福州淮安閩江大橋索塔錨固區設計與分析（交通）

                               朱朝陽

           （中國市政工程西北設計研究院有限公司  武漢  430056）

摘要斜拉橋索塔錨固區受力復雜，對全橋結構安全具有重大影響。結合斜拉橋混凝土橋塔工

程實例，介紹了主塔錨固區的設計思路，采用有限元軟件建立實體模型研究錨固區應力分布情況和受力特性。結果表明：設置環向預應力對主塔錨固區側壁受力改善顯著，錨固齒塊應力集中明顯，應適當加大齒塊尺寸，加強錨下配筋和橫向鋼筋配置。

關鍵詞  斜拉橋索塔錨固區  環向預應力  應力分析應力集中

    索塔錨固區是主塔受力設計的關鍵節點也是是薄弱環節。作為斜拉索、主塔直接連接部位，承受斜拉索傳遞的巨大荷載，其受力特性復雜，局部應力集中現象明顯，運營過程中一旦破壞將難以修復，對整座橋梁的安全具有至關重要的影響。本文結合福州市淮安閩江大橋混凝土主塔工程實例，介紹了主塔錨固區的設計思路，并采用有限元軟件建立實體模型對主塔錨固區進行應力分析，研究了錨固區的應力分布情況和受力特性，并提出相應構造措施，為類似斜拉橋混凝土主塔設計提供參考。

1  工程概況

    福州淮安閩江大橋橋梁孔跨布置為45 m+67 m+416 m+67 m+45 m，邊跨設一個輔助墩，主橋全長640 m，主橋橋型為雙塔雙索面鋼一混凝土混合梁斜拉橋，主塔采用A形塔，總塔高115 m。上塔柱作為索錨區采用整體箱形截面，兩邊箱順橋向長度6.5 m，壁厚為130 cm，橫橋向寬度3.6 m，壁厚分別為70，80 cm;中箱為塔柱橫向連接構件，壁厚50 cm;斜拉索錨固點縱向間距分別為3.3，3.1，2.5 m，對稱于塔柱中心線設置。斜拉索錨固區主塔截面見圖1。

2索塔錨固區設計

    根據索塔錨固形式，混凝土主塔索塔錨固可分為交叉式錨固、預應力錨固和鋼錨箱、鋼錨梁錨固等幾種方式。交叉式錨固多用于較小跨徑的實心截面混凝土主塔，主塔兩側斜拉索穿過主塔后通過設置凹槽或齒塊交叉錨固，受力相對較小，通過加強局部配筋即可滿足受力需要；預應力錨固多用于較大跨徑的空心截面混凝土主塔，通過在塔壁設置環向預應力鋼筋抵抗斜拉索水平分力對縱橫向塔壁的拉伸彎曲作用，通?？稍O置為井字形或U形；鋼錨箱和鋼錨梁錨固多用于特大跨徑混凝土主塔，塔壁內側通過設置鋼錨箱或鋼錨梁構造承受斜拉索傳遞的巨大水平力，混凝土主塔承受豎向分力，解決了混凝土抗拉性能較差的缺陷，但其構造復雜，施工繁瑣，后期養護困難，在常規大中跨徑斜拉橋主塔中實施較為困難。結合以上各錨固形式特點，淮安閩江大橋主塔為空心箱形截面，橫橋塔壁內側設置齒塊供索塔錨固，

索塔錨固區采用“井”字形環向預應力，由于橫橋向尺寸較小，預應力損失大，采用錨具變形、鋼筋回縮和接縫壓縮值較小的墩頭錨，預應力采用光面鋼絲，單端張拉；順橋向受主塔外形限制，采用預應力鋼絞線、夾片式錨具，單端交錯張拉。

3斜拉索錨固區預應力鋼束估算

    國內外對索塔錨固區的簡化計算方法已有一些研究，將等效高度主塔空間受力簡化為平面框架梁分析，與實體模型較為吻合?；窗查}江大橋主塔橫橋向塔壁較縱橋向塔壁厚，角點處約束弱，把錨固區的橫向側墻進一步簡化為簡支梁，取主塔縱向側墻中心線之間的距離為橫向側墻的長度，梁端鉸支，計算斜拉索水平力作用下橫橋向塔壁彎矩，橫橋向通過設置外側偏心預應力鋼束產生的偏心彎矩抵抗斜拉索索力產生的塔壁彎矩，初步估算在斜拉索索力作用下所需橫向預應力索的型號及數量，縱橋向塔壁設置預應力鋼束抵抗斜拉索水平分力產生的塔壁拉力?？v橋向塔壁中心距離為2.8 m，橫橋向塔壁簡化為跨徑2.8 m的簡支梁，斜拉索水平力作用于跨徑中心，塔頂斜拉索最大水平分力為5 402.9 k N，簡支梁跨中計算彎矩為3 782 k N．m。擬采用DMA487( Hi)預應力平行鋼絲，其錨固端等效力為2 313.7k N，鋼束與錨墻中心的偏心距為0.35 m，單根預應力鋼束產生偏心彎矩M_單=2 313.7×0.35 -809.8 k N．m，所需預應力根數n=4.7束，按4根布置，主塔縱向塔壁單側設4根915.2(Z i)鋼束。主塔鋼束布置見圖2。

4計算模型

    選取2.0 m高標準索距的索塔錨固區節段進行分析，采用空間有限元程序Midas FEA建立節段實體模型，為驗證用簡支梁受力估算橫向預應力的合理性，斜拉索索力水平作用于側墻內側，并去掉錨塊，見圖3。為了分析在斜拉索索力作用下錨固區的實際應力狀態，排除外界因素對分析的影響，建立實際節段左右對稱模型，見圖4。

    邊界條件：①約束模型底截面豎向位移；②考慮模型為對稱結構及結構變形的連續性，約束主塔縱向側墻對稱點橫向位移。

    模型中直接模擬預應力鋼束，程序根據鋼束輸入參數自動計算考慮錨具變形、管道摩阻及混凝土彈性壓縮等所產生的預應力損失。

5  實體分析結果

5.1  簡支梁簡化模型驗算

    為驗證簡支梁模型估算橫向預應力的合理性，將實體模型分析得到的內外側應力與簡支梁內力推算應力進行對比，實體模型驗算結果對比見表1。

由表1可見，在預應力荷載及斜拉索索力作用下，簡化簡支梁模型與實體模型的計算結果基本一致。因此采用簡支梁模型預先估計所需橫向預應力索規格及數量，結果可信。

5.2索塔錨固區分析結果

    依據錨固區受力過程，先張拉預應力，然后再作用斜拉索荷載，考慮以下2種工況：①工況1，預應力荷載工況；②工況2，斜拉索索力十預應力荷載工況，對索塔錨固區的應力進行驗算。

    (1)主塔橫向側墻應力計算結果見圖5。

    除去角點預應力張拉錨固位置（此處通過加強錨下鋼筋處理），預應力荷載工況（工況1）作用下，橫向側墻內側最大拉應力為1. 53 M Pa，出現在上緣，側墻外側最大壓應力為11. 09 M Pa。預應力十斜拉索索力荷載工況（工況2）作用下，側墻均為受壓狀態，內側最大壓應力為4. 28 M Pa，外側最大壓應力為8. 95 M Pa。

(2)主塔縱向側墻應力計算結果見圖6。

    預應力荷載工況（工況1）作用下，縱向側墻均為受壓狀態，側墻內側最大壓應力為8. 85 M Pa，側墻外側最大壓應力為6.85 M Pa。預應力十斜拉索索力荷載工況（工況2）作用下，縱向側墻內側最大拉應力為1. 36 M Pa，最大壓應力為4.40 M Pa，縱向側墻外側最大拉應力為0. 16 M Pa，最大壓應力為5. 91 M Pa。

    (3)錨下局部應力驗算。根據《公路鋼筋混凝土及預應力混凝土橋涵設計規范> (JTG D62-

2004)第5.7.1，5.7.2條對錨下截面尺寸和局部

    預應力荷載十斜拉索索力荷載工況下錨固區主壓應力驗算結果見圖7。

    錨固區最大主壓應力為18.3 M Pa，位于拉索錨固面位置，由于錨固齒塊尺寸較小，加之斜拉索穿塔套管孔洞對結構的削弱，主壓應力較大值集中在錨固齒塊下緣，設計時應適當加大齒塊尺寸，并加強錨下鋼筋配置。

    (4)錨塊抗拉強度驗算。預應力荷載工況下由于預應力偏心壓力，在錨塊外側產生較大的局部拉應力，其應力分布見圖8。

取錨塊斷面進行驗算，橫橋平均拉應力為(4. 68+1. 52)／2=3.1 M Pa，斷面面積0.138 2

m²，等效拉力為3.1×0.138 2×1 000=428.4 k N．假定截面拉力均由受拉鋼筋承受，需16鋼筋428.4×1 000／(2. 009 6／10 000×0.75×335×1 000 000) =8.5根，該處配置12根16@10 cm受拉鋼筋，抗拉承載力滿足要求。將錨塊外側作為軸心受拉鋼筋混凝土構件進行裂縫寬度檢算，本橋工程環境類別為二類，混凝土構件裂縫限值[w]=0.2 mm。短期效應組合下鋼筋應力=196.8 M Pa，裂縫寬度W _{f k}=0.179  mm<0.2mm，滿足規范要求。

6結論

    (1)設計初期可將錨固側墻簡化為簡支梁模型，估算預應力鋼束數量，經對比與實體模型分析結果較為接近，結果可信，有效簡化了設計過程。

    (2)結合主塔結構特點，索塔錨固區采用井字形縱橫向不同預應力體系配索，能夠有效發揮預應力特性，經檢算話固區側壁受力均勻。

    (3)由于錨固齒塊尺寸較小加之斜拉索穿塔套管孔洞對結構的削弱，錨固齒塊下方整體出現較大的主壓應力，設計時應適當加大齒塊尺寸，加強錨下鋼筋配置。

    (4)在預應力偏心荷載作用下，錨固齒塊橫橋向表面產生較大水平拉力，此處應加強橫向表面配筋，防止錨固齒塊橫向開裂。