袁輝輝 陳如凌 吳慶雄 黃育凡

摘 要：位于福建平潭的安海澳大橋是一座主跨150m的三跨部分斜拉橋，設(shè)計(jì)方案在國內(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的扇形組合橋塔.為研究此類 異型主塔部分斜拉橋的空間傳力機(jī)理，制作了1∶25 縮尺的全橋試驗(yàn)?zāi)Ｐ?，進(jìn)行了靜力加載試 驗(yàn)，并結(jié)合實(shí)橋空間有限元分析結(jié)果，探討了各單項(xiàng)荷載作用下主塔、主梁和拉索的受力狀態(tài)和傳力機(jī)理.研究結(jié)果表明：鋼管混凝土扇形組合塔通過拉索承擔(dān)約10%的汽車荷載作用，主塔與主梁的活載分配比例維持在1∶9;與連續(xù)梁橋相比，汽車荷載作用下部分斜拉橋的主梁最 大應(yīng)變和跨中撓度可減少約10%;隨著荷載等級增至 2.0倍等效車道荷載，主梁撓度、主梁應(yīng)變、拉索索力增量和主塔塔柱應(yīng)變的變化趨勢基本一致，均呈線性變化.汽車荷載或基礎(chǔ)沉降作用下，此類扇形組合塔的中塔柱和次塔柱整體應(yīng)力水平較高，承擔(dān)拉索傳遞的大部分荷載，中塔柱、次塔柱、邊塔柱各自承擔(dān)的荷載比例約為10∶10∶1;塔柱曲線段與直線段的順接點(diǎn)處 截面和塔柱底部截面的鋼管受力最大.相比汽車荷載與基礎(chǔ)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(yīng)力水平相當(dāng)，塔柱頂部截面鋼管受力最大.

關(guān)鍵詞：部分斜拉橋;鋼管混凝土;扇形組合塔;模型試驗(yàn);有限元分析;傳力機(jī)理中圖分類號：U443.22? 文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

Research on Force Transmissionmechanismof Extradosed Cable-stayed Bridge with CFST Fan-shaped Composite Tower

YUAN Huihui1，2，CHEN Ruling1，WU Qingxiong1，3?，HUANG Yufan1

（1.College of Civil Engineering，F(xiàn)uzhou University，F(xiàn)uzhou350116，China;2.Key Laboratory of Civil Engineering-Fujian Province University，F(xiàn)uzhou University，F(xiàn)uzhou350116，China;3.Fujian Provincial Key Laboratory onmulti-Disasters Prevention andMitigation in Civil Engineering，F(xiàn)uzhou University，F(xiàn)uzhou350116，China）

Abstract：The Anhaiao Bridge located in Pingtan， Fujian is a three-span extradosed cable-stayed bridge with amain span of150m.For the first time， its design scheme adopted a fan-shape composite bridge tower composed offive CFST arched tower columns and curved steel pipes.In order to study the spatial force transmissionmechanismof this new type of extradosed cable-stayed bridge， a1∶25 large-scalemodel was fabricated and a static loading test was performed.Combined with the finite element analysis results of the actual bridge， the loading state of the special-shapedmain tower，main girder， and inhaul cable under different individual loads was discussed.The research re-sults show that under the action of vehicle load， the CFST fan-shaped composite tower bears about10% of the load through the inhaul cable， i.e.， the live load distribution ratio between the main tower and the main girder wasmain-tained at1∶9.Compared with the continuous girder bridge， themaximumstrain andmid-span deflection of the main girder of the extradosed cable-stayed bridge can be reduced by about10%.As the load level increased to 2.0 times the equivalent lane load， the deflection and strain of the main girder， the force increase of the inhaul cables， and the strain of each tower column of the main tower presented basically the same linearly changing trends.Under the action of vehicle load or foundation settlement， themiddle tower column and the secondary tower column of the fan-shaped composite tower boremost of the load transmitted by the inhaul cables and their stress levels were relatively high， and the side tower column supported small force; the load distribution ratio of themiddle tower column， the second-ary tower column， and the side tower column was about10 ∶10 ∶1; the steel tube at the junction of the curve section and the straight section and the bottomsection of the tower column were the most unfavorable.moreover， compared with the effects of vehicle load and foundation settlement， the CFST fan-shaped composite tower wasmore sensitive to the temperature effect， the overall stress levels of each tower column were equivalent， and the top section of the tower column had the highest stress.The above research results can provide references for subsequent research and design of similar structures.

Key words：extradosed cable-stayed bridge;concrete-filled steel tube;fan-shaped composite tower;model test;finite element analysis;force transmission

隨著經(jīng)濟(jì)水平和工業(yè)生產(chǎn)能力的逐漸提高，現(xiàn) 代橋梁的建設(shè)原則也逐漸從“實(shí)用、經(jīng)濟(jì)，在可能條件下適當(dāng)照顧美觀”逐漸轉(zhuǎn)變?yōu)椤鞍踩⑦m用、經(jīng)濟(jì)、美觀”的八字方針，尤其是在近年來的城市橋梁建設(shè)中，人們對橋梁景觀功能和美學(xué)價(jià)值的需求不斷提高[1].由于部分斜拉橋的主梁承擔(dān)主要荷載，橋塔承擔(dān)的荷載相對較小[2]，因此有利于在橋塔構(gòu)造形式 上進(jìn)行變化.作為部分斜拉橋的標(biāo)志性構(gòu)造，橋塔和拉索突出展現(xiàn)了橋梁美學(xué)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(shí)，隨著計(jì)算機(jī)性能的發(fā)展和施工技術(shù)的提高，異型橋塔受力復(fù)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(yīng)運(yùn)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(shè)計(jì)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(jì)算法，并以三明市臺江大橋作為背景進(jìn)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(jìn)行拱軸線優(yōu)化，優(yōu)化后橋塔的內(nèi)力、應(yīng)力和撓度均有一定幅度下降.

另外，鋼管混凝土在應(yīng)用于受壓為主的構(gòu)件中時(shí)，鋼材與混凝土具有優(yōu)良的組合效應(yīng).當(dāng)需要較大剛度和良好的抗震性能時(shí)，還可采用多肢鋼管混凝 土結(jié)構(gòu)[13].在施工方面，由于鋼管具有較大的剛度和強(qiáng)度，鋼管混凝土結(jié)構(gòu)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(jié)構(gòu)省時(shí)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(yīng)用與研究[14-15].同時(shí)，拱橋是一種極具美學(xué)價(jià)值的橋梁形式，鋼管混凝 土結(jié)構(gòu)的應(yīng)用可使得拱橋更加輕巧、表現(xiàn)力更強(qiáng)，據(jù)統(tǒng)計(jì)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(dāng)于配置效率更高的體外預(yù)應(yīng)力筋，憑借其良好的經(jīng)濟(jì)效果、合理的受力性能、自然的景觀性等優(yōu) 點(diǎn)，在國內(nèi)外得到快速發(fā)展.目前，部分斜拉橋跨徑 在100～300m之間，填補(bǔ)了連續(xù)梁（連續(xù)剛構(gòu)）橋和常規(guī)斜拉橋之間的跨徑范圍，具有良好的推廣應(yīng)用價(jià)值.本文研究的依托背景工程平潭安海澳大橋主橋（80m+150m+80m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(shè)計(jì)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(jié)構(gòu)，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(jié)構(gòu)的整體造型比較特殊，僅通過理論分析很難準(zhǔn)確把 握此類結(jié)構(gòu)的受力特性及空間傳力機(jī)理.因此，本文以安海澳大橋?yàn)檠芯勘尘埃谱?∶25的全橋大比例 模型，并對模型進(jìn)行靜力加載試驗(yàn)，同時(shí)開展實(shí)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(jī)理，為后續(xù)類似結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)與研究提 供參考.

1橋梁設(shè)計(jì)理念

安海澳大橋位于福建平潭綜合實(shí)驗(yàn)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(diǎn)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(jié)構(gòu)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(jié)構(gòu)體系為雙塔三跨部分斜拉橋，跨徑布 置為80m+150m+80m，橋梁的標(biāo)準(zhǔn)橋面寬度為47.9m，雙向八車道.主橋整體布置見圖1.橋梁上部主梁結(jié)構(gòu)為預(yù)應(yīng)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8.5m，跨中及邊跨直線段梁高為3.5m;單幅箱梁頂面寬度為23.6m，主墩墩頂 梁端底板寬10.433m，邊跨及跨中梁段底板寬13.767m;外腹板斜率為1∶3.箱梁頂板厚度均為0.28m，底 板厚度按照二次拋物線由0.3m至1.0m變化，腹板 厚度設(shè)有3種規(guī)格，分別為0.85m、0.70m、0.55m.在拉索梁端錨點(diǎn)位置處兩幅主梁之間設(shè)置橫梁，橫梁尺寸為10m×2m×1.6m，全橋共設(shè)有20 道.

2全橋大比例縮尺模型試驗(yàn)

2.1縮尺模型的設(shè)計(jì)與制作

綜合考慮設(shè)備加載能力、試驗(yàn)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(gòu)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(jìn)行設(shè)計(jì).

安海澳大橋主橋縮尺模型的主梁全長3.2m+6m+3.2m=12.4m、寬1.84m，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(shè)計(jì)，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2.8cm和2cm，底板厚度按照幾何相似比進(jìn)行制作.為方便模板制作與混凝土澆筑，對模型主梁的細(xì)部構(gòu)造進(jìn)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1cm的細(xì)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(shí)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(yùn)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(yù)埋10mm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(shè)計(jì)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(diǎn)距離分別為2 600mm、2 550mm、2410mm，鋼管直徑為60～76mm、壁厚為1.12～1.6mm.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(shí)，且塔柱空間線形復(fù)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?60mm×4mm和?40mm×3mm的Q345 空鋼管.

實(shí)橋中單根斜拉索由37 根直徑為15.2mm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4mm的鋼絲繩.斜拉索布置形式及連接方式 均與實(shí)橋保持一致.利用事先預(yù)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(dá)到實(shí)橋成橋階段的對應(yīng)索力.

制作完成的全橋大比例縮尺模型見圖2.

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(shè)計(jì)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(jié)構(gòu)，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(dān)，活載作用下部分斜拉橋才發(fā)揮作用.因此，根據(jù)實(shí)橋的施工順序與受力特點(diǎn)，本次靜力加載試驗(yàn)主要模擬車輛荷載作用.

本次靜力試驗(yàn)的加載工況如圖3所示，車輛荷 載依據(jù)影響線法計(jì)算結(jié)果進(jìn)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(fù)彎矩工況.為了模擬實(shí)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(guān)系等效至縮尺模型中，并通過有限元分析計(jì)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23.5cm×11.5 cm×6.5cm、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(shí)，設(shè)計(jì)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.

2.2.2 測試內(nèi)容

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

如圖4（a）所示，主梁的應(yīng)變測點(diǎn)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(diǎn)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(yīng)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(cè)和最內(nèi)側(cè)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(shè)電阻應(yīng)變片間接測試索力.

如圖4（b）所示，若設(shè)主塔塔柱曲線段和直線段順接點(diǎn)之間距離為lT，i-1至 i-7（i=TZ1～TZ5）分別為塔底、順接點(diǎn)、lT/8、lT/4、lT/3、3lT/8和塔頂處截面，主塔的應(yīng)變測點(diǎn)布置于各塔柱 i-1至 i-7（i=TZ1～TZ5）截面處，豎向位移測點(diǎn)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(diǎn).

3 縮尺模型試驗(yàn)結(jié)果與討論

在靜力試驗(yàn)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(jié)構(gòu)處于彈性工作階段.以下主要對控制截面處測點(diǎn)的荷載-應(yīng)變關(guān)系曲線、荷 載-索力關(guān)系曲線進(jìn)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(guān)鍵截面的荷載-應(yīng)變曲線分布情況如圖5所示.

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(yīng)變分別為-9.0??、-8.4??、-33.8??，主梁截面D的撓 度為0.94mm，而連續(xù)梁橋（工況3）主梁截面B、D、F的應(yīng)變則分別為-10.1??、-9.5??、-37.6??，主梁截面D的撓度為1.03mm，即部分斜拉橋主梁關(guān)鍵截面的應(yīng)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(fù)彎矩工況中，部分斜拉橋（工況2）主梁截面B、C、D的應(yīng)變分別為-3.4??、-6.2??、-9.5??，連 續(xù) 梁橋（工況4）主梁截面對應(yīng)應(yīng)變分別為-4.0??、-7.2??、-10.5??，即應(yīng)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(yīng)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(yīng)變與撓度實(shí)測結(jié)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(jié)構(gòu)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(yàn)拉索初始張拉力的增 量變化情況如圖6所示.同時(shí)，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(gè)方向的分量，其中豎直方向的分量列于表1.

由圖6可知，加載側(cè)與非加載側(cè)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(yīng)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(diǎn)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(cè)拉索m1-Z和m5-Z 索力增量為232.2 N和179.1N、拉索 S1-Z和S5-Z 索力增量為221.3 N和179.4 N，非加載側(cè)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(cè)的索力增量 大于非加載側(cè)的索力增量，表明單側(cè)加載車輛荷載作用下索力分布空間效應(yīng)明顯.

對拉索索力進(jìn)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(jié)果與3.1節(jié)部分斜拉橋主梁應(yīng)變和撓度較連 續(xù)梁橋減少的幅度約10%相符，進(jìn)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(yīng)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(guān)鍵截面的軸向應(yīng)變呈線性增大，說明各塔柱之間的連接可靠，主塔結(jié)構(gòu)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(yīng)變沿高度方向的分布規(guī)律基本一致，其中塔底截面應(yīng)力最大，圓曲線與直線順接 點(diǎn)處截面次之;順接點(diǎn)往上至弧線段高度約2/3 處，鋼管應(yīng)變逐漸減小;接著直至塔頂，鋼管應(yīng)變又逐漸 增大，原因可能是順接點(diǎn)以上塔柱線形為圓曲線并 承受索力的作用.就塔柱整體應(yīng)力水平而言，邊塔柱 整體應(yīng)力水平最低，次塔柱和中塔柱的整體應(yīng)力水平相當(dāng).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(yīng)變分別為-1.3??、-13.5??和-13.1??，由于各塔柱的鋼管橫截面積相等，因此可計(jì)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(dān)，邊塔柱的作用主要 是改變拉索的角度，其自身受力較小.

3.4 汽車荷載作用下結(jié)構(gòu)傳力機(jī)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(cè)與非加載側(cè)的應(yīng)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(cè)與非加載側(cè)的應(yīng)力分布情況不同，加載側(cè)的應(yīng)力最大值出現(xiàn)在順 接點(diǎn)位置，而非加載側(cè)的應(yīng)力極值出現(xiàn)在塔底截面且大于加載側(cè)應(yīng)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(diǎn)均位于順接點(diǎn) 之上，在汽車荷載作用下，加載側(cè)拉索索力增大導(dǎo)致 該側(cè)塔柱受力和變形均有所增大，使得順接點(diǎn)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(cè)塔柱帶動(dòng)非加載側(cè)塔柱隨之變形，進(jìn)而使非加載側(cè)塔柱底部成為受力最不利區(qū)域.

根據(jù)分析結(jié)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.

4 ?實(shí)橋梁-索-塔空間傳力機(jī)理分析

4.1實(shí)橋有限元模型的建立與驗(yàn)證

縮尺模型試驗(yàn)只能得到部分離散點(diǎn)的位移、應(yīng)力、索力結(jié)果，無法對施工過程及成橋階段大多數(shù)工況進(jìn)行模擬分析.因此，為進(jìn)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(jī)理，采用有限元 軟件midas/Civil 建立實(shí)橋的空間桿系有限元模型，并開展各單項(xiàng)荷載作用下的傳力機(jī)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1224個(gè)節(jié)點(diǎn)、1888個(gè)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(diǎn)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.

在相同的荷載工況下，采用實(shí)橋有限元模型進(jìn)行受力分析計(jì)算，將關(guān)鍵截面的計(jì)算結(jié)果根據(jù)相似 關(guān)系換算后與縮尺模型試驗(yàn)實(shí)測結(jié)果進(jìn)行對比，結(jié)果見表2.可以看出，主梁應(yīng)變和撓度的試驗(yàn)值相較于計(jì)算值偏小，這主要是由于本次試驗(yàn)對縮尺模型的主梁進(jìn)行了一定的簡化設(shè)計(jì)，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(shí)測的應(yīng)變結(jié)果與有限 元分析結(jié)果的偏差逐漸減小.實(shí)橋主塔各塔柱應(yīng)變計(jì)算值與縮尺模型主塔的應(yīng)變實(shí)測值大部分比較吻 合，應(yīng)變變化趨勢一致：邊塔柱整體應(yīng)變較小，次塔柱和中塔柱受力較大，且都是塔柱底部應(yīng)變最大，順 接點(diǎn)處次之.比較實(shí)橋索力計(jì)算值與縮尺模型的索力實(shí)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(zhǔn)確地模 擬平潭安海澳大橋的受力狀態(tài).

4.2 其他荷載作用下的傳力機(jī)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(chǔ)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(jié)構(gòu)傳力機(jī)理試驗(yàn)結(jié)果分析，且模型試驗(yàn)無法反映諸如基礎(chǔ)不均勻沉降、溫度作用等 影響，因此本節(jié)通過實(shí)橋有限元模型分析其他單項(xiàng) 荷載作用下的傳力機(jī)理.

4.2.1基礎(chǔ)沉降作用

根據(jù)設(shè)計(jì)資料，基礎(chǔ)不均勻沉降主墩按10mm、過渡墩按5mm取值，分別計(jì)算得到基礎(chǔ)不均勻沉降作用下實(shí)橋受力狀態(tài)如圖10所示.

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14364 kN·m，另一 側(cè) 未 發(fā)生沉 降的主墩 處 產(chǎn)生最 大負(fù) 彎 矩為-11585kN·m;邊墩沉降作用下，靠近沉降側(cè)主墩 處主梁最大負(fù)彎矩為-7 695kN·m，另一側(cè)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(chǔ)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(shí)反作用于主梁.

由圖10（b）可知，基礎(chǔ)不均勻沉降作用下，邊塔柱整體應(yīng)力水平最低，塔柱鋼管應(yīng)力最大值出現(xiàn)在順接點(diǎn)處附近，塔柱高度-鋼管應(yīng)力變化較為緩和，說明索力對于邊塔柱的受力影響較小;中塔柱和次塔柱整體應(yīng)力水平均高于邊塔柱，受力較為不利，兩 塔柱應(yīng)力沿高度方向的分布規(guī)律與車輛荷載作用下應(yīng)力分布規(guī)律相似，應(yīng)力極值出現(xiàn)在塔柱底部截面和順接點(diǎn)附近.此外，主墩沉降和邊墩沉降作用下各塔柱最大應(yīng)力值符號相反，主要是由于主墩與主塔基礎(chǔ)同時(shí)沉降，主梁根部豎向變形受到支座約束，導(dǎo) 致拉索梁端錨點(diǎn)撓度小于拉索塔端錨點(diǎn)沉降量，即拉索錨點(diǎn)之間的距離減小，拉索傳遞給主塔的作用力也隨之減小;而邊墩發(fā)生不均勻沉降后，拉索梁端 錨點(diǎn)下?lián)?，而塔端錨點(diǎn)空間位置未發(fā)生改變，導(dǎo)致拉 索錨點(diǎn)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(yīng)增大.

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

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(jié)構(gòu)的整體升溫按19℃考慮、整體 降溫按22.5℃考慮，計(jì)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(chǔ)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(chǔ)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(yīng)力可達(dá)近 7mPa;但各塔柱整體應(yīng)力水平相當(dāng)，鋼管應(yīng)力沿高度方向的變化曲線相對平滑，應(yīng)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(qiáng)的約束以限制其自由變形.

根據(jù)以上分析結(jié)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.

4.2.3 溫度梯度作用

根據(jù)《公 路 橋 涵 設(shè)計(jì)通 用規(guī) 范》（JTG D60— 2015）[18]計(jì)算混凝土箱梁的梯度溫度，其中正溫度梯 度T1=14℃、T2 = 5.5℃，負(fù)溫度梯度T1=-7℃、T2 = 2.75℃;根據(jù)《公路鋼管混凝土拱橋設(shè)計(jì)規(guī)范》（JTG/ T D65-06—2015）[19]有關(guān)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(jì)算得到溫度梯 度作用下實(shí)橋受力狀態(tài)如圖14所示.

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(chǔ)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(yīng)力可達(dá) 20.2mPa;但各塔柱整體應(yīng)力水平相當(dāng)，其中中塔柱最大，通過鋼管應(yīng)力沿高度方向的變化曲線相對平滑，應(yīng)力極值出現(xiàn)在塔柱底部截面，通過比較正、負(fù)溫度梯度作用下塔柱沿高度方向的應(yīng)力分布 規(guī)律發(fā)現(xiàn)，塔柱的應(yīng)力極值相當(dāng)，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(dú)立，因此不對傳力途徑進(jìn)行繪圖說明.

5 結(jié)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(yàn)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(jī)理進(jìn)行研究，得到以下結(jié)論：

1）按照實(shí)橋尺寸設(shè)計(jì)與制作的1∶25 大比例模型可較準(zhǔn)確地反映扇形組合塔部分斜拉橋的受力特性與傳力機(jī)理.通過比較汽車荷載作用下的模型試 驗(yàn)結(jié)果與實(shí)橋有限元分析結(jié)果，可知縮尺模型的主梁、主塔與拉索的受力情況與實(shí)橋有限元分析結(jié)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(dān)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(yīng)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(yīng)變、拉索索力增量及主塔各塔柱應(yīng)變的變化趨勢基本一致，且呈線性變化.

3）汽車荷載或基礎(chǔ)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(yīng)力水平較高，承擔(dān)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(dān)的荷載比例約為10∶10 ∶1;塔柱鋼管應(yīng)力極值出現(xiàn) 在塔柱底部截面和順接點(diǎn)處.

4）相比汽車荷載與基礎(chǔ)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(yīng)力水平相當(dāng)，鋼管應(yīng)力沿高度方向的變化曲線相對平滑，應(yīng)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(jié)構(gòu)，具有高、輕、柔、細(xì)4個(gè)主要特點(diǎn)，與傳統(tǒng) 橋塔相比，其獨(dú)特的橋塔結(jié)構(gòu)對風(fēng)荷載和地震荷載 更加敏感.大橋位于平潭綜合實(shí)驗(yàn)區(qū)，是我國東南沿 海具有代表性意義的海島強(qiáng)風(fēng)區(qū)，常年受大風(fēng)氣候 影響嚴(yán)重;同時(shí)，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(dòng)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(fēng)性能和抗震性能將開展進(jìn)一步研究.

參考文獻(xiàn)

[1]《中國公路學(xué)報(bào)》編輯部.中國橋梁工程學(xué)術(shù)研究綜述·2014[J].中國公路學(xué)報(bào)，2014，27（5）：1-96.

Editorial Department of China Journal of Highway and Transport.Review on Chinas bridge engineering research：2014[J].China Journal of Highway and Transport，2014，27（5）：1-96.（In Chi-nese）

[2]彭晶蓉，賀拴海，王凌波.曲線部分斜拉橋成橋階段模型試驗(yàn)研究[J].鐵道科學(xué)與工程學(xué)報(bào)，2017，14（5）：1004-1010. PENG J R，HE S H，WANG L B.model test on curved extra-dosed bridge under live loading[J].Journal of Railway Scienceand Engineering，2017，14（5）：1004-1010.（In Chinese）

[3]彭晶蓉，賀拴海，李堯.基于索梁活載比的部分斜拉橋布索形式比較[J].深圳大學(xué)學(xué)報(bào)（理工版），2017，34（5）：482-487.PENG J R，HE S H，LI Y.Comparison of cable designs based on the distribution ratio between cable and beamof extra-dosed bridge[J].Journal of Shenzhen University（Science and Engi-neering），2017，34（5）：482-487.（In Chinese）

[4]劉小軍.外傾式矮塔斜拉橋 Y型主塔結(jié)構(gòu)優(yōu)化及參數(shù)研究[J].公路交通科技，2018，35（7）：58-64.

LIU X J.Study on structure optimization and parameters of Y-typemain pylon of extroverted extradosed cable-stayed bridge[J].Journal of Highway and Transportation Research and Develop-ment，2018，35（7）：58-64.（In Chinese）

[5]殷鵬程.福廈高鐵湄洲灣跨海大橋（96+180+96）m斜拉橋總體設(shè)計(jì)[J].鐵道標(biāo)準(zhǔn)設(shè)計(jì)，2020，64（S1）：12-18.

YIN P C.Overall design of（96+180+96）mcable stayed bridge ofmeizhou bay sea crossing bridge on Fuzhou-Xiamen high-speed railway[J].Railway Standard Design，2020，64（S1）：12-18.（In Chinese）

[6]黃云涌，聶玉東，李昶.黑河（中國）-布拉戈維申斯克（俄羅斯）黑龍江大橋總體設(shè)計(jì)[J].公路，2020，65（7）：354-359. ?HUANG Y Y，NIE Y D，LI C.Overall design of Heihe（China）-Blagoveshchensk（Russia） Heilongjiang Bridge[J].Highway，2020，65（7）：354-359.（In Chinese）

[7]華波，張忠良.戒指造型多塔部分斜拉橋技術(shù)研究[J].交通科技，2018（6）：72-75.

HUA B，ZHANG Z L.Technology research on ring-type partial cable-stayed bridge withmultiple towers[J].Transportation Sci-ence & Technology，2018（6）：72-75.（In Chinese）

[8]趙通，趙理陽，李宗亞，等.拉薩柳東大橋的工程設(shè)計(jì)特色[J].公路，2020，65（4）：105-110.

ZHAO T，ZHAO L Y，LI Z Y，et al.Design characteristics of Li-udong bridge in Lhasa[J].Highway，2020，65（4）：105-110.（In Chinese）

[9]曹睿明，徐俊軍，張國清.延崇高速公路太子城互通立交設(shè)計(jì)[J].公路，2020，65（3）：72-74.

CAO Rm，XU J J，ZHANG G Q.Interchange design of Taizi City on Yanchong expressway[J].Highway，2020，65（3）：72-74.（In Chinese）

[10] 李冬，朱巍志，張哲.雙套拱塔斜拉橋索力張拉優(yōu)化及控制[J].橋梁建設(shè)，2012，42（4）：107-112.

LI D，ZHU W Z，ZHANG Z.Optimization and control of tension-ing of cables of cable-stayed bridge with double-set arch pylons[J].Bridge Construction，2012，42（4）：107-112.（In Chinese）

[11] 栗懷廣，鄭凱鋒，文曙東，等.橫向拱塔斜拉橋的拱軸線逐段設(shè)計(jì)算法研究[J].工程力學(xué)，2009，26（2）：131-136.

LI H G，ZHENG K F，WEN S D，etal.An incremental design al-gorithmof arch axis of arch-shaped tower for cable-stayed bridge[J].Engineeringmechanics，2009，26（2）：131-136.（In Chi-nese）

[12] 施洲，胡豪，蒲黔輝，等.高速鐵路拱塔斜拉橋拱塔軸線優(yōu)化求解[J].西南交通大學(xué)學(xué)報(bào)，2021，56（3）：469-476.

SHI Z，HU H，PU Q H，et al.Optimization on axis of arch-shaped pylon for high-speed railway cable-stayed bridge[J].Jour-nal of Southwest Jiaotong University，2021，56（3）：469-476.（In Chinese）

[13] 楊有福，劉敏.格構(gòu)式鋼管混凝土構(gòu)件抗震性能研究進(jìn)展[J].中國公路學(xué)報(bào)，2017，30（12）：10-20.

YANG Y F，LIUm.Progress of research on seismic behavior of concrete-filled steel tube latticedmembers[J].China Journal of Highway and Transport，2017，30（12）：10-20.（In Chinese）

[14] 陳寶春.鋼管混凝土拱橋[M].3版.北京：人民交通出版社股份有限公司，2016：49-62.

CHEN B C.Concrete filled steel tubulur arch bridges[M].3rd ed.Beijing：China Communications Press Co.Ltd.，2016：49-62.（In Chinese）

[15]呂建根，趙躍宇.大跨度斜拉拱組合橋極限承載能力分析[J].湖南大學(xué)學(xué)報(bào)（自然科學(xué)版），2007，34（6）：1-5.

L? J G，ZHAO Y Y.Ultimate bearing capacity analysis of long-span cable-stayed arch bridge[J].Journal of Hunan University（Natural Sciences），2007，34（6）：1-5.（In Chinese）

[16] 陳寶春，韋建剛，周俊，等.我國鋼管混凝土拱橋應(yīng)用現(xiàn)狀與展望[J].土木工程學(xué)報(bào)，2017，50（6）：50-61.

CHEN B C，WEI J G，ZHOU J，et al.Application of concrete-filled steel tube arch bridges in China：current status and prospects[J].China Civil Engineering Journal，2017，50（6）：50-61.（In Chinese）

[17] 鄧?yán)^華，邵旭東，張陽，等.考慮索端剛臂的斜拉橋空間拉索非線性分析[J].湖南大學(xué)學(xué)報(bào)（自然科學(xué)版），2014，41（1）： 21-26.

DENG J H，SHAO X D，ZHANG Y，et al.Non-linear analysis of spatial stay cable with rigid arms of cable-stayed bridge[J].Jour-nal of Hunan University（Natural Sciences），2014，41（1）：21-26.（In Chinese）

[18] 公路橋涵設(shè)計(jì)通用規(guī)范：JTG D60—2015[S].北京：人民交通出版社股份有限公司，2015：34-35.

General specifications for design of highway bridges and culverts： JTG D60—2015[S].Beijing：China Communications Press Co.Ltd.，2015：34-35.（In Chinese）

[19] 公路鋼管混凝土拱橋設(shè)計(jì)規(guī)范：JTG/T D65-06—2015[S].北京：人民交通出版社股份有限公司，2015：16.

Specifications for design of highway concrete-filled steel tubular arch bridges：JTG/T D65-06—2015[S].Beijing：China Commu-nications Press Co.Ltd.，2015：16.（In Chinese）