袁輝輝，陳如凌，吳慶雄，3?，黃育凡

（1.福州大學土木工程學院，福建福州 350116；2.福州大學工程結構福建省高校重點實驗室，福建福州 350116；3.福州大學福建省土木工程多災害防治重點實驗室，福建福州 350116）

隨著經(jīng)濟水平和工業(yè)生產(chǎn)能力的逐漸提高，現(xiàn)代橋梁的建設原則也逐漸從“實用、經(jīng)濟，在可能條件下適當照顧美觀”逐漸轉變?yōu)椤鞍踩?、適用、經(jīng)濟、美觀”的八字方針，尤其是在近年來的城市橋梁建設中，人們對橋梁景觀功能和美學價值的需求不斷提高［1］.由于部分斜拉橋的主梁承擔主要荷載，橋塔承擔的荷載相對較?。?］，因此有利于在橋塔構造形式上進行變化.作為部分斜拉橋的標志性構造，橋塔和拉索突出展現(xiàn)了橋梁美學的一面［3］，尤其是異型橋塔因擁有優(yōu)美的幾何形狀而愈發(fā)受到青睞；同時，隨著計算機性能的發(fā)展和施工技術的提高，異型橋塔受力復雜和施工困難的問題也可得到有效解決.因此，近年來眾多造型新穎的異型橋塔部分斜拉橋應運而生，如某外傾式矮塔斜拉橋（Y 形橋塔）［4］、福廈高鐵湄洲灣跨海大橋（雙柱式人字形橋塔）［5］、黑龍江大橋（V 形橋塔）［6］、九江八里湖大橋（戒指造型橋塔）［7］、拉薩柳東大橋（圓環(huán)形橋塔）［8］、延崇高速太子城互通立交主線1號橋（桁架拱橋塔）［9］、錦州小凌河大橋（雙套拱形塔）［10］等.與常規(guī)橋塔不同，異型橋塔在設計過程中須著重考慮橋塔空間內(nèi)力分布的均勻性及梁-索-塔恒活載分配的合理性.為此，栗懷廣等［11］提出了主塔拱軸線的逐段計算法，并以三明市臺江大橋作為背景進行算例校核；施洲等［12］提出拱塔軸線迭代優(yōu)化理論方法，并使用此方法對廣汕鐵路跨深汕高速拱塔斜拉橋進行拱軸線優(yōu)化，優(yōu)化后橋塔的內(nèi)力、應力和撓度均有一定幅度下降.

另外，鋼管混凝土在應用于受壓為主的構件中時，鋼材與混凝土具有優(yōu)良的組合效應.當需要較大剛度和良好的抗震性能時，還可采用多肢鋼管混凝土結構［13］.在施工方面，由于鋼管具有較大的剛度和強度，鋼管混凝土結構可以作為施工的勁性骨架，基本不需要模板和支架，且鋼管可工廠化制作，相比鋼筋混凝土結構省時省工.正是基于上述優(yōu)勢，鋼管混凝土拱橋在國內(nèi)外得到了大量應用與研究［14-15］.同時，拱橋是一種極具美學價值的橋梁形式，鋼管混凝土結構的應用可使得拱橋更加輕巧、表現(xiàn)力更強，據(jù)統(tǒng)計已建和在建的鋼管混凝土拱橋有一半左右是城市橋梁［16］.

相比常規(guī)斜拉橋，部分斜拉橋主塔較矮，且拉索往往沒有錨固在橋塔上而是采用穿過橋塔的形式，相當于配置效率更高的體外預應力筋，憑借其良好的經(jīng)濟效果、合理的受力性能、自然的景觀性等優(yōu)點，在國內(nèi)外得到快速發(fā)展.目前，部分斜拉橋跨徑在100～300 m 之間，填補了連續(xù)梁（連續(xù)剛構）橋和常規(guī)斜拉橋之間的跨徑范圍，具有良好的推廣應用價值.本文研究的依托背景工程平潭安海澳大橋主橋（80 m+150 m+80 m 三跨部分斜拉橋）在國內(nèi)外首次采用了由5 片鋼管混凝土拱形塔柱和弧形鋼管拼裝成扇形的組合橋塔設計方案.

目前國內(nèi)外的異型橋塔主要有單拱形和雙拱形，且材料多采用混凝土或鋼結構，由5 片鋼管混凝土拱形塔柱組合而成的扇形組合塔十分少見，結構的整體造型比較特殊，僅通過理論分析很難準確把握此類結構的受力特性及空間傳力機理.因此，本文以安海澳大橋為研究背景，制作1∶25 的全橋大比例模型，并對模型進行靜力加載試驗，同時開展實橋空間有限元受力分析，以期明確此類新型橋塔部分斜拉橋的傳力機理，為后續(xù)類似結構的設計與研究提供參考.

1 橋梁設計理念

安海澳大橋位于福建平潭綜合實驗區(qū)環(huán)島公路（金井灣大橋及接線工程）A10 合同段，為環(huán)島公路的重要組成節(jié)點工程，對待建橋梁的景觀要求較高.因此，為體現(xiàn)橋址所在地的地方特色，安海澳大橋橋型方案采用多肢鋼管混凝土扇形組合塔與拉索銜接，橋梁結構新穎，整體簡潔大方，充滿張力和現(xiàn)代感，彰顯韻律之美.

大橋結構體系為雙塔三跨部分斜拉橋，跨徑布置為80 m+150 m+80 m，橋梁的標準橋面寬度為47.9 m，雙向八車道.主橋整體布置見圖1.橋梁上部主梁結構為預應力混凝土現(xiàn)澆箱梁，采用左右分幅布置，通過橫梁連接成為整體.主梁梁高按二次拋物線變化，主墩墩頂梁高為8.5 m，跨中及邊跨直線段梁高為3.5 m；單幅箱梁頂面寬度為23.6 m，主墩墩頂梁端底板寬10.433 m，邊跨及跨中梁段底板寬13.767 m；外腹板斜率為1∶3.箱梁頂板厚度均為0.28 m，底板厚度按照二次拋物線由0.3 m 至1.0 m 變化，腹板厚度設有3 種規(guī)格，分別為0.85 m、0.70 m、0.55 m.在拉索梁端錨點位置處兩幅主梁之間設置橫梁，橫梁尺寸為10 m×2 m×1.6 m，全橋共設有20道.

圖1 平潭安海澳大橋主橋結構示意圖（單位：cm）Fig.1 Schematic diagram of Pingtan Anhai’ao Bridge（unit：cm）

2 全橋大比例縮尺模型試驗

2.1 縮尺模型的設計與制作

綜合考慮設備加載能力、試驗場地尺寸等多方面因素后，確定平潭安海澳大橋主橋縮尺模型的比例為1∶25.安海澳大橋主橋的主要構件，如變截面連續(xù)箱梁、扇形組合橋塔、斜拉索等，均按照幾何相似比進行設計.

安海澳大橋主橋縮尺模型的主梁全長3.2 m +6 m+3.2 m=12.4 m、寬1.84 m，線形變化采取多段折線代替.主梁按照抗彎剛度等效原則設計，主梁截面形式為單箱雙室截面，主梁腹板和頂板厚度統(tǒng)一為2.8 cm 和2 cm，底板厚度按照幾何相似比進行制作.為方便模板制作與混凝土澆筑，對模型主梁的細部構造進行簡化，取消梗腋、倒角和翼板處的厚度變化，并采用粗骨料粒徑小于1 cm 的細石混凝土.連接分幅式主梁的20 道橫梁截面形式及布置方式同實橋一致.由于縮尺模型的主梁總長較長，考慮到加工制作和吊裝運輸?shù)睦щy，將縮尺模型的主梁分為5段制作，梁體分段處截面兩端預埋10 mm 厚的鋼板，其上布有螺栓孔，待分段主梁澆筑、制作完成后，即可吊裝至加載場地，通過螺栓連接成為整體.

按照1∶25 縮尺比例設計后，鋼管混凝土扇形組合塔的中塔柱、次塔柱和邊塔柱最高點距離分別為2 600 mm、2 550 mm、2 410 mm，鋼管直徑為60～76 mm、壁厚為1.12～1.6 mm.由于縮尺后主塔塔柱鋼管直徑較小，管內(nèi)混凝土很難澆筑密實，且塔柱空間線形復雜、變截面制作難度大，故根據(jù)剛度等效原則將變截面鋼管混凝土塔柱簡化等效成等截面空鋼管塔柱.綜上考慮，縮尺模型塔柱與橫撐分別采用規(guī)格φ60 mm×4 mm和φ40 mm×3 mm的Q345空鋼管.

實橋中單根斜拉索由37 根直徑為15.2 mm 的鋼絞線組成，拉索穿過主塔上的橫撐，兩端錨固在主梁上.依據(jù)軸向剛度等效原則，縮尺模型中斜拉索采用直徑為4 mm 的鋼絲繩.斜拉索布置形式及連接方式均與實橋保持一致.利用事先預埋在主梁里的錨固件將穿過主塔塔柱和橫撐的鋼絲繩與主梁連接，并通過調(diào)節(jié)花籃螺絲兩端的螺桿以達到實橋成橋階段的對應索力.

制作完成的全橋大比例縮尺模型見圖2.

圖2 組裝完成后的平潭安海澳大橋主橋大比例模型Fig.2 Large-scale model of Pingtan Anhai’ao Bridge after assembly

2.2 縮尺模型的加載與測試

2.2.1 加載工況

安海澳大橋主梁為雙幅八車道，設計荷載等級為公路I級.該橋的施工順序是先采用懸臂施工法建造完主梁后，再建造主塔結構，最后張拉斜拉索.該施工方法下，主梁自重及二期恒載基本由主梁自身承擔，活載作用下部分斜拉橋才發(fā)揮作用.因此，根據(jù)實橋的施工順序與受力特點，本次靜力加載試驗主要模擬車輛荷載作用.

本次靜力試驗的加載工況如圖3 所示，車輛荷載依據(jù)影響線法計算結果進行布置.工況1與工況2為部分斜拉橋主梁最大正彎矩和最大負彎矩工況.為了模擬實橋主梁承受的荷載作用，車道荷載中的均布荷載和集中荷載按照相似關系等效至縮尺模型中，并通過有限元分析計算得到的車道影響線確定如圖3（a）所示的車道荷載具體布置形式.均布荷載和集中荷載均采用規(guī)格為23.5 cm×11.5 cm×6.5 cm、質(zhì)量為10 kg 的長方體鐵砝碼模擬.加載級別為1.0倍、1.5 倍、2.0 倍等效車道荷載.同時，設計了連續(xù)梁橋工況3 和工況4，作為工況1 和工況2 的對照組，加載級別為1.0倍等效車道荷載.

圖3 靜力試驗的加載工況（單位：mm）Fig.3 Loading conditions for static test（unit：mm）

2.2.2 測試內(nèi)容

本次試驗采用拉線式位移計、電阻式應變片和拉壓力傳感器測量橋梁各主要部件的位移、應變和索力等靜力響應，測點布置見圖4.

圖4 縮尺模型測點布置方案Fig.4 Layout plan of measuring points for scale model

如圖4（a）所示，主梁的應變測點主要布置在邊跨跨中、中主跨L∕4 和跨中截面處，以及主塔塔座支座處主梁根部截面，豎向位移測點布置在主跨跨中位置.拉索索力測試采用直接測試和間接測試兩種方式，前者使用拉壓力傳感器直接獲得索力數(shù)值，后者通過測量花籃螺絲拉桿的應變換算得到索力.由于拉壓力傳感器測量精度更高，但數(shù)量有限，因此在成橋索力最大與最小的最外側和最內(nèi)側拉索安裝拉壓力傳感器直接測試索力，其余拉索則通過在花籃螺絲拉桿上布設電阻應變片間接測試索力.

如圖4（b）所示，若設主塔塔柱曲線段和直線段順接點之間距離為lT，i-1 至i-7（i=TZ1～TZ5）分別為塔底、順接點、lT∕8、lT∕4、lT∕3、3lT∕8和塔頂處截面，主塔的應變測點布置于各塔柱i-1 至i-7（i=TZ1～TZ5）截面處，豎向位移測點布置在中塔柱TZ3 的頂部、lT∕∕3和lT∕∕4 截面處以及邊塔柱TZ1 和次塔柱TZ2 的拱頂處，邊塔柱TZ1拱頂另布置縱向位移測點.

3 縮尺模型試驗結果與討論

在靜力試驗加載過程中，安海澳大橋主橋的全橋縮尺模型測試區(qū)域均未出現(xiàn)明顯破壞現(xiàn)象，拉索索力在容許范圍之內(nèi)，結構處于彈性工作階段.以下主要對控制截面處測點的荷載-應變關系曲線、荷載-索力關系曲線進行分析.

3.1 主梁受力狀態(tài)

部分斜拉橋工況1與工況2以及連續(xù)梁橋工況3與工況4 作用下，縮尺模型主梁關鍵截面的荷載-應變曲線分布情況如圖5所示.

圖5 主梁應變沿縱橋向變化規(guī)律Fig.5 Longitudinal strain variation of main girder

由圖5（a）可以看出，在主梁最大正彎矩工況中，部分斜拉橋（工況1）主梁截面B、D、F 的應變分別為-9.0μ?、-8.4μ?、-33.8μ?，主梁截面D 的撓度為0.94 mm，而連續(xù)梁橋（工況3）主梁截面B、D、F 的應變則分別為-10.1μ?、-9.5μ?、-37.6μ?，主梁截面D的撓度為1.03 mm，即部分斜拉橋主梁關鍵截面的應變相比連續(xù)梁橋分別減小了10.9%、11.6%、10.1%，跨中截面的撓度減小了8.7%.同樣，由圖5（b）可知，在主梁最大負彎矩工況中，部分斜拉橋（工況2）主梁截面B、C、D 的應變分別為-3.4μ?、-6.2μ?、-9.5μ?，連續(xù)梁橋（工況4）主梁截面對應應變分別為-4.0μ?、-7.2μ?、-10.5μ?，即應變分別減小了15.0%、13.9%、9.5%.通過以上分析可知，對于采用扇形組合塔的部分斜拉橋，在拉索張拉完畢后梁-索-塔協(xié)同受力體系形成，汽車活載作用下，相較于連續(xù)梁橋主梁受力狀態(tài)，部分斜拉橋的主梁應變和撓度可減少約10%.由圖5 還可看出，在1.0～2.0 倍車道荷載作用下，主梁各截面應變與撓度實測結果同加載級別變化趨勢一致，且呈線性變化，表明在2.0 倍車道荷載范圍內(nèi)，主梁結構處于彈性工作狀態(tài)，承受活載的比例基本維持不變.

3.2 拉索受力狀態(tài)

主梁最大正彎矩工況（工況1）下，平潭安海澳大橋縮尺模型拉索索力相比試驗拉索初始張拉力的增量變化情況如圖6 所示.同時，由于安海澳大橋采用了扇形組合塔，每根拉索與橋面的夾角均有不同，因此將拉索力分解為3 個方向的分量，其中豎直方向的分量列于表1.

表1 拉索豎向分量及所占比例Tab.1 Vertical component and proportion of cables

圖6 拉索索力-荷載關系Fig.6 Cable force-load relationship of inhaul cables

由圖6 可知，加載側與非加載側的拉索索力增量都隨著加載級別的增大而增大，說明隨著加載級別的提高，通過拉索傳遞的活載也相應增大；同一加載級別中，S 區(qū)與M 區(qū)拉索的索力值隨著編號減小，即拉索梁端錨固點距離跨中越近索力增量越大.在2.0倍車道荷載作用下，加載側拉索M1-Z和M5-Z索力增量為232.2 N 和179.1 N、拉索S1-Z 和S5-Z 索力增量為221.3 N 和179.4 N，非加載側拉索M1-Y 和M5-Y 索力增量為243.9 N 和190.6 N、拉索S1-Y 和S5-Y 索力增量為245.0 N 和185 N，編號相同拉索的索力增量相差3.1%～10.7%，可見加載側的索力增量大于非加載側的索力增量，表明單側加載車輛荷載作用下索力分布空間效應明顯.

對拉索索力進行分解，由表1 可知，拉索豎向分量之和占主梁承受的活載比例基本保持在11%左右，該結果與3.1節(jié)部分斜拉橋主梁應變和撓度較連續(xù)梁橋減少的幅度約10%相符，進一步說明扇形組合塔部分斜拉橋通過拉索將部分活載作用傳遞至主塔，減輕主梁的受力.

3.3 主塔受力狀態(tài)

主梁最大正彎矩工況中，在1.0 倍、1.5 倍、2.0 倍荷載（工況1）作用下主塔各塔柱軸向應變沿高度方向的分布規(guī)律如圖7 所示.由圖7 可知，隨著主梁上作用的外部荷載加載級別提高，主塔各塔柱關鍵截面的軸向應變呈線性增大，說明各塔柱之間的連接可靠，主塔結構處于彈性工作狀態(tài)；邊塔柱、次塔柱和中塔柱的鋼管軸向應變沿高度方向的分布規(guī)律基本一致，其中塔底截面應力最大，圓曲線與直線順接點處截面次之；順接點往上至弧線段高度約2∕3 處，鋼管應變逐漸減小；接著直至塔頂，鋼管應變又逐漸增大，原因可能是順接點以上塔柱線形為圓曲線并承受索力的作用.就塔柱整體應力水平而言，邊塔柱整體應力水平最低，次塔柱和中塔柱的整體應力水平相當.在2.0 倍車道荷載作用下，邊塔柱、次塔柱和中塔柱的塔底軸向應變分別為-1.3μ?、-13.5μ?和-13.1μ?，由于各塔柱的鋼管橫截面積相等，因此可計算得到由拉索傳遞至主塔各塔柱的荷載分配比例，即中塔柱（TZ3）∶次塔柱（TZ2）∶邊塔柱（TZ1）=10∶10∶1.以上分析表明由拉索傳遞至主塔的豎向荷載主要由次塔柱和中塔柱承擔，邊塔柱的作用主要是改變拉索的角度，其自身受力較小.

圖7 各塔柱荷載-軸向應變曲線Fig.7 Load-axial strain curve of each tower pillar

3.4 汽車荷載作用下結構傳力機理分析

綜上分析可知：汽車荷載作用下，拉索傳遞給主塔的活載效率約為10%；邊塔柱加載側與非加載側的應力沿高度方向的變化趨勢基本一致，且整體受力較小；對于中塔柱和次塔柱，加載側與非加載側的應力分布情況不同，加載側的應力最大值出現(xiàn)在順接點位置，而非加載側的應力極值出現(xiàn)在塔底截面且大于加載側應力最大值.其原因可能是平潭安海澳大橋主橋的拉索在主塔上的作用點均位于順接點之上，在汽車荷載作用下，加載側拉索索力增大導致該側塔柱受力和變形均有所增大，使得順接點處的受力最不利；而扇形組合塔的各塔柱之間通過空鋼管橫撐相連，橫撐在塔柱直線段和曲線段上均有布置，加載側塔柱帶動非加載側塔柱隨之變形，進而使非加載側塔柱底部成為受力最不利區(qū)域.

根據(jù)分析結果，圖8 表示了汽車荷載作用下扇形組合塔部分斜拉橋傳力途徑.

圖8 汽車荷載作用下扇形組合塔部分斜拉橋傳力路徑Fig.8 Load transfer of extradosed cable-stayed bridge with fan-shaped composite tower under vehicle load

4 實橋梁-索-塔空間傳力機理分析

4.1 實橋有限元模型的建立與驗證

縮尺模型試驗只能得到部分離散點的位移、應力、索力結果，無法對施工過程及成橋階段大多數(shù)工況進行模擬分析.因此，為進一步研究鋼管混凝土扇形組合塔部分斜拉橋的空間傳力機理，采用有限元軟件Midas∕Civil 建立實橋的空間桿系有限元模型，并開展各單項荷載作用下的傳力機理分析，以期完整地了解平潭安海澳大橋主橋這種異型橋塔部分斜拉橋的整體受力狀態(tài).

建立的平潭安海澳大橋主橋有限元模型如圖9所示，共包含1 224 個節(jié)點、1 888 個單元.采用雙單元法模擬鋼管混凝土塔柱；拉索采用桁架單元模擬［17］；主梁與橫梁均使用梁單元.在5 片塔柱與塔座交接處添加剛性連接，共同約束于5 片塔柱理論交接點處.通過在拉索與主塔間添加彈性連接，釋放掉切向約束，模擬拉索與主塔的邊界條件；支座采用彈性連接模擬.

圖9 平潭安海澳大橋主橋有限元模型Fig.9 Finite element model of Pingtan Anhai’ao Bridge

在相同的荷載工況下，采用實橋有限元模型進行受力分析計算，將關鍵截面的計算結果根據(jù)相似關系換算后與縮尺模型試驗實測結果進行對比，結果見表2.可以看出，主梁應變和撓度的試驗值相較于計算值偏小，這主要是由于本次試驗對縮尺模型的主梁進行了一定的簡化設計，使得縮尺模型的主梁剛度偏大，但兩者變化規(guī)律基本一致；此外，隨著荷載倍數(shù)的增加，縮尺模型實測的應變結果與有限元分析結果的偏差逐漸減小.實橋主塔各塔柱應變計算值與縮尺模型主塔的應變實測值大部分比較吻合，應變變化趨勢一致：邊塔柱整體應變較小，次塔柱和中塔柱受力較大，且都是塔柱底部應變最大，順接點處次之.比較實橋索力計算值與縮尺模型的索力實測值，可知兩者偏差在合理范圍內(nèi)，索力變化趨勢一致.因此，本文建立的有限元模型可較準確地模擬平潭安海澳大橋的受力狀態(tài).

表2 有限元計算結果與縮尺模型試驗結果的對比驗證Tab.2 Comparison and verification of FEA results with scale model test

4.2 其他荷載作用下的傳力機理分析

拉索張拉完成后，鋼管混凝土扇形組合塔部分斜拉橋形成塔-索-梁協(xié)同受力體系，在成橋狀態(tài)下，安海澳大橋主要受到的荷載作用有汽車荷載、基礎不均勻沉降、溫度作用等.由于在本文第3 節(jié)已開展汽車荷載作用下結構傳力機理試驗結果分析，且模型試驗無法反映諸如基礎不均勻沉降、溫度作用等影響，因此本節(jié)通過實橋有限元模型分析其他單項荷載作用下的傳力機理.

4.2.1 基礎沉降作用

根據(jù)設計資料，基礎不均勻沉降主墩按10 mm、過渡墩按5 mm 取值，分別計算得到基礎不均勻沉降作用下實橋受力狀態(tài)如圖10所示.

圖10 基礎不均勻沉降作用下實橋受力狀態(tài)Fig.10 Loading states of actual bridge under uneven foundation settlement

由圖10（a）可知，主墩（塔）沉降作用下，發(fā)生沉降的主墩處主梁最大正彎矩為14 364 kN·m，另一側未發(fā)生沉降的主墩處產(chǎn)生最大負彎矩為-11 585 kN·m；邊墩沉降作用下，靠近沉降側主墩處主梁最大負彎矩為-7 695 kN·m，另一側主墩處主梁產(chǎn)生最大正彎矩為4 896 kN·m.造成主梁彎矩沿縱橋向變化的原因是基礎出現(xiàn)不均勻沉降后，發(fā)生沉降處支座反力減小，相鄰支座支座反力增大，并同時反作用于主梁.

由圖10（b）可知，基礎不均勻沉降作用下，邊塔柱整體應力水平最低，塔柱鋼管應力最大值出現(xiàn)在順接點處附近，塔柱高度-鋼管應力變化較為緩和，說明索力對于邊塔柱的受力影響較??；中塔柱和次塔柱整體應力水平均高于邊塔柱，受力較為不利，兩塔柱應力沿高度方向的分布規(guī)律與車輛荷載作用下應力分布規(guī)律相似，應力極值出現(xiàn)在塔柱底部截面和順接點附近.此外，主墩沉降和邊墩沉降作用下各塔柱最大應力值符號相反，主要是由于主墩與主塔基礎同時沉降，主梁根部豎向變形受到支座約束，導致拉索梁端錨點撓度小于拉索塔端錨點沉降量，即拉索錨點之間的距離減小，拉索傳遞給主塔的作用力也隨之減??；而邊墩發(fā)生不均勻沉降后，拉索梁端錨點下?lián)?，而塔端錨點空間位置未發(fā)生改變，導致拉索錨點之間的距離增大，拉索索力隨之增加，拉索傳遞給主塔的作用力也相應增大.

根據(jù)以上分析結果，圖11 表示了基礎沉降作用下扇形組合塔部分斜拉橋的傳力路徑.

圖11 基礎沉降作用下扇形組合塔部分斜拉橋的傳力路徑Fig.11 Load transfer of extradosed cable-stayed bridge with fan-shaped composite tower under foundation settlement

4.2.2 均勻溫度作用

福建平潭地區(qū)歷年最高氣溫為34.0 ℃，最低氣溫為2.5 ℃，由此結構的整體升溫按19 ℃考慮、整體降溫按22.5 ℃考慮，計算得到整體升降溫作用下扇形組合塔部分斜拉橋受力狀態(tài)如圖12所示.

由圖12（a）可知，與汽車荷載、基礎沉降作用相比，整體升降溫引起的主梁彎矩變化幅度較小，彎矩曲線近似二次拋物線，與連續(xù)梁橋在均布荷載作用下的彎矩曲線變化趨勢相似，說明斜拉索索力是引起主梁彎矩變化的主要因素，且各拉索索力變化值基本相同.

由圖12（b）可知，相比汽車荷載與基礎沉降作用，此類扇形組合塔對均勻溫度作用較敏感，由溫度變化引起的塔柱鋼管最大應力可達近7 MPa；但各塔柱整體應力水平相當，鋼管應力沿高度方向的變化曲線相對平滑，應力極值出現(xiàn)在塔柱頂部截面，說明平潭安海澳大橋主橋的拉索布置形式與連接方式未能對主塔形成較強的約束以限制其自由變形.

圖12 整體升降溫作用下實橋受力狀態(tài)Fig.12 Bridge loading state under temperature action

根據(jù)以上分析結果，圖13 表示了均勻溫度作用下扇形組合塔部分斜拉橋的傳力路徑.

圖13 整體升降溫作用下扇形組合塔部分斜拉橋的傳力路徑Fig.13 Load transfer of extradosed cable-stayed bridge with fan-shaped tower under temperature action

4.2.3 溫度梯度作用

根據(jù)《公路橋涵設計通用規(guī)范》（JTG D60—2015）［18］計算混凝土箱梁的梯度溫度，其中正溫度梯度T1=14 ℃、T2=5.5 ℃，負溫度梯度T1=-7 ℃、T2=2.75 ℃；根據(jù)《公路鋼管混凝土拱橋設計規(guī)范》（JTG∕T D65-06—2015）［19］有關規(guī)定，鋼管混凝土主塔塔柱的梯度溫度按深色涂層規(guī)定取值，T1=12 ℃、T2=6 ℃.計算得到溫度梯度作用下實橋受力狀態(tài)如圖14所示.

圖14 溫度梯度作用下實橋受力狀態(tài)Fig.14 Bridge loading state under temperature gradient action

由圖14（a）可知，與整體溫度作用相比，溫度梯度作用所引起的主梁彎矩變化幅度更大，主梁邊跨彎矩變化接近于直線變化，跨中接近于二次拋物線，但曲率很小.通過以上分析可知，拉索索力對于主梁彎矩的影響很小，表明主梁受力接近于連續(xù)梁橋在溫度梯度作用下的受力狀態(tài).

由圖14（b）可知，相比汽車荷載、基礎沉降作用及均勻溫度作用，此類扇形組合塔對溫度梯度作用較為敏感，由溫度梯度作用引起的塔柱鋼管最大應力可達20.2 MPa；但各塔柱整體應力水平相當，其中中塔柱最大，通過鋼管應力沿高度方向的變化曲線相對平滑，應力極值出現(xiàn)在塔柱底部截面，通過比較正、負溫度梯度作用下塔柱沿高度方向的應力分布規(guī)律發(fā)現(xiàn)，塔柱的應力極值相當，變化規(guī)律一致，說明溫度梯度作用下，主塔和主梁受力狀態(tài)較為獨立，因此不對傳力途徑進行繪圖說明.

5 結論

針對平潭安海澳大橋主橋這種鋼管混凝土扇形組合塔部分斜拉橋，采用模型試驗和有限元分析方法對此類異型橋塔部分斜拉橋的空間傳力機理進行研究，得到以下結論：

1）按照實橋尺寸設計與制作的1∶25 大比例模型可較準確地反映扇形組合塔部分斜拉橋的受力特性與傳力機理.通過比較汽車荷載作用下的模型試驗結果與實橋有限元分析結果，可知縮尺模型的主梁、主塔與拉索的受力情況與實橋有限元分析結果比較吻合，變化規(guī)律基本一致.

2）對于采用扇形組合塔的部分斜拉橋，在拉索張拉完畢后形成梁-索-塔協(xié)同受力體系.汽車荷載作用下，相較于連續(xù)梁橋主梁受力狀態(tài)，主塔通過拉索承擔10%的汽車荷載作用，塔-梁之間活載分配比例維持在1∶9，部分斜拉橋的主梁最大應變和跨中撓度可減少約10%.隨著荷載等級增加至2.0 倍等效車道荷載，主梁撓度與應變、拉索索力增量及主塔各塔柱應變的變化趨勢基本一致，且呈線性變化.

3）汽車荷載或基礎沉降作用下，鋼管混凝土扇形組合塔的中塔柱與次塔柱整體應力水平較高，承擔拉索傳遞的大部分荷載，邊塔柱受力較小，主要起調(diào)節(jié)拉索角度作用，中塔柱、次塔柱、邊塔柱各自承擔的荷載比例約為10∶10∶1；塔柱鋼管應力極值出現(xiàn)在塔柱底部截面和順接點處.

4）相比汽車荷載與基礎沉降作用，鋼管混凝土扇形組合塔對溫度作用比較敏感；各塔柱整體應力水平相當，鋼管應力沿高度方向的變化曲線相對平滑，應力極值出現(xiàn)在塔柱頂部截面.

平潭安海澳大橋主橋采用的鋼管混凝土扇形組合塔結構，具有高、輕、柔、細4 個主要特點，與傳統(tǒng)橋塔相比，其獨特的橋塔結構對風荷載和地震荷載更加敏感.大橋位于平潭綜合實驗區(qū)，是我國東南沿海具有代表性意義的海島強風區(qū)，常年受大風氣候影響嚴重；同時，橋址位于福建地震帶上，是東南沿海地震亞區(qū)中地震活動水平最高的一條地震帶.因此，針對此類鋼管混凝土扇形組合塔部分斜拉橋的抗風性能和抗震性能將開展進一步研究.