絞線產(chǎn)生握裹力，從而達到橋梁斜拉索抵抗不平衡力作用?？够^固系統(tǒng)內(nèi)鋼絞線呈均勻分散布置，使抗滑索鞍體系起到良好的分散、均勻傳遞拉索荷載的作用[。所以每根鋼絞線的周圍都受到環(huán)氧砂漿的充分握裹，因而每根鋼絞線所受環(huán)氧砂漿的握裹力是均勻的，如圖4所示，因而每一根鋼絞線的錨固的握裹力可以通過理論計算得出。

通過對拉索與相應漿體間的黏結(jié)和傳遞的理論和基礎(chǔ)性試驗驗證，歸納總結(jié)出環(huán)氧砂漿握裹力的計算方法，如式（1）所示：鋼絞線拉索的黏結(jié)傳遞長度設計值，可以簡化地取為“拉索與漿體 \"_L1 和\"漿體與抗滑錨筒壁 ?_L2 之間的黏結(jié)長度之和

式中： ΔP 為索力差， s₁ 為鋼絞線拉索與漿體間的握裹周長， s₂ 為鋼管內(nèi)壁周長。 f_bond 為鋼材與漿體間的黏結(jié)強度（這里可忽略鋼絞線與鋼管的差異），根據(jù)以往試驗得出粘結(jié)強度 f_bond 為 3.46MPa 。

根據(jù)美國后張法協(xié)會斜拉橋委員會PTI（斜拉索設計、測試和安裝條例）規(guī)范中5.7.2.2描述，索鞍及過渡細節(jié)的設計應能保證在 125% 倍的設計荷載下防止拉索的滑移及磨損。該工程拉索孔數(shù)55孔，采用的是

1860MPa 的環(huán)氧涂覆鋼絞線，橋梁拉索常規(guī)的應力上限在0.45＼～0.55區(qū)間內(nèi)，以斜拉索張拉到 0.45，0.55 的公稱極限拉力作為基準參照[1I-2]，參照PTI規(guī)范則設計極限荷載分別為

F₁=55×260.4×0.45×1.25=8 056.125kN;

F₂=55×260.4×0.55×1.25=9 846.375kN

工程實際選取0VM250AT-55拉索錨具的錨固裝置長度 L 為 900mm ，內(nèi)徑為 300mm ，鋼絞線采用15.24鋼絞線為參考，選取設計荷載極限（兩側(cè)索力差）

最大數(shù)值進行計算（即 9846KN ）進行校核，根據(jù)式（1）計算出鋼絞線拉索的粘結(jié)傳遞長度 L=9846/3.46（1/ 1 15.24×55×3.14）+1/（300×3.14））×100=410mm ，從理論計算結(jié)果對比，該結(jié)構(gòu)采用的環(huán)氧砂漿錨固握裹的長度 900mmgt;410mm ，完全符合分絲型鞍座抗滑錨固的安全性要求。

3分絲型鞍座抗滑錨固荷載試驗

3.1靜力荷載試驗方案

由于該橋要求裝置錨固抗滑移力要求達到 250t （設計抗滑移力的2.5倍），因此進行靜力荷載試驗裝置所提供的反力至少是張拉力的2倍以上，須保證靜力試驗裝置具有足夠的強度和剛度。試驗用的撐腳1的承載力是 1700t ，撐腳2的承載力是 650t ，試驗臺架的承載力 1000t ，通過有限元對試驗架受力鋼板進行分析[18-19]，完全符合試驗的結(jié)構(gòu)受力要求，分析結(jié)果如圖5所示。

該靜力荷載試驗主要目的是檢驗斜拉索錨固構(gòu)造（工藝）的靜載抗滑移力學性能，試驗方案如圖6所示，具體包括以下內(nèi)容： ① 抗滑錨固裝置的的抗滑力的測試，在鋼絞線的表面粘貼電阻應變計，當對拉索施加張拉力時，錨固區(qū)域內(nèi)的每根鋼絞線受力都會發(fā)生變化，通過電阻應變計的應變值反應錨固裝置內(nèi)的環(huán)氧砂漿對拉索的握裹力的大小是否滿足設計 100t 抗滑力的2.5倍的安全系數(shù)； ② 試驗兩端異步加載進行測試，A端從 515.4kN ，分級遞增加載到 3716.6kN B端從 703.3kN ，分級加載到 3 636.2kN 進行測試；③ 試驗兩端同步加載進行測試， _A，B 兩端從 ，分級加載 2500kN ，持荷 60min ，再逐級加載到 4100kN 進行極限測試。

3.2靜力荷載試驗結(jié)果

3.2.1 兩端異步加載結(jié)果

當一側(cè)作用荷載不大于 2512kN 時，應力的發(fā)展是較為均勻的，鋼絞線的滑移量非常小。但在荷載超過 2512kN 后，應力發(fā)展規(guī)律性不明顯，如圖7所示，但對于鋼絞線的滑移的影仍是線形發(fā)展。這一結(jié)果同時表明，在實橋狀態(tài)下，當塔的一側(cè)拉索作用相當于設計荷載的2.5倍的力值時，仍可保持其對鋼絞線的握裹作用，由此可見該分絲型鞍座抗滑錨固系統(tǒng)性能時安全可靠的。

在 2512kN 荷載作用下，抗滑錨固系統(tǒng)內(nèi)環(huán)氧樹脂砂槳對鋼絞線的握裹作用是有效的，此時，拉索位移量是微乎其微，如圖8所示?？蛇M一步在環(huán)氧樹脂砂漿灌注工藝上有所提高和改進，保證灌漿密實度，砂漿與鋼絞線完全握裹，則實際效果將會更好[20-21]。

3.2.2 兩端同步加載結(jié)果

在最大荷載為 4100kN 的情況下，最大應力為252.2MPa ，平均應力 217MPa ，對應拉力 1671kN ，即錨固筒內(nèi)的環(huán)氧漿體的握裹力達 2529kN ，相對于1000kN 的設計張拉力，其安全系數(shù)超過2.5，這充分證明錨固套筒內(nèi)的環(huán)氧樹脂起到了很好的握裹效果。試驗臺架處鋼絞線以及錨固套筒內(nèi)鋼絞線應力值的發(fā)展較為均勻的、較好的表現(xiàn)為線性關(guān)系發(fā)展。鋼絞線的滑移量非常小，未出現(xiàn)抗滑力失效的現(xiàn)象，如圖9所示。充分說明錨固系統(tǒng)內(nèi)環(huán)氧樹脂砂漿對鋼絞線的握裹作用是有效的，說明錨固系統(tǒng)完全能達到設計抗滑移能力 100t 的2.5倍的安全系數(shù)的要求。

22 系列1

總之，相比較于兩端異步加載，兩端同步加載的加載程序和實際施工的加載程序較吻合，測試的結(jié)果更能模擬結(jié)構(gòu)的實際受力[22]。2種方案的試驗過程反映錨固系統(tǒng)的抗滑移要求均能夠滿足設計抗滑移能力 100t 的2.5倍的要求，張拉到設計載荷后，繼續(xù)進行測試的情況下，抗滑錨固裝置的內(nèi)應力持續(xù)增加，環(huán)氧砂槳的握裹力仍然有效，未出現(xiàn)抗滑移失效的現(xiàn)象[23]。

4結(jié)論

部分斜拉橋的分絲型鞍座抗滑結(jié)構(gòu)目前為行業(yè)采用較多的索塔組合結(jié)構(gòu)，通過對分絲型結(jié)構(gòu)鞍座兩側(cè)的系統(tǒng)進行研究，從錨固系統(tǒng)基理的理論校核到靜力荷載試驗的結(jié)果證明，其各項指標均能滿足該工程抗滑錨固系統(tǒng)的技術(shù)指標（抗滑能力 250t 以上），符合設計和施工的要求。通過試驗證明該抗滑錨固系統(tǒng)技術(shù)具有較高的錨固可靠性及穩(wěn)定性，具備很高的市場推廣應用價值。

參考文獻：

[1]田寶華.矮塔斜拉橋索梁錨固結(jié)構(gòu)力學試驗研究[J].鐵道建筑技術(shù)，2020（6）：27-30.

[2]莫愷筠.大跨度鐵路矮塔斜拉橋索塔錨固區(qū)混凝土應力測試與分析[D].蘭州：蘭州交通大學，2018.

[3]嚴國敏.試談\"部分斜拉橋\"日本屋代南橋、屋代北橋、小田原港橋[J].國外橋梁，1996（1）：47-50.

[4]VINAYAGAMOORTHY M，MOHAN G G，SANTHI A S.Structural Robustness of a Single Span Extra Dosed Bridgeover Cable Stayed Bridge[J].Journal of Applied Science andEngineerin，2019，22（3）：413-420.

[5]劉海燕，陳開利.三谷川二橋索鞍結(jié)構(gòu)的足尺模型試驗[J].國外橋梁，2001（4）：15-19.

[6] PENG JR ，LUO JB.Research for the structure system ofcurvedwide extra -dosed cable -stayed bridge [J].AppliedMechanics and Materials，2015，744-746（1）：846-869.

[7] TARADA N，MOCHIZUKI T. The design and constructionof the Miyakodagaw bridge in the 2nd Tomei expressway[C]/Proceedings of the 15 FIB Congress. Session，Japan，2002：71-80.

[8]馬雅林，任萬敏，朱敏，等.成昆鐵路矮塔斜拉橋索梁錨固區(qū)模型試驗研究[J].鐵道建筑，2022，62（2）：83-87.

[9] TAKAMI K，HAMADA S. Behavior of extradosed bridgewithcompositegirder[C]//ProceedingsofCompositeConstruction in Steel and Concrete IV Conference.Banff，Alberta，Canada，200o：63-70.

[10]莫利君，陳華.考慮分絲管模擬的底部分叉形矮塔斜拉橋索塔應力分析[J].中外公路，2020，40（1）：144-147.

[11] STROH S L Proportioning and Design Considerations forExtra-dosed PrestressedBridges[A]Sustainable BridgeStructures-8th New York City Bridge Conferences[C. NewYork，NY，United states：CRC PressBalkema，2015：157-170.

[12]劉佳輝．矮塔斜拉橋弧形索鞍區(qū)鋼絞線拉索抗滑移性能試驗研究[D].重慶：重慶交通大學，2022.

[13]席利飛，徐康，張丹，等.矮塔斜拉橋分絲管索鞍滑移效應分析[J].市政技術(shù)，2022，40（12）：93-98.

[14] YANG H，PANG Y，TIAN S，et al.Case study of theseismic response of an extra -dosed cable -stayed bridgewith cable -sliding friction aseismic bearing using shaketable tests[C].Struct Design Tall Spec Build，2017;26（16）：1398-1416.

[15]MARKELJ，VIKTOR. TheFirstExtradosed BridgeinSlovenia [J].Structrural engineering intemationa.2010，20（4），462-467.

[16] CHEN X C，LIU Z W，WANG C F. Nonlinear StressAnalysis of Cable-pylon Anchorage Zones RC of Extra-dosed Cable -stayed Bridge in Railway [C].2014 SixthInternational Conference on Measuring TechnologyandMechatronics Automation，2014：430-434.

[17]毛曉東.鐵路矮塔斜拉橋索梁錨固區(qū)局部應力分析[J].蘭州交通大學學報，2018，37（2）：1-6.

[18]李博.矮塔斜拉橋拉索錨固區(qū)力學性能研究[J].高速鐵路技術(shù)，2022，13（3）：19-23.

[19]牟兆祥，馬廣，張雷.四線鐵路斜拉橋索塔錨固區(qū)環(huán)向預應力設計研究[J].世界橋梁，2020，48（3）：17-21.

[20]龐木林，謝肖禮，覃石生.一種新的公鐵兩用橋設計與建造可行性分析[J].桂林理工大學學報，2021，41（1）：98-104.

[21]呂文舒，陳星燁，張祖軍.鋼箱梁斜拉橋索梁錨固區(qū)鋼錨箱受力性能及結(jié)構(gòu)局部優(yōu)化研究[J].中外公路，2020，40（3）：173-176.

[22] XU M，GUO W W，XIA H，et al.Nonlinear aerostaticstability analysis of Hutong cable-stayed rail-cum-roadbridge [J].Wind and structures，2016，23（6）：485-503.

[23]潘湘文.高速鐵路多塔矮塔斜拉橋力學性能研究[J].鐵道標準設計，2021，65（7）：98-102.