钢管混凝土扇形组合塔部分斜拉桥传力机理研究

袁辉辉，陈如凌，吴庆雄，3†，黄育凡

（1.福州大学土木工程学院，福建福州 350116；2.福州大学工程结构福建省高校重点实验室，福建福州 350116；3.福州大学福建省土木工程多灾害防治重点实验室，福建福州 350116）

随着经济水平和工业生产能力的逐渐提高，现代桥梁的建设原则也逐渐从“实用、经济，在可能条件下适当照顾美观”逐渐转变为“安全、适用、经济、美观”的八字方针，尤其是在近年来的城市桥梁建设中，人们对桥梁景观功能和美学价值的需求不断提高［1］.由于部分斜拉桥的主梁承担主要荷载，桥塔承担的荷载相对较小［2］，因此有利于在桥塔构造形式上进行变化.作为部分斜拉桥的标志性构造，桥塔和拉索突出展现了桥梁美学的一面［3］，尤其是异型桥塔因拥有优美的几何形状而愈发受到青睐；同时，随着计算机性能的发展和施工技术的提高，异型桥塔受力复杂和施工困难的问题也可得到有效解决.因此，近年来众多造型新颖的异型桥塔部分斜拉桥应运而生，如某外倾式矮塔斜拉桥（Y 形桥塔）［4］、福厦高铁湄洲湾跨海大桥（双柱式人字形桥塔）［5］、黑龙江大桥（V 形桥塔）［6］、九江八里湖大桥（戒指造型桥塔）［7］、拉萨柳东大桥（圆环形桥塔）［8］、延崇高速太子城互通立交主线1号桥（桁架拱桥塔）［9］、锦州小凌河大桥（双套拱形塔）［10］等.与常规桥塔不同，异型桥塔在设计过程中须着重考虑桥塔空间内力分布的均匀性及梁-索-塔恒活载分配的合理性.为此，栗怀广等［11］提出了主塔拱轴线的逐段计算法，并以三明市台江大桥作为背景进行算例校核；施洲等［12］提出拱塔轴线迭代优化理论方法，并使用此方法对广汕铁路跨深汕高速拱塔斜拉桥进行拱轴线优化，优化后桥塔的内力、应力和挠度均有一定幅度下降.

另外，钢管混凝土在应用于受压为主的构件中时，钢材与混凝土具有优良的组合效应.当需要较大刚度和良好的抗震性能时，还可采用多肢钢管混凝土结构［13］.在施工方面，由于钢管具有较大的刚度和强度，钢管混凝土结构可以作为施工的劲性骨架，基本不需要模板和支架，且钢管可工厂化制作，相比钢筋混凝土结构省时省工.正是基于上述优势，钢管混凝土拱桥在国内外得到了大量应用与研究［14-15］.同时，拱桥是一种极具美学价值的桥梁形式，钢管混凝土结构的应用可使得拱桥更加轻巧、表现力更强，据统计已建和在建的钢管混凝土拱桥有一半左右是城市桥梁［16］.

相比常规斜拉桥，部分斜拉桥主塔较矮，且拉索往往没有锚固在桥塔上而是采用穿过桥塔的形式，相当于配置效率更高的体外预应力筋，凭借其良好的经济效果、合理的受力性能、自然的景观性等优点，在国内外得到快速发展.目前，部分斜拉桥跨径在100～300 m 之间，填补了连续梁（连续刚构）桥和常规斜拉桥之间的跨径范围，具有良好的推广应用价值.本文研究的依托背景工程平潭安海澳大桥主桥（80 m+150 m+80 m 三跨部分斜拉桥）在国内外首次采用了由5 片钢管混凝土拱形塔柱和弧形钢管拼装成扇形的组合桥塔设计方案.

目前国内外的异型桥塔主要有单拱形和双拱形，且材料多采用混凝土或钢结构，由5 片钢管混凝土拱形塔柱组合而成的扇形组合塔十分少见，结构的整体造型比较特殊，仅通过理论分析很难准确把握此类结构的受力特性及空间传力机理.因此，本文以安海澳大桥为研究背景，制作1∶25 的全桥大比例模型，并对模型进行静力加载试验，同时开展实桥空间有限元受力分析，以期明确此类新型桥塔部分斜拉桥的传力机理，为后续类似结构的设计与研究提供参考.

1 桥梁设计理念

安海澳大桥位于福建平潭综合实验区环岛公路（金井湾大桥及接线工程）A10 合同段，为环岛公路的重要组成节点工程，对待建桥梁的景观要求较高.因此，为体现桥址所在地的地方特色，安海澳大桥桥型方案采用多肢钢管混凝土扇形组合塔与拉索衔接，桥梁结构新颖，整体简洁大方，充满张力和现代感，彰显韵律之美.

大桥结构体系为双塔三跨部分斜拉桥，跨径布置为80 m+150 m+80 m，桥梁的标准桥面宽度为47.9 m，双向八车道.主桥整体布置见图1.桥梁上部主梁结构为预应力混凝土现浇箱梁，采用左右分幅布置，通过横梁连接成为整体.主梁梁高按二次抛物线变化，主墩墩顶梁高为8.5 m，跨中及边跨直线段梁高为3.5 m；单幅箱梁顶面宽度为23.6 m，主墩墩顶梁端底板宽10.433 m，边跨及跨中梁段底板宽13.767 m；外腹板斜率为1∶3.箱梁顶板厚度均为0.28 m，底板厚度按照二次抛物线由0.3 m 至1.0 m 变化，腹板厚度设有3 种规格，分别为0.85 m、0.70 m、0.55 m.在拉索梁端锚点位置处两幅主梁之间设置横梁，横梁尺寸为10 m×2 m×1.6 m，全桥共设有20道.

图1 平潭安海澳大桥主桥结构示意图（单位：cm）Fig.1 Schematic diagram of Pingtan Anhai’ao Bridge（unit：cm）

2 全桥大比例缩尺模型试验

2.1 缩尺模型的设计与制作

综合考虑设备加载能力、试验场地尺寸等多方面因素后，确定平潭安海澳大桥主桥缩尺模型的比例为1∶25.安海澳大桥主桥的主要构件，如变截面连续箱梁、扇形组合桥塔、斜拉索等，均按照几何相似比进行设计.

安海澳大桥主桥缩尺模型的主梁全长3.2 m +6 m+3.2 m=12.4 m、宽1.84 m，线形变化采取多段折线代替.主梁按照抗弯刚度等效原则设计，主梁截面形式为单箱双室截面，主梁腹板和顶板厚度统一为2.8 cm 和2 cm，底板厚度按照几何相似比进行制作.为方便模板制作与混凝土浇筑，对模型主梁的细部构造进行简化，取消梗腋、倒角和翼板处的厚度变化，并采用粗骨料粒径小于1 cm 的细石混凝土.连接分幅式主梁的20 道横梁截面形式及布置方式同实桥一致.由于缩尺模型的主梁总长较长，考虑到加工制作和吊装运输的困难，将缩尺模型的主梁分为5段制作，梁体分段处截面两端预埋10 mm 厚的钢板，其上布有螺栓孔，待分段主梁浇筑、制作完成后，即可吊装至加载场地，通过螺栓连接成为整体.

按照1∶25 缩尺比例设计后，钢管混凝土扇形组合塔的中塔柱、次塔柱和边塔柱最高点距离分别为2 600 mm、2 550 mm、2 410 mm，钢管直径为60～76 mm、壁厚为1.12～1.6 mm.由于缩尺后主塔塔柱钢管直径较小，管内混凝土很难浇筑密实，且塔柱空间线形复杂、变截面制作难度大，故根据刚度等效原则将变截面钢管混凝土塔柱简化等效成等截面空钢管塔柱.综上考虑，缩尺模型塔柱与横撑分别采用规格φ60 mm×4 mm和φ40 mm×3 mm的Q345空钢管.

实桥中单根斜拉索由37 根直径为15.2 mm 的钢绞线组成，拉索穿过主塔上的横撑，两端锚固在主梁上.依据轴向刚度等效原则，缩尺模型中斜拉索采用直径为4 mm 的钢丝绳.斜拉索布置形式及连接方式均与实桥保持一致.利用事先预埋在主梁里的锚固件将穿过主塔塔柱和横撑的钢丝绳与主梁连接，并通过调节花篮螺丝两端的螺杆以达到实桥成桥阶段的对应索力.

制作完成的全桥大比例缩尺模型见图2.

图2 组装完成后的平潭安海澳大桥主桥大比例模型Fig.2 Large-scale model of Pingtan Anhai’ao Bridge after assembly

2.2 缩尺模型的加载与测试

2.2.1 加载工况

安海澳大桥主梁为双幅八车道，设计荷载等级为公路I级.该桥的施工顺序是先采用悬臂施工法建造完主梁后，再建造主塔结构，最后张拉斜拉索.该施工方法下，主梁自重及二期恒载基本由主梁自身承担，活载作用下部分斜拉桥才发挥作用.因此，根据实桥的施工顺序与受力特点，本次静力加载试验主要模拟车辆荷载作用.

本次静力试验的加载工况如图3 所示，车辆荷载依据影响线法计算结果进行布置.工况1与工况2为部分斜拉桥主梁最大正弯矩和最大负弯矩工况.为了模拟实桥主梁承受的荷载作用，车道荷载中的均布荷载和集中荷载按照相似关系等效至缩尺模型中，并通过有限元分析计算得到的车道影响线确定如图3（a）所示的车道荷载具体布置形式.均布荷载和集中荷载均采用规格为23.5 cm×11.5 cm×6.5 cm、质量为10 kg 的长方体铁砝码模拟.加载级别为1.0倍、1.5 倍、2.0 倍等效车道荷载.同时，设计了连续梁桥工况3 和工况4，作为工况1 和工况2 的对照组，加载级别为1.0倍等效车道荷载.

图3 静力试验的加载工况（单位：mm）Fig.3 Loading conditions for static test（unit：mm）

2.2.2 测试内容

本次试验采用拉线式位移计、电阻式应变片和拉压力传感器测量桥梁各主要部件的位移、应变和索力等静力响应，测点布置见图4.

图4 缩尺模型测点布置方案Fig.4 Layout plan of measuring points for scale model

如图4（a）所示，主梁的应变测点主要布置在边跨跨中、中主跨L∕4 和跨中截面处，以及主塔塔座支座处主梁根部截面，竖向位移测点布置在主跨跨中位置.拉索索力测试采用直接测试和间接测试两种方式，前者使用拉压力传感器直接获得索力数值，后者通过测量花篮螺丝拉杆的应变换算得到索力.由于拉压力传感器测量精度更高，但数量有限，因此在成桥索力最大与最小的最外侧和最内侧拉索安装拉压力传感器直接测试索力，其余拉索则通过在花篮螺丝拉杆上布设电阻应变片间接测试索力.

如图4（b）所示，若设主塔塔柱曲线段和直线段顺接点之间距离为lT，i-1 至i-7（i=TZ1～TZ5）分别为塔底、顺接点、lT∕8、lT∕4、lT∕3、3lT∕8和塔顶处截面，主塔的应变测点布置于各塔柱i-1 至i-7（i=TZ1～TZ5）截面处，竖向位移测点布置在中塔柱TZ3 的顶部、lT∕∕3和lT∕∕4 截面处以及边塔柱TZ1 和次塔柱TZ2 的拱顶处，边塔柱TZ1拱顶另布置纵向位移测点.

3 缩尺模型试验结果与讨论

在静力试验加载过程中，安海澳大桥主桥的全桥缩尺模型测试区域均未出现明显破坏现象，拉索索力在容许范围之内，结构处于弹性工作阶段.以下主要对控制截面处测点的荷载-应变关系曲线、荷载-索力关系曲线进行分析.

3.1 主梁受力状态

部分斜拉桥工况1与工况2以及连续梁桥工况3与工况4 作用下，缩尺模型主梁关键截面的荷载-应变曲线分布情况如图5所示.

图5 主梁应变沿纵桥向变化规律Fig.5 Longitudinal strain variation of main girder

由图5（a）可以看出，在主梁最大正弯矩工况中，部分斜拉桥（工况1）主梁截面B、D、F 的应变分别为-9.0μɛ、-8.4μɛ、-33.8μɛ，主梁截面D 的挠度为0.94 mm，而连续梁桥（工况3）主梁截面B、D、F 的应变则分别为-10.1μɛ、-9.5μɛ、-37.6μɛ，主梁截面D的挠度为1.03 mm，即部分斜拉桥主梁关键截面的应变相比连续梁桥分别减小了10.9%、11.6%、10.1%，跨中截面的挠度减小了8.7%.同样，由图5（b）可知，在主梁最大负弯矩工况中，部分斜拉桥（工况2）主梁截面B、C、D 的应变分别为-3.4μɛ、-6.2μɛ、-9.5μɛ，连续梁桥（工况4）主梁截面对应应变分别为-4.0μɛ、-7.2μɛ、-10.5μɛ，即应变分别减小了15.0%、13.9%、9.5%.通过以上分析可知，对于采用扇形组合塔的部分斜拉桥，在拉索张拉完毕后梁-索-塔协同受力体系形成，汽车活载作用下，相较于连续梁桥主梁受力状态，部分斜拉桥的主梁应变和挠度可减少约10%.由图5 还可看出，在1.0～2.0 倍车道荷载作用下，主梁各截面应变与挠度实测结果同加载级别变化趋势一致，且呈线性变化，表明在2.0 倍车道荷载范围内，主梁结构处于弹性工作状态，承受活载的比例基本维持不变.

3.2 拉索受力状态

主梁最大正弯矩工况（工况1）下，平潭安海澳大桥缩尺模型拉索索力相比试验拉索初始张拉力的增量变化情况如图6 所示.同时，由于安海澳大桥采用了扇形组合塔，每根拉索与桥面的夹角均有不同，因此将拉索力分解为3 个方向的分量，其中竖直方向的分量列于表1.

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

图6 拉索索力-荷载关系Fig.6 Cable force-load relationship of inhaul cables

由图6 可知，加载侧与非加载侧的拉索索力增量都随着加载级别的增大而增大，说明随着加载级别的提高，通过拉索传递的活载也相应增大；同一加载级别中，S 区与M 区拉索的索力值随着编号减小，即拉索梁端锚固点距离跨中越近索力增量越大.在2.0倍车道荷载作用下，加载侧拉索M1-Z和M5-Z索力增量为232.2 N 和179.1 N、拉索S1-Z 和S5-Z 索力增量为221.3 N 和179.4 N，非加载侧拉索M1-Y 和M5-Y 索力增量为243.9 N 和190.6 N、拉索S1-Y 和S5-Y 索力增量为245.0 N 和185 N，编号相同拉索的索力增量相差3.1%～10.7%，可见加载侧的索力增量大于非加载侧的索力增量，表明单侧加载车辆荷载作用下索力分布空间效应明显.

对拉索索力进行分解，由表1 可知，拉索竖向分量之和占主梁承受的活载比例基本保持在11%左右，该结果与3.1节部分斜拉桥主梁应变和挠度较连续梁桥减少的幅度约10%相符，进一步说明扇形组合塔部分斜拉桥通过拉索将部分活载作用传递至主塔，减轻主梁的受力.

3.3 主塔受力状态

主梁最大正弯矩工况中，在1.0 倍、1.5 倍、2.0 倍荷载（工况1）作用下主塔各塔柱轴向应变沿高度方向的分布规律如图7 所示.由图7 可知，随着主梁上作用的外部荷载加载级别提高，主塔各塔柱关键截面的轴向应变呈线性增大，说明各塔柱之间的连接可靠，主塔结构处于弹性工作状态；边塔柱、次塔柱和中塔柱的钢管轴向应变沿高度方向的分布规律基本一致，其中塔底截面应力最大，圆曲线与直线顺接点处截面次之；顺接点往上至弧线段高度约2∕3 处，钢管应变逐渐减小；接着直至塔顶，钢管应变又逐渐增大，原因可能是顺接点以上塔柱线形为圆曲线并承受索力的作用.就塔柱整体应力水平而言，边塔柱整体应力水平最低，次塔柱和中塔柱的整体应力水平相当.在2.0 倍车道荷载作用下，边塔柱、次塔柱和中塔柱的塔底轴向应变分别为-1.3μɛ、-13.5μɛ和-13.1μɛ，由于各塔柱的钢管横截面积相等，因此可计算得到由拉索传递至主塔各塔柱的荷载分配比例，即中塔柱（TZ3）∶次塔柱（TZ2）∶边塔柱（TZ1）=10∶10∶1.以上分析表明由拉索传递至主塔的竖向荷载主要由次塔柱和中塔柱承担，边塔柱的作用主要是改变拉索的角度，其自身受力较小.

图7 各塔柱荷载-轴向应变曲线Fig.7 Load-axial strain curve of each tower pillar

3.4 汽车荷载作用下结构传力机理分析

综上分析可知：汽车荷载作用下，拉索传递给主塔的活载效率约为10%；边塔柱加载侧与非加载侧的应力沿高度方向的变化趋势基本一致，且整体受力较小；对于中塔柱和次塔柱，加载侧与非加载侧的应力分布情况不同，加载侧的应力最大值出现在顺接点位置，而非加载侧的应力极值出现在塔底截面且大于加载侧应力最大值.其原因可能是平潭安海澳大桥主桥的拉索在主塔上的作用点均位于顺接点之上，在汽车荷载作用下，加载侧拉索索力增大导致该侧塔柱受力和变形均有所增大，使得顺接点处的受力最不利；而扇形组合塔的各塔柱之间通过空钢管横撑相连，横撑在塔柱直线段和曲线段上均有布置，加载侧塔柱带动非加载侧塔柱随之变形，进而使非加载侧塔柱底部成为受力最不利区域.

根据分析结果，图8 表示了汽车荷载作用下扇形组合塔部分斜拉桥传力途径.

图8 汽车荷载作用下扇形组合塔部分斜拉桥传力路径Fig.8 Load transfer of extradosed cable-stayed bridge with fan-shaped composite tower under vehicle load

4 实桥梁-索-塔空间传力机理分析

4.1 实桥有限元模型的建立与验证

缩尺模型试验只能得到部分离散点的位移、应力、索力结果，无法对施工过程及成桥阶段大多数工况进行模拟分析.因此，为进一步研究钢管混凝土扇形组合塔部分斜拉桥的空间传力机理，采用有限元软件Midas∕Civil 建立实桥的空间杆系有限元模型，并开展各单项荷载作用下的传力机理分析，以期完整地了解平潭安海澳大桥主桥这种异型桥塔部分斜拉桥的整体受力状态.

建立的平潭安海澳大桥主桥有限元模型如图9所示，共包含1 224 个节点、1 888 个单元.采用双单元法模拟钢管混凝土塔柱；拉索采用桁架单元模拟［17］；主梁与横梁均使用梁单元.在5 片塔柱与塔座交接处添加刚性连接，共同约束于5 片塔柱理论交接点处.通过在拉索与主塔间添加弹性连接，释放掉切向约束，模拟拉索与主塔的边界条件；支座采用弹性连接模拟.

图9 平潭安海澳大桥主桥有限元模型Fig.9 Finite element model of Pingtan Anhai’ao Bridge

在相同的荷载工况下，采用实桥有限元模型进行受力分析计算，将关键截面的计算结果根据相似关系换算后与缩尺模型试验实测结果进行对比，结果见表2.可以看出，主梁应变和挠度的试验值相较于计算值偏小，这主要是由于本次试验对缩尺模型的主梁进行了一定的简化设计，使得缩尺模型的主梁刚度偏大，但两者变化规律基本一致；此外，随着荷载倍数的增加，缩尺模型实测的应变结果与有限元分析结果的偏差逐渐减小.实桥主塔各塔柱应变计算值与缩尺模型主塔的应变实测值大部分比较吻合，应变变化趋势一致：边塔柱整体应变较小，次塔柱和中塔柱受力较大，且都是塔柱底部应变最大，顺接点处次之.比较实桥索力计算值与缩尺模型的索力实测值，可知两者偏差在合理范围内，索力变化趋势一致.因此，本文建立的有限元模型可较准确地模拟平潭安海澳大桥的受力状态.

表2 有限元计算结果与缩尺模型试验结果的对比验证Tab.2 Comparison and verification of FEA results with scale model test

4.2 其他荷载作用下的传力机理分析

拉索张拉完成后，钢管混凝土扇形组合塔部分斜拉桥形成塔-索-梁协同受力体系，在成桥状态下，安海澳大桥主要受到的荷载作用有汽车荷载、基础不均匀沉降、温度作用等.由于在本文第3 节已开展汽车荷载作用下结构传力机理试验结果分析，且模型试验无法反映诸如基础不均匀沉降、温度作用等影响，因此本节通过实桥有限元模型分析其他单项荷载作用下的传力机理.

4.2.1 基础沉降作用

根据设计资料，基础不均匀沉降主墩按10 mm、过渡墩按5 mm 取值，分别计算得到基础不均匀沉降作用下实桥受力状态如图10所示.

图10 基础不均匀沉降作用下实桥受力状态Fig.10 Loading states of actual bridge under uneven foundation settlement

由图10（a）可知，主墩（塔）沉降作用下，发生沉降的主墩处主梁最大正弯矩为14 364 kN·m，另一侧未发生沉降的主墩处产生最大负弯矩为-11 585 kN·m；边墩沉降作用下，靠近沉降侧主墩处主梁最大负弯矩为-7 695 kN·m，另一侧主墩处主梁产生最大正弯矩为4 896 kN·m.造成主梁弯矩沿纵桥向变化的原因是基础出现不均匀沉降后，发生沉降处支座反力减小，相邻支座支座反力增大，并同时反作用于主梁.

由图10（b）可知，基础不均匀沉降作用下，边塔柱整体应力水平最低，塔柱钢管应力最大值出现在顺接点处附近，塔柱高度-钢管应力变化较为缓和，说明索力对于边塔柱的受力影响较小；中塔柱和次塔柱整体应力水平均高于边塔柱，受力较为不利，两塔柱应力沿高度方向的分布规律与车辆荷载作用下应力分布规律相似，应力极值出现在塔柱底部截面和顺接点附近.此外，主墩沉降和边墩沉降作用下各塔柱最大应力值符号相反，主要是由于主墩与主塔基础同时沉降，主梁根部竖向变形受到支座约束，导致拉索梁端锚点挠度小于拉索塔端锚点沉降量，即拉索锚点之间的距离减小，拉索传递给主塔的作用力也随之减小；而边墩发生不均匀沉降后，拉索梁端锚点下挠，而塔端锚点空间位置未发生改变，导致拉索锚点之间的距离增大，拉索索力随之增加，拉索传递给主塔的作用力也相应增大.

根据以上分析结果，图11 表示了基础沉降作用下扇形组合塔部分斜拉桥的传力路径.

图11 基础沉降作用下扇形组合塔部分斜拉桥的传力路径Fig.11 Load transfer of extradosed cable-stayed bridge with fan-shaped composite tower under foundation settlement

4.2.2 均匀温度作用

福建平潭地区历年最高气温为34.0 ℃，最低气温为2.5 ℃，由此结构的整体升温按19 ℃考虑、整体降温按22.5 ℃考虑，计算得到整体升降温作用下扇形组合塔部分斜拉桥受力状态如图12所示.

由图12（a）可知，与汽车荷载、基础沉降作用相比，整体升降温引起的主梁弯矩变化幅度较小，弯矩曲线近似二次抛物线，与连续梁桥在均布荷载作用下的弯矩曲线变化趋势相似，说明斜拉索索力是引起主梁弯矩变化的主要因素，且各拉索索力变化值基本相同.

由图12（b）可知，相比汽车荷载与基础沉降作用，此类扇形组合塔对均匀温度作用较敏感，由温度变化引起的塔柱钢管最大应力可达近7 MPa；但各塔柱整体应力水平相当，钢管应力沿高度方向的变化曲线相对平滑，应力极值出现在塔柱顶部截面，说明平潭安海澳大桥主桥的拉索布置形式与连接方式未能对主塔形成较强的约束以限制其自由变形.

图12 整体升降温作用下实桥受力状态Fig.12 Bridge loading state under temperature action

根据以上分析结果，图13 表示了均匀温度作用下扇形组合塔部分斜拉桥的传力路径.

图13 整体升降温作用下扇形组合塔部分斜拉桥的传力路径Fig.13 Load transfer of extradosed cable-stayed bridge with fan-shaped tower under temperature action

4.2.3 温度梯度作用

根据《公路桥涵设计通用规范》（JTG D60—2015）［18］计算混凝土箱梁的梯度温度，其中正温度梯度T1=14 ℃、T2=5.5 ℃，负温度梯度T1=-7 ℃、T2=2.75 ℃；根据《公路钢管混凝土拱桥设计规范》（JTG∕T D65-06—2015）［19］有关规定，钢管混凝土主塔塔柱的梯度温度按深色涂层规定取值，T1=12 ℃、T2=6 ℃.计算得到温度梯度作用下实桥受力状态如图14所示.

图14 温度梯度作用下实桥受力状态Fig.14 Bridge loading state under temperature gradient action

由图14（a）可知，与整体温度作用相比，温度梯度作用所引起的主梁弯矩变化幅度更大，主梁边跨弯矩变化接近于直线变化，跨中接近于二次抛物线，但曲率很小.通过以上分析可知，拉索索力对于主梁弯矩的影响很小，表明主梁受力接近于连续梁桥在温度梯度作用下的受力状态.

由图14（b）可知，相比汽车荷载、基础沉降作用及均匀温度作用，此类扇形组合塔对温度梯度作用较为敏感，由温度梯度作用引起的塔柱钢管最大应力可达20.2 MPa；但各塔柱整体应力水平相当，其中中塔柱最大，通过钢管应力沿高度方向的变化曲线相对平滑，应力极值出现在塔柱底部截面，通过比较正、负温度梯度作用下塔柱沿高度方向的应力分布规律发现，塔柱的应力极值相当，变化规律一致，说明温度梯度作用下，主塔和主梁受力状态较为独立，因此不对传力途径进行绘图说明.

5 结论

针对平潭安海澳大桥主桥这种钢管混凝土扇形组合塔部分斜拉桥，采用模型试验和有限元分析方法对此类异型桥塔部分斜拉桥的空间传力机理进行研究，得到以下结论：

1）按照实桥尺寸设计与制作的1∶25 大比例模型可较准确地反映扇形组合塔部分斜拉桥的受力特性与传力机理.通过比较汽车荷载作用下的模型试验结果与实桥有限元分析结果，可知缩尺模型的主梁、主塔与拉索的受力情况与实桥有限元分析结果比较吻合，变化规律基本一致.

2）对于采用扇形组合塔的部分斜拉桥，在拉索张拉完毕后形成梁-索-塔协同受力体系.汽车荷载作用下，相较于连续梁桥主梁受力状态，主塔通过拉索承担10%的汽车荷载作用，塔-梁之间活载分配比例维持在1∶9，部分斜拉桥的主梁最大应变和跨中挠度可减少约10%.随着荷载等级增加至2.0 倍等效车道荷载，主梁挠度与应变、拉索索力增量及主塔各塔柱应变的变化趋势基本一致，且呈线性变化.

3）汽车荷载或基础沉降作用下，钢管混凝土扇形组合塔的中塔柱与次塔柱整体应力水平较高，承担拉索传递的大部分荷载，边塔柱受力较小，主要起调节拉索角度作用，中塔柱、次塔柱、边塔柱各自承担的荷载比例约为10∶10∶1；塔柱钢管应力极值出现在塔柱底部截面和顺接点处.

4）相比汽车荷载与基础沉降作用，钢管混凝土扇形组合塔对温度作用比较敏感；各塔柱整体应力水平相当，钢管应力沿高度方向的变化曲线相对平滑，应力极值出现在塔柱顶部截面.

平潭安海澳大桥主桥采用的钢管混凝土扇形组合塔结构，具有高、轻、柔、细4 个主要特点，与传统桥塔相比，其独特的桥塔结构对风荷载和地震荷载更加敏感.大桥位于平潭综合实验区，是我国东南沿海具有代表性意义的海岛强风区，常年受大风气候影响严重；同时，桥址位于福建地震带上，是东南沿海地震亚区中地震活动水平最高的一条地震带.因此，针对此类钢管混凝土扇形组合塔部分斜拉桥的抗风性能和抗震性能将开展进一步研究.