不同支承体系对高低塔斜拉桥汽车荷载响应的影响分析

詹璐， 李渊， 丁望星， 廖原

(湖北省交通规划设计院股份有限公司， 湖北 武汉 430051)

高低塔不对称斜拉桥结构，因地形、通航条件等限制，跨径布置不对称，造成两半桥体系刚度差异较大，在中跨分界附近区域主梁响应等存在突变、过渡不平顺等现象。因此，有必要采取措施，减小两侧刚度差异。斜拉桥结构根据索塔与主梁之间的支承方式，结构支承体系通常分为全漂浮、半漂浮和塔梁固结等。塔梁之间的支承方式，影响了荷载在塔、梁、索之间的传递。通常，对称结构多采用半漂浮支承体系，塔梁之间分别通过斜拉索于塔端及支座在塔梁交界处传递荷载。塔梁固结则增强了塔梁交界处联结刚度，更多荷载效应在此处直接传递，塔梁协同受力。

对于高低塔的结构设计优化，多采用大跨侧设置辅助墩、调节端锚索或增加小跨侧塔高等方式。该文以湖北省丹江口汉江公路大桥为研究对象，采用数值分析方法，对比分析高低塔不对称斜拉桥结构在不同支承方式下的汽车荷载(以下简称汽车荷载)响应，通过优化支承方式提高结构在荷载传递和结构内力分布方面的合理性和均衡性，减小高低塔两半桥刚度差异。

1 项目介绍

1.1 工程概况

丹江口汉江公路大桥位于湖北省丹江口市境内。图1为主桥桥型布置示意图。受到两岸地形条件和通航要求限制，汉江在该河段西岸(土关垭侧)受到冲刷，地势高陡，东岸(丹江口侧)淤积则平缓，深泓和主航道均偏于西岸，最终主桥采用主跨260 m双塔三跨不对称预应力混凝土斜拉桥方案，跨度组合为(145+260+85) m；边、中跨比为0.558、0.327，两侧边跨受通航限制均未设置辅助墩。

图1 主桥桥型布置示意图(单位：cm)

1.2 支承方案

根据该桥东西侧边跨跨径差异大、东塔高西塔矮、结构不对称、东西半桥刚度差异大等特点，拟通过采用塔梁固结的支承方式提高结构刚度，改善结构力学行为，同时因桥塔塔墩较矮，结构对塔梁固结引起的对主梁及桥塔变形的限制作用适应能力有限，综合以上考虑，提出3种支承方案。方案1：东西双塔半漂浮；方案2：东西双塔塔梁固结；方案3：东塔塔梁固结+西塔半漂浮。该文主要对3种支承方案下高低塔斜拉桥在汽车荷载作用下的结构变形、内力分配等力学响应进行对比分析。

1.3 计算模型

采用三维梁单元模拟索塔、桥墩、主梁，采用索单元模拟斜拉索。边界条件：过渡墩处为竖向约束；索塔塔柱底和墩底考虑基础出口刚度。全桥计算模型如图2所示。

图2 全桥计算模型示意图

2 结果与讨论

2.1 结构变形

计算汽车荷载作用下的主梁梁端纵向位移和塔顶偏位，其结果如表1所示。

表1 汽车荷载作用下梁端位移与塔顶偏位

由表1可以看出：方案1东西半桥梁端位移较大且基本一致，东西塔塔顶偏位最大值接近，西塔塔顶偏位最小值接近东塔的2.9倍，说明在半漂浮支承体系下，塔梁分离，主梁刚度较小，东西侧主梁变形连续，主梁承担的汽车荷载效应主要通过斜拉索在塔顶传递至塔身，西塔因塔柱较矮，西半桥整体刚度相对更大，产生的响应较大；方案2主梁梁端位移均显著降低，东侧塔顶偏位最大值增加21%，西侧塔顶偏位最大值则减小了66%，东塔偏位是西塔的3.7倍，说明双塔塔梁固结，梁端位移受限，对塔顶偏位，尤其是西塔影响显著，西塔受汽车荷载效应影响明显减小；方案3东侧梁端位移与方案2接近，西侧梁端位移相对方案2有大幅增加，但仍远小于方案1，东西侧塔顶偏位均有小幅增加，东塔偏位是西塔的3.4倍，说明方案3西半桥塔梁联结刚度降低对东半桥梁端位移、东西桥塔偏位影响有限，相对方案2，结构整体刚度降低。

主梁在汽车荷载作用下的竖向位移如图3所示。

图3 汽车荷载作用下主梁竖向挠度

由图3可知：汽车荷载作用下，方案1中跨主梁挠度最大为0.08 m，最小为-0.18 m,跨中上挠极值点距中跨中心23.5 m，下挠极值点位置偏离中跨中心点9.5 m，且中跨上挠挠度曲线在靠近西塔的位置挠度曲线有明显的凹陷，挠度值下降。由此可见，东西半桥主梁刚度差距较大，西边跨的锚固作用明显，使得中跨在靠近西侧的区域刚度过渡不平顺。方案2全桥主梁挠度降低，挠曲曲线也更加平滑，东侧边跨挠度最大减少0.08 m，西侧边跨最大减少0.04 m,中跨挠度峰值为-0.15 m，与方案1相比，减小17%。同时东、西半桥边跨峰值位置分别向远塔端移动4.4、3 m，中跨挠度峰值位置向跨中移动17.8 m。由此可见，东半桥塔梁固结对东半桥的刚度影响明显，使得中跨挠度极值点向跨中中点方向移动，使中跨受力特性更接近对称结构，对结构更为有利。方案3东半桥主梁挠度与方案2挠度曲线基本重合，略有增大。中跨挠度峰值的位置也基本重合。自跨中挠度峰值点处向西，挠度有小幅增加，挠度曲线相对方案2更加平顺。西半桥边跨侧，主梁挠度曲线接近方案1的挠度曲线，但略小于方案1，表明方案3单独取消西半桥塔梁固结使得东西半桥刚度差异进一步减小，对中跨在汽车荷载下的挠度变化总体规律影响有限，仅西半桥主梁挠度有小幅增加。

2.2 结构内力

计算得到不同荷载作用下的塔底顺桥向弯矩结果如表2所示。

由表2可知：汽车荷载作用下，方案1西塔塔底弯矩最大值为东塔的1.7倍，东塔最小值为西塔的1.4倍；方案2东塔塔底弯矩最大值增加11%，最小值降低17%，西塔塔底弯矩最大、最小值分别降低50%、59%，东塔塔底弯矩最大、最小值分别为西塔的1.3、2.9倍；方案3东塔底弯矩最大值增加幅度较方案2更大，相对方案1增加了69%，西塔最大、最小值则分别降低了30%、52%，东塔塔底弯矩最大、小值分别为西塔的1.4、4.2倍。由此可见，方案2同时增加了东西半桥的塔梁协同刚度，显著降低了汽车荷载作用下刚度较小的西塔的塔底弯矩，刚度较大的东半桥东塔塔底弯矩小幅增加，内力重分配效果明显，结构受力趋于合理。方案3东西塔底弯矩差距进一步增大，其中东塔承担的荷载效应增幅明显，西塔则增幅不大，在进一步发挥东塔刚度优势的同时，对西塔的影响也在可控范围内。

计算得到汽车荷载作用下的塔梁交界处主梁轴力和顺桥向弯矩，其结果如表3所示。

表3 塔梁交界处主梁轴力和顺桥向弯矩

2.3 结构应力

(1) 主梁应力。计算得到汽车荷载作用下的主梁应力如表4所示。由表4可知:与方案1相比，方案2因塔梁固结，东半桥主梁边中跨应力分别降低约20%、27%，西半桥主梁边中跨应力分别降低约39%、21%；东西半桥塔梁交界处主梁应力幅值相对方案1都提高近1倍，说明方案2双塔塔梁固结对边中跨主梁受力更为有利；方案3与方案2东西半桥中跨应力幅值接近，仅在西半桥边跨小幅增加37%，但仍小于方案1西半桥边跨应力幅，与此同时西半桥主梁塔梁交界处应力幅降低约64%，且略小于方案1，说明方案3取消西塔塔梁固结，对西半桥塔根部主梁受力有利，且对边中跨主梁应力幅影响有限。

表4 汽车荷载作用下的主梁应力 MPa

(2) 斜拉索应力。计算汽车荷载作用下斜拉索应力幅，其结果如图4所示。

图4 汽车荷载作用下斜拉索应力幅

由图4可知：汽车荷载作用下，方案1斜拉索应力幅同比最大；方案2因东西塔塔梁固结，斜拉索应力幅下降，其中以边中跨尾索区和近塔区斜拉索应力幅降幅更为明显，均值达到23%左右，东半桥近塔区最大达到35%，西半桥近塔区最大达到57%；方案3西半桥中跨斜拉索应力幅降幅较方案2有小幅增大，近塔区及边跨尾索区应力幅与方案1相近，个别拉索应力幅增加5%左右。说明方案3东塔固结对西半桥中跨区拉索应力幅仍有一定控制作用，对提高整个中跨区刚度有利，其影响随着远离中跨区而逐渐减小。

3 结论

依托丹江口汉江公路大桥实际工程项目，对比分析了高低塔不对称斜拉桥结构在不同支承体系下的汽车荷载响应，主要结论如下：

(1) 方案1为常规斜拉桥支承方案。在汽车荷载作用下，主梁中跨挠度不平顺、局部存在突变，且极值点位置偏离中跨中心点最远；西塔塔底顺桥向弯矩是东塔的1.7倍，不能很好地发挥高桥塔的承载能力；主梁及斜拉索应力幅同比最大。对于高低塔的不对称结构，采用常规支承方案不利于结构内力的合理分布。

(2) 方案2双塔塔梁同时固结，提高了两半桥刚度，塔梁协同受力，使得桥塔能较好地参与到汽车荷载作用下的内力分配中，相比方案1，东塔塔底弯矩最大值增加11%，西塔塔底弯矩最大值减少50%。主梁挠度中跨峰值降低约17%且峰值位置向中跨中心点移动。说明中跨主梁受不对称布跨影响减弱，主梁在汽车荷载下的变形更加平顺，接近对称结构。与此同时，主梁边中跨应力幅降低，塔梁交界处主梁应力幅值均提高近一倍，对塔梁交界处主梁承载能力要求相应提高。

(3) 方案3仅东塔塔梁固结，东塔塔底弯矩大幅增加，最大、最小值分别为西塔的1.4、4.2倍，进一步发挥了东塔的承载能力。同时，东半桥边中跨及西半桥中跨主梁挠度、应力幅值等皆与方案2接近，仅在西半桥边跨小幅增加，且塔梁交界处主梁内力显著降低，应力幅降低约64%，说明相对方案2，西半桥刚度削弱，东西半桥的刚度差异减小，结构的整体刚度降低，东西半桥塔梁交界处主梁承载力需求降低，且对中跨影响有限，主梁的内力分布更合理。

综上所述，方案3采用不对称的支承方式，很好地适应了该桥的高低塔不对称布跨，塔墩较矮的结构特点，减小了主梁在汽车荷载作用下因布跨不对称引起的应力突变等不利效应，高塔的承载能力优势也得以充分发挥。