極限邊中跨比混合梁斜拉橋關鍵技術研究

甄玉杰，頡瑞杰

（中建三局集團有限公司西北公司，陜西 西安 710065）

1 概 述

混合梁斜拉橋，即主梁在邊跨的一部分或全部采用混凝土梁，其余梁段采用鋼梁或組合梁的斜拉橋[1]。混合梁斜拉橋邊中跨比一般為0.3～0.45。某混合梁斜拉橋跨徑布置為3×60+716+3×60=1076m，邊中跨比為0.251，橋梁總體布置如圖1所示。本橋邊中跨比為0.251，接近極限邊中跨比（地錨斜拉橋除外），故有必要對結構體系、結合段位置、邊跨壓重等關鍵技術進行研究。

圖1 橋梁總體布置圖（單位：cm）

2 結構體系研究

斜拉橋按塔、索、梁三者結合方式，可組成4種不同結構體系，即飄浮體系（全飄浮體系）、支承體系（半飄浮體系）、塔梁固結體系和剛構體系[2-5]。這4種形式均為成熟方案，在國內外有廣泛的應用。塔梁固結體系和剛構體系多運用于主跨400m以下的斜拉橋。本橋主跨為716m，跨徑較大，因此考慮全飄浮體系和半飄浮體系兩種方案，并建立相應的全橋有限元模型，分析計算并進行比選，選擇較為適合的結構體系方案。

2.1 主梁受力對比

恒載+活載下主梁彎矩對比如圖2所示。

圖2 恒載+活載下主梁縱向彎矩圖（單位：kN·m）

從圖2可以看出，恒載+活載工況下，全飄浮體系塔柱處縱向彎矩最大值為46848kN·m，半飄方案塔柱處縱向彎矩最大值為128735kN·m，全飄方案塔柱處彎矩僅為半飄浮體系的36.4%。其他區域兩者加勁梁彎矩相當。

2.2 主梁剛度對比

活載作用下主梁豎向位移如圖3所示。

圖3 活載作用下主梁豎向位移（單位：cm）

全飄方案塔區附近邊跨活載位移略大于半飄方案，但差別不大。兩個方案豎向剛度均滿足規范要求。

2.3 施工方案分析

為避免索塔區采用現澆混凝土箱梁帶來高支架施工風險高的問題，索塔兩側索塔區施工方案調整為吊裝存放于低支架上的鋼箱梁。本橋采用獨柱式索塔，索塔處若設置支承，需要采用大懸臂橫梁，不僅影響美觀，而且橫梁受力不合理。若采用全飄體系，既可避免大懸臂橫梁設置影響美觀、受力不合理等問題，又能方便鋼箱梁吊裝，因此大橋宜采用全飄浮體系。

綜合以上因素，從主梁受力對比看，全飄浮體系與半飄浮體系兩種方案，結構受力、位移等均滿足規范要求。從施工方案考慮，大橋采用全飄浮體系，既可避免大懸臂橫梁設置影響美觀、受力不合理等問題，又能方便鋼箱梁吊裝。從工程實例上看，大跨分體式主梁的斜拉橋基本是采用全飄體系。綜合考慮各項因素，本橋采用全飄浮體系。同時，為限制結構橫向位移和縱向位移，索塔處設置橫向抗風支座和縱向帶限位功能的黏滯阻尼器[6]。

3 鋼混結合段位置研究

3.1 結合段位置選擇

混合梁合理利用兩種材料的性能，使得結構受力、跨越能力和經濟性得到大幅提升，但鋼混結合段處于材料和結構特性突變處，是混合梁設計的關鍵控制部位[7-8]。根據橋梁總體布置的不同，綜合考慮結構受力、施工和經濟性等因素，混合梁斜拉橋主梁鋼混結合部的位置可以設置在中跨、橋塔中心處、邊跨。從結構受力考慮，混合梁斜拉橋合理結合段位置需要兼顧橋梁結構整體受力和結合段局部受力兩方面結構性能要求[9-10]。對于公路橋梁來說，由于活載較恒載要小得多，通常不超過恒載的20%，因此本項目采用以考慮恒載為主、兼顧活載的思路來確定大橋結合段合理位置，設計結合段不同位置的兩種方案，并建立全橋有限元模型，計算分析并進行比選，選擇較為適合大橋的結合段位置。

為研究適合本橋的結合段位置，根據已建斜拉橋經驗，按結合段位置在邊跨與中跨的方式進行受力對比分析，方案一為結合段位于邊跨側距橋塔35m位置，方案二結合段位于中跨側距橋塔20m位置。

3.2 成橋狀態分析

成橋狀態下，主梁縱向彎矩對比如圖4所示。

從圖4可以看出，恒載作用下方案一結合段位置處彎矩為9310.3kN·m，方案二結合段位置處彎矩為232820.1kN·m，遠大于方案一。主梁恒載彎矩分布不理想，同時造成邊跨過重。

3.3 運營狀態分析

運營狀態在活載作用下，主梁縱向彎矩對比如圖5所示。從圖5可以看出，活載作用下除結合段位置處，方案二大于方案一，其余各區域內力大致相當。

圖5 活載作用下主梁縱向彎矩圖（單位：kN·m）

3.4 施工方案分析

本橋大樁號側索塔處橋梁高度超過70m。若結合段設置于中跨，索塔附近的混凝土梁現澆支架存在較大的施工安全風險。而把結合段設置于邊跨，混凝土梁現澆支架高度減小至55m以下，索塔區鋼箱梁則采用存放于低支架上吊裝的施工方案。低支架的架設可減小對兩岸道路的影響，使索塔區主梁施工安全風險更可控。因此從施工方案考慮，本橋結合段宜設置在邊跨。

3.5 支反力分析

恒載+活載作用下，結構支反力如表1、表2所示。

表1 方案一支反力一覽表 單位：kN

表2 方案二支反力一覽表 單位：kN

由表1、表2可以看出，在近橋塔輔助墩處，方案二支反力明顯大于方案一。方案二大樁號側遠橋塔輔助墩處支反力儲備偏小。從支反力角度考慮，方案一優于方案二。

綜合考慮結構受力、施工方案、支反力等因素，本橋結合段設計在位于邊跨側距橋塔35m位置。

4 邊跨壓重設計研究

混合梁斜拉橋的基本設計理念是用邊跨混凝土梁的重力平衡中跨鋼梁的重力，邊跨混凝土主梁起到壓重和錨固作用，從總體上提高了整座橋的剛度[11]。當邊跨長度較小時，為確保邊跨各支點均不出現負反力，避免設置拉壓支座，往往在邊跨一定范圍配置壓重。

本橋經過全橋有限元結構計算分析，在邊跨主梁按常規板厚過渡，則需要在輔助墩及橋臺附近適當配置壓重，才能保證成橋及施工狀態邊跨各支點均不出現負反力并處于受壓狀態。具體壓重方案為在箱室內放置鐵砂混凝土塊[12]，鐵砂混凝土容重為35kN/m3。壓重鐵砂混凝土塊布置在箱梁箱室底板上，在動荷載作用下有錯動問題，需要增加固定構造措施。

考慮壓重鐵砂混凝土塊平鋪在箱梁箱室底板上的厚度僅為30cm，等代換算為混凝土的厚度約40cm，在壓重范圍內混凝土頂底板由30cm加厚至50cm，則不需要另行壓重。經過有限元結構計算分析，計算結果同樣滿足受力要求。采用厚板混凝土，不僅可以保證成橋及施工狀態邊跨各支點均不出現負反力并處于受壓狀態，而且具有無須壓重固定措施、簡化施工工序、方便后期檢查和維修養護等優點。

綜合以上因素，邊跨壓重選擇厚板混凝土壓重設計方案。

5 獨塔柱基礎研究

獨柱塔斜拉橋外觀上高聳挺拔，外形壯觀，給人以視覺沖擊；結構上可看作縱向、橫向懸臂構件，承受雙向偏壓作用，應針對其若干關鍵問題予以研究。

本橋索塔基礎的持力層為微風化花崗巖，地基承載力基本容許值為4MPa，飽和單軸抗壓強度標準值為82.1MPa。根據巖層的力學性能，可采用的基礎形式有擴大基礎、樁基礎方案。以下就這兩種基礎形式進行研究比選。

基頂埋深取1.0m，對不同擴大基礎尺寸進行試算。縱橫尺寸達32m×34m時，基底最小應力仍為-12kPa（拉應力），而該尺寸基礎己侵入現狀道路。前期已論證道路改移困難，擴大基礎尺寸難以再加大，故擴大基礎方案對索塔穩定十分不利，影響結構安全，且在地震作用下不能滿足要求。綜上所述，從結構安全性與可靠性角度考慮，本橋索塔采用樁基礎方案。

樁基礎方案的承臺頂面可以高出地面，從而減少邊坡開挖。基礎邊緣距離道路邊線尚有一定距離，滿足施工要求。

本橋索塔采用樁基礎方案，承臺高7.0m，樁徑2.8m，樁長不小于12m。基本組合作用下，對樁基承載能力進行驗算，最小安全系數為1.477，滿足要求。樁基礎的承臺頂面可以高出地面，從而減少邊坡開挖，且基礎邊緣距離現狀道路有一定安全距離，滿足施工要求。

綜上所述，由于擴大基礎在標準組合下基底出現拉應力，且在地震作用下不能滿足要求，不滿足大跨度橋梁的受力要求。因此，本橋索塔采用樁基礎方案。經驗算，各項指標均滿足要求。

6 結論

（1）針對全飄浮、半飄浮兩種結構體系，從主梁受力、主梁剛度、施工方案等方面進行分析研究。主梁受力方面，全飄浮體系塔柱處彎矩僅為半飄方案的36.4%，其他區域兩者加勁梁彎矩相當。主梁剛度方面，全飄浮體系與半飄浮體系差別不大。施工層面，半飄浮體系索塔處若設置支承需要采用大懸臂橫梁，不僅影響美觀，且橫梁受力不合理；而采用全飄浮體系既可避免大懸臂橫梁設置影響美觀、受力不合理等問題，又能方便鋼箱梁吊裝。

（2）對于鋼混結合段位于邊跨和中跨位置兩個方案，從成橋狀態、運營狀態、支反力、施工方案等方面進行論證。成橋狀態方面，結合段位于中跨側縱向彎矩遠大于邊跨側方案，且會導致主梁恒載彎矩分布不理想。運營狀態方面，活載作用下兩個方案的主梁縱向彎矩大致相當。施工方面，結合段位于中跨側高支架施工風險較高，位于邊跨側施工風險相對較低。支反力方面，結合段位于中跨側，近橋塔處輔助墩支反力遠大于邊跨側方案。

（3）針對邊跨壓重設計，對鐵砂混凝土壓重和厚板混凝土設計兩種方案進行比選。考慮厚板混凝土設計不僅可以保證成橋和施工狀態邊跨各支點均不出現負反力并處于受壓狀態，而且具有無須壓重固定措施、簡化施工工序、方便后期檢查和維修養護等優點。