鋼箱提籃拱橋纜塔扣塔一體化設計研究*

王德明，張 杰，劉 夏

(1.中交路橋建設有限公司，北京 100027； 2.中交路橋華東工程有限公司，上海 201203)

0 引言

塔架支撐系統是纜索吊裝系統的重要組成部分，是纜索吊裝系統的主要受力結構之一，因此塔架的結構設計是纜索吊裝系統設計的重中之重。在鋼箱提籃拱拱肋節段吊裝過程中，為了方便拱軸線形調控，纜索吊裝系統的纜塔和扣塔經常以“纜扣分離”布置形式出現，很少采用“纜扣合一”的結構體系。然而在某些情況下, 受到現場地形條件限制,塔架和后錨難于布置，必須采用纜塔扣塔一體化的結構體系。本文結合工程實例，采用有限元軟件MIDAS/Civil建立中承式鋼箱提籃拱橋有限元模型，對纜塔扣塔一體化的結構體系進行研究。

1 工程概況

車田江大橋是一座跨越車田江水庫的大型橋梁，大橋橋跨組合為：2×30m預制T梁+292.5m(主橋交界墩間距)鋼主梁+30m預應力混凝土現澆梁，大橋全長391.0m。主橋為280m中承式鋼箱拱，矢跨比1/4.375，拱軸線線型為拋物線，拱肋向內傾10°。拱肋為箱形截面，尺寸從拱頂到拱腳由2.5m×2.5m漸變為2.5m×5.0m。為了平衡拱肋內傾引起的水平分力和增強拱肋安裝階段的穩定性，全橋共設置9道永久橫撐。上、下游拱肋各分為39個節段，其中前3節采用單節吊裝，其余節段采用兩節段合一形式，最大吊重88.7t。

2 索塔設計

2.1 方案比選

纜索吊裝系統的纜索塔架和斜拉扣掛系統的扣錨索塔架主要以“纜扣分離”和 “纜扣合一”的布置形式出現(見表1)。

表1 技術比較

2.2 方案比選結果

由于大橋兩側的銜接路基均在挖方段，纜索吊裝系統的地錨及塔架布設須增加開挖面，破壞地表原生態，同時為保證施工工期，引橋施工也須同步進行。故主橋上部結構安裝施工采用“纜扣合一”

方案予以實施。纜索吊裝總體布置如圖1所示。

圖1 車田江大橋纜索吊裝布置(單位：cm)

3 纜塔扣塔一體化結構分析

纜塔扣塔一體化后，為了盡可能增強索塔的剛度及穩定性，纜索塔架與扣錨索塔間采用固結方式連接。

3.1 扣塔錨梁受力分析

3.1.1結構設計

纜索起重機扣塔錨梁是一個扣背索的局部集中應力傳遞到扣塔的重要受力構造。如圖2所示，錨梁主要由鋼牛腿、箱形錨固梁及設置在箱形錨固梁兩端錨固扣背索的錨固結構組成，布置在纜索起重機扣塔鋼管平聯上。為了提高扣塔抵抗扣背索豎向分力，在此鋼管平聯內填充混凝土。錨梁通過改變安裝位置實現不同角度的拱肋節段扣掛。

圖2 扣塔錨梁布置示意

3.1.2扣背索索力計算

扣索初拉力計算采用零彎矩法，即把拱肋節段間連接視作鉸接點，此時拱肋節段處于靜定狀態，在已知拱肋節段自重及扣索角度的情況下，拱肋節段連接處彎矩為0，便可計算扣索初拉力。背索索力計算采用等水平力法，該方法假設扣索的水平分力與其對應背索的水平分力相等，從而近似計算背索索力，計算結果如表2所示，計算根數按單根鋼絞線張力90kN控制。

表2 扣背索索力及數量

3.1.3結構驗算

扣塔錨梁采用MIDAS/FEA進行驗算，在計算時，根據上述最大扣背索索力集中壓強作用在錨梁錨墊板的方式進行驗算。驗算模型如圖3所示，采用六面體網格單元，模型邊界條件為鋼牛腿根部固定約束，箱形錨固梁和錨固結構通過焊接連接，采用剛性約束模擬。

圖3 結構驗算模型

由圖4，5可知，扣塔錨梁最大組合應力值σ=212.9MPa

圖4 扣塔錨梁節點應力云圖

圖5 扣塔錨梁整體位移云圖

3.2 塔架受力分析

3.2.1結構設計

在水庫兩岸分別設置一高約89.3m的門式塔，塔間相距400m。每個塔架采用4根φ1 020×10鋼管作為立柱，順橋向×橫橋向鋼管間距為5m×5m，塔柱中心距為22m。塔架的平聯和斜撐均采用φ630×8鋼管，共設3道平聯，將上、下游塔柱連成整體，形成門形框架。塔體底部采用鋼管混凝土樁基礎承臺實現固結，上端利用纜風繩調控塔頂偏移。主索設置2組，每組主索由10根φ56鋼絲繩組成。每個扣塔設置9道扣背索，扣背索均采用1 860MPa鋼絞線(見圖6)。

圖6 塔架結構設計

3.2.2結構驗算

3.2.2.1荷載參數

塔架結構是由萬能桿件拼裝而成，萬能桿件間采用螺栓連接。如果所有螺栓都有較好的緊度，可認為萬能桿件間的連接是剛接，因此使用梁單元模擬萬能桿件。

塔架在拱肋吊裝階段所受荷載如下。

1)風荷載 由JTG/T 3360-01—2018 《公路橋梁抗風設計規范》，橋墩、橋塔、吊桿上的風荷載、橫橋向風作用下的斜拉橋斜拉索和懸索橋主纜上的靜風荷載計算：

(1)

式中：CD為橋梁各構件的阻力系數，橫橋向取2，縱橋向取1.8；An為橋梁各構件順風向投影面積；Ug為等效靜陣風風速；ρ為空氣密度，取1.25kg/m3。

2)索系荷載 作用在塔架上的索系荷載計算：

V1=μTmax(sinα1+sinα2)

(2)

H1=μTmax(cosα1-cosα2)

(3)

式中：V1為主索荷載的垂直分力；H1為主索荷載的水平分力；μ為構件吊裝動力系數，由于計算總荷載計入沖擊系數，此處不再計入；α1，α2分別為主索兩側與水平線夾角(見圖7)。

圖7 索系與水平線夾角示意

3)扣背索索力。

4)纜風索力 設置纜風索主要起抗風作用，還可作為輔助手段微調纜索起重機起吊時塔的偏位。通風索按抵抗縱橋向風荷載設置，后風纜按平衡通風索水平索力設置。

5)自重 使用有限元軟件進行建模，在建模完成后可賦予結構自重屬性，無須手算自重，考慮構件連接的焊縫及螺栓自重，自重系數取1.02。

3.2.2.2驗算工況

1)工況1 順橋向風荷載設計組合：1.2×扣塔自重+1.2×扣(背)索張拉力+1.2×拱肋自重+1.2×纜索起重機荷載+1.4順風荷載。

2)工況2 橫橋向風荷載設計組合：1.2×扣塔自重+1.2×扣(背)索張拉力+1.2×拱肋自重+1.2×纜索起重機荷載+1.4×橫風荷載。

通常情況下認為，在最大懸臂狀態下的扣塔恒載最不利，因此僅考慮最大懸臂狀態下，扣塔恒載與風荷載組合的計算結果。由于扣塔較高，為了增強纜索起重機施工情況下索塔縱橋向剛度，從塔頂往下前3根背索先安裝(不張拉)。

3.2.2.3驗算模型

采用MIDAS/Civil建立空間計算模型，分別對工況1，2進行驗算，風荷載作用于塔架上，各工作索索力加載至塔架頂。拱肋及塔架采用梁單元模擬，扣塔后風纜、纜風及扣背索采用僅受拉的桁架單元模擬，各單元連接方式為彈性連接。塔架底及錨碇點均固結，如圖8所示。

圖8 驗算模型

3.2.2.4驗算結果

各工況下塔架結構驗算結果如表3所示，由表可知，拱肋吊裝扣塔最大組合應力σ=286.63MPa

3.3 穩定性驗算

3.3.1整體穩定性驗算

采用上述模型進行第1類穩定問題的計算，計算纜索吊裝體系的整體穩定性，體系第1階失穩為縱向彎曲變形，如圖9所示，穩定性系數均>4.2，纜索吊裝體系的整體穩定性滿足要求。

圖9 順、橫向風荷載下屈曲分析

3.3.2扣塔鋼管柱穩定性驗算

2)強度驗算 由公式τmax=FxS/It，得τmax=8.1<[τ]=175MPa，滿足設計要求。

3)穩定性計算 由公式λ=μL0/ix，得長細比λ=15.3， 按b類截面查表得等截面軸心受壓構件的穩定性系數φ=0.981。

根據GB 50017—2017《鋼結構設計標準》，鋼管為彎矩作用在兩個主平面內的雙軸對稱截面的壓彎構件，應滿足以下條件：

(4)

得σ=232.5<[σ]=305MPa。

綜上所述，塔架系統的穩定性滿足設計要求。

3.4 索塔塔頂位移控制

在承重索、扣索、背索和風纜等組合荷載作用下，其水平分力使扣塔結構發生形變，在扣塔底部產生相應的彎矩，使結構失穩。因此，在拱肋節段吊裝施工過程中，為避免扣塔偏位過大，必須對扣塔偏位進行修正。首先用全站儀測量扣塔頂部偏位得到實際偏位與理論偏位差值，通過仿真模型計算得知修正該扣塔偏位差值需使背索力增大多少，在考慮鋼絞線安全系數的前提下調整背索索力，使塔頂水平位移控制在L/1 000內。

表3 驗算結果

4 結語

1)車田江大橋纜塔扣塔一體化結構體系，減少了在施工中不同塔架的布置，解決了橋梁施工現場地形限制的問題。

2)建立車田江大橋施工階段有限元模型，對拱肋施工全過程進行仿真計算分析，表明該索塔結構受力符合規范要求。