斜拉橋斜置鞍座式索塔錨固系統設計

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]，相應的索塔錨固形式有預應力混凝土錨固、鋼錨固梁、鋼錨箱。這些錨固形式的構造和設計計算都比較復雜，是斜拉橋設計中的難點之一。

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構[4]。這種錨固構造設計較為簡單，但適用的索力范圍有限。近年來，隨著斜拉索制造技術的進步，索鞍式索塔錨固結構逐漸應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的設計。

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現:當索塔兩側拉索由于材料、跨徑等原因不同，斜拉索在塔柱兩側索力不同，需要考慮拉索在索鞍中的滑動問題，且可能控制設計，使得方案難以實施。

圖1 索塔縱向錨固系統示意圖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。結合徐明高速五河淮河大橋，對這一錨固形式的構造設計、設計計算、施工方法等進行了深入的研究。本文將對主要的技術要點進行介紹。

如圖2所示，鞍座主要由四部分構造:異型分絲管、限位板、鋼外箱和內填充料。其中分絲管采用不銹鋼管，限位板和鋼外箱均采用鋼板，內填充料可根據設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面積避免應力集中，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。

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

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，首先根據設計要求確定分絲管和鋼外箱半徑、圓心角等參數。限位板成形后，在相應的孔洞處穿插分絲管，此時注意保證結構整體線形，然后在限位板四周焊接鋼外箱。最后在結構中澆筑內填充料。

橋塔施工過程中，澆筑至鞍座的位置，把預制好的鞍座整體吊裝到橋塔上，固定后繼續澆筑橋塔混凝土到下一鞍座處，如圖4所示，如此往復施工，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生變形，此時，兩者的接觸面積也會發生變化，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，對鞍座整體結構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為索力;R為鞍座曲率半徑;n為分絲管根數。

圖5 接觸面寬度與索力關系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，結構中空隙較小，澆筑的內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。

當結構中不澆筑內填充料時，對于單根分絲管其受力情況類似于一四跨連續梁承受均布荷載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。計算結果表明:分絲管與限位板接觸部位的應力明顯高于其他部位，平均應力值在350 MPa左右;總體上看，分絲管上應力一般在200 MPa以上，限位板上應力平均值在466 MPa左右，此時已超出材料強度，發生破壞。同時，計算表明分絲管頂部圓弧段應力普遍偏高，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造受力要求，結構中必須澆筑內填充料。

圖6 分絲管與限位板接觸良好與發生分離的力學模型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，所以固結模型底端，同時限制兩側位移。索力的等效力由式(1)確定:

圖7 限位板結構有限元模型Fig.7 FEA model of fix-plate structure

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

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

從混凝土應力分布圖可以看出，限位板結構頂部的C50微膨脹混凝土主要承受拉應力，底部承受壓應力，且壓應力自上向下逐漸增加。頂部分絲管附近的混凝土拉應力平均值在1.1 MPa左右，底部分絲管附近的混凝土受到的壓應力較大，平均值在11.5 MPa左右，總體上混凝土壓應力在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，整體結構不僅受力合理，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，且與鞍座接觸部分的壓應力能均勻地向塔內混凝土傳遞。

圖9 橋塔截面選取位置及豎向應力分布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可均勻有效地將索力轉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 內填充料的性能要求

鞍座中添加填充料，一方面是保證結構整體受力更加合理，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，同時應盡量避免應力集中。

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，分析鞍座各部分構造性能，優化填充料的選取，從而保證施工的經濟性。

如圖9選取C20到C50不同強度等級的混凝土作為內填充料，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、壓應力逐漸減小，但減小幅值不大，并在C30以下超過相應的混凝土拉、壓應力設計值。混凝土強度等級越高，結構的安全儲備也越大，只有選擇C40以上的混凝土才符合要求。

綜上所述為保證結構有一定安全度，同時內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，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，兩側鋼外箱在相應的位置上需預留固定限位板的孔洞。限位板采用8 mm厚鋼板制作而成，四個端角處預留灌漿孔，保證內填充料在澆筑時通過，同時相應的位置預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，在相應的孔洞處穿插分絲管，然后裝配兩側鋼外箱鋼板并與限位板焊接，最后焊接鋼外箱頂底板，并在頂板處預留澆筑孔，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、壓應力與其強度等級關系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，導致限位板結構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生變化。混凝土澆筑缺陷具有隨機性，選取C40作為填充材料，隨機選取一定比例的限位板結構下部混凝土單元，通過改變其彈性模量來模擬混凝土澆筑缺陷的現象，如圖13所示，其中黃色區域表示彈模發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，其平均壓應力也隨之增加;缺陷區混凝土彈性模量改變越大，其承受的平均壓應力越大。同時，澆筑缺陷的局部混凝土應力水平較大，出現應力集中現象，針對這一問題建議選取C50微膨脹混凝土，保證整體結構的安全性。

表1 澆筑缺陷對混凝土壓應力的影響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，應力集中現象明顯，在鞍座的制作過程中需采取適當的措施，提高混凝土的密實度。

6 結論

本文主要從整體上介紹斜置鞍座的設計要求與制作工藝，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、錨固構造簡潔、受力均勻等特點，應用前景廣闊。

但本文僅針對單個鞍座結構進行了較為系統的分析，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。這些工作將在后續的研究中不斷深入。

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