强震区高墩多塔部分斜拉桥结构体系研究

2022-08-25罗亚林张忠良朱朝阳

黑龙江交通科技 2022年7期

罗亚林，张忠良，朱朝阳

(中国市政工程西北设计研究院有限公司，湖北武汉 430056)

1 工程概况

多塔斜拉桥是在常规斜拉桥的基础上发展起来的新桥型，在跨越宽度较大的江河、峡谷时，多塔斜拉桥是一种可行的技术方案[1]。

斗中路高架快速干道南起高新区，向北与蟠龙新区连接，全长约7.3 km。其中上蟠龙塬段采用双索面十塔斜拉桥，为本工程的控制性节点及重要的景观工程。斗中路高架快速干道工程采用双层桥方案上蟠龙塬，其中上层桥为部分斜拉桥，下层桥为连续梁桥，桥梁位于曲线上。上层桥最高桥墩高140 m，最矮桥墩高103.8 m，桥梁共11跨，全长1 222 m，由于桥梁高度高，总长长，主塔多，地震烈度高，在地震作用下主梁梁端位移和主塔塔底内力较大，需对其结构体系进行比选以确定合理的结构体系。

斗中路桥为多塔预应力混凝土矮塔斜拉桥，采用塔梁墩固结体系，主梁整幅布置，采用变高度预应力混凝土双边箱截面。标准截面梁顶宽度26.5 m，主塔支点处梁高5.0 m，跨中和边支点位置梁高2.8 m，梁底曲线按1.8次抛物线变化。桥塔为钢筋混凝土结构，采用左右分离式塔柱，左右塔柱对称布置，塔柱之间采用横梁连接，上塔柱塔高21 m，横桥向向外倾角度为10°，下塔柱为双柱式直立塔柱，采用等截面矩形空心截面，截面尺寸为7.0 m(纵桥向)×4.5 m(横桥向)，壁厚0.9 m。下层桥支墩采用分离式矩形实心墩，支撑于承台上。主塔承台尺寸为38.2 m(长)×18.2 m(宽)×5.0 m(高)，下设32根直径2.0 m钻孔灌注桩基础，按摩擦桩设计。

2 主要技术标准

(1)道路等级：城市快速路；(2)汽车荷载等级：城-A级；(3)抗震设防烈度：8度；地震动峰值加速度：0.2 g；(4)桥梁设计安全等级：一级；(5)设计使用年限：100年。

3 桥址处建设条件

拟建场地位于宝鸡市金台区，场地范围内地貌由北往南依次为渭河河漫滩、一级阶地、三级阶地、五级阶地。拟建场地地势变化较大，地形总体趋势是北高南低，向渭河微倾，高程为769.00～583.00 m，最大高差约186 m。

根据钻孔和探井揭露结果，拟建工程场地在勘探深度范围内的地层岩性主要为第四系松散堆积物，晚更新统风积黄土、残积古土壤和中更统统风积黄土、残积古土壤、卵石、新近系砾砂等组成。

依据《中国地震动参数区划图》(GB 18306—2015)[2]，场地抗震设防烈度为8°，设计基本地震加速度值为0.20 g，设计特征周期为0.40 s。

4 结构体系研究

斗中路桥场地抗震设防烈度为8°，地震烈度高，墩高较高，联长全长1 222 m，在地震作用下主梁梁端位移大，墩底内力大，考虑以上原因，为解决梁端位移及主塔内力较大的问题提出以下四种解决方案：

方案一：分两联，两联之间设钢挂梁方案，解决整联内力较大问题；

方案二：分两联，两联之间设刚性铰方案，解决整联内力较大及两联之间位移较大问题；

方案三：主桥整联设计，解决两联之间跨中下挠及位移较大问题，可通过在边主跨合拢前施加对顶力等措施改善边塔受力；

方案四：分两联，两联之间设过渡墩方案，可解决跨中下挠问题及整联内力较大问题。

4.1 方案一：两联之间设钢挂梁

通过midas Civil软件建立有限元分析模型，结构计算结果如下。

主梁在静力作用下，标准组合时截面上缘最小压应力1.1 MPa，最大压应力15.2 MPa；截面下缘最小压应力0.5 MPa，最大压应力15.1 MPa，截面强度满足规范要求。

主塔计算结果见表1。

表1 方案一主塔内力计算结果

经验算，主塔静力及E1地震作用下强度满足规范要求，其安全系数在1.5以上，E2地震作用进行延性设计，其位移和抗剪承载力满足规范要求。

经计算，活载作用下挂梁侧悬臂端部最大向下竖向位移为85.7 mm，最大向上竖向位移为34.9 mm，换算纵坡为0.0087 3 rad。桥面附加纵坡增加0.8%，造成行车不适。

挂梁处主梁悬臂端各荷载工况下纵向位移计算如表2所示。

表2 方案一挂梁处主梁悬臂端各荷载工况下纵向位移

从表2可知地震工况作用挂梁的位移很大，挂孔两侧主桥梁端E1作用下最大相对位移为665.4 mm，E2作用下最大相对位移为3 216.7 mm，在地震作用下两侧主梁相对位移较大，普通支座行程难以满足位移要求，且挂梁极易发生落梁风险，为限制其纵向位移，挂孔与主梁间需设置限位措施。

目前应用较广泛的限位措施主要有以下三种：(1)设置阻尼器；(2)在悬臂梁端设置拉索锚固在对面主塔；(3)设置拉杆。

经计算，以上三种限位措施优缺点比较如表3所示。

表3 方案一挂梁与主梁不同限位措施比较表

从表3可知以上三种限位措施均有其局限性，都不能很好的适用于斗中路桥纵向限位。故斗中路桥采用挂孔时其纵向限位存在较大问题。

4.2 方案二：两联之间设刚性铰

为解决挂梁体系行车舒适性及地震作用下主梁的落梁风险，考虑在主跨跨中处设置刚性铰，其基本构造是在一侧主梁内部放置小箱梁，小箱梁固定在一侧主梁上，另一端自由，可以释放两侧主梁纵向相对线位移，但约束两侧主梁的相对转角和竖向与横向平动，使结构受力得到改善，同时又能满足行车舒适性要求。国内运用刚性铰的工程实例相对较少，可查询的工程实例有湖北郧阳汉江大桥[3]和浙江嘉绍大桥主航道桥[4]，均为斜拉桥，国外的应用工程有美国奥克兰海湾大桥引桥和新贝尼西亚马丁内兹大桥。

斗中路桥主梁为混凝土双边箱结构，考虑在每个箱室内设置一道伸缩钢纵梁，钢纵梁一端锚固于一侧主梁上，另一端活动，该端主梁通过在两道横隔板上设置带球铰的聚四氟乙烯滑板支座为活动端的钢纵梁提供支点，通过这些支点约束跨中主梁的竖向位移和剪切、侧向弯矩和剪切及扭转变形，将主梁的弯矩、剪力和扭转受力转换为铰支座的支反力。

刚性铰方案可以有效解决跨中位置行车舒适性问题，同时也消除了地震作用下产生较大的相对纵向位移导致挂孔落梁的风险。但刚性铰体系存在较多的技术问题：

(1)刚性铰技术要求较高，构造较为复杂，支座的可调节性、耐磨性及安装精度要求高，支座及刚性铰的后期养护、更换较为困难，需进行大量的科研试验验证铰结构的可靠性及耐久性。

(2)郧阳汉江大桥联长较短，嘉绍大桥主梁为钢箱梁，两座桥的跨中伸缩量相对较小，斗中路高架主桥后期收缩徐变作用下，主梁纵向相对位移已达到217 mm，运营阶段及地震荷载作用钢纵梁的伸缩行程较大，且两侧主梁后期不均匀竖向位移差导致支座长期受压，刚纵梁竖向累积，导致支座摩擦力增加，钢纵梁滑动受阻，支座及纵梁容易发生破坏。

4.3 方案三：主桥整联设计

斗中路桥联长较长，若采用整联设计，混凝土收缩徐变作用及温度力作用下主塔内力较大，边塔控制结构设计，但整联桥结构整体性较好，行车舒适，有条件采取有效的防落梁措施。国内也有许多已建或在建大跨长联高墩结构的工程实例。如正在建设中的丹锡高速西拉沐伦河大桥[5]，采用主跨240 m的6塔矮塔部分斜拉桥，孔跨布置为128+5×240+128=1 456 m；咸旬高速公路三水河特大桥[6],采用主跨185 m的7跨连续刚构桥，孔跨布置为98+5×185+98=1 121 m；沪蓉西高速公路马水河特大桥,采用主跨200 m的5跨连续刚构桥，孔跨布置为110+3×200+110=820 m。

由于斗中路桥桥墩较高，能显著降低温度和收缩徐变对其影响，但由于联长较长，边墩受力仍较大，故需通过合理的施工顺序和主跨合拢时施加对顶力等施工措施改善边塔受力。

考虑合理的施工顺序和主跨合拢时施加对顶力建立主桥模型，结构计算结果如下：

主梁在静力作用下，标准组合时截面上缘最小压应力0.8 MPa，最大压应力15.5 MPa；截面下缘最小压应力0.6 MPa，最大压应力15.2 MPa，截面强度满足规范要求。

主塔由边塔控制设计，边塔计算结果如表4所示。

表4 方案三边塔内力计算结果

经验算，主塔静力及E1地震作用下强度满足规范要求，其安全系数在1.5以上，E2地震作用进行延性设计，其位移和抗剪承载力满足规范要求。

主梁梁端处各荷载工况下纵向位移计算如表5所示。

从表5可知地震工况作用梁端的位移较大，但过渡墩纵向宽度较宽，可避免发生落梁危险。

表5 方案三梁端位移计算结果

斗中路桥设计为多跨长联结构时主要存在以下问题：

(1)收缩徐变、整体升降温度及地震作用下主梁和桥墩的受力会变大，边墩控制设计。可通过合理的施工顺序和主跨合拢时施加对顶力等施工措施改善边塔受力。

(2)收缩徐变、整体升降温度及地震作用下梁端的位移较大，但过渡墩纵向宽度较宽，可避免发生落梁危险。

4.4 方案四：两联之间设过渡墩

两联主桥之间设过渡墩桥墩的受力和纵向位移与设挂孔的方案类似，但其行车舒适性好，过渡墩有足够的纵向尺寸避免落梁风险，边塔受力相对较小，施工工序简单。

4.5 方案比选及建议

根据以上研究可知，跨中设挂梁体系及跨中设铰体系均存在较大的安全风险，技术难度大，国内外在建桥梁已很少采用这两种结构体系，故不推荐这两种体系。整联桥体系主要是温度及收缩徐变作用下边塔受力较大，边塔控制结构设计，可通过合理的合拢顺序和在合拢前施加对顶力等施工措施改善边塔受力，国内近年来已有数座已建或在建的高墩长联桥梁工程实例，故推荐本体系作为实施方案。跨中设墩体系结构受力最佳，从结构设计难度和后期风险控制等方面考虑为最优方案，但对桥跨的连续性和景观效果有一定影响，会增一定的工程数量，可作为备选实施方案。