郑建中 阮 欣 杜海鑫

(1.安徽省交通投资集团有限责任公司，合肥230088;2.同济大学桥梁工程系，上海200092)

1 引言

斜拉桥索塔锚固区是将拉索局部集中力安全、均匀地传递到塔柱全截面的重要构造。目前，大跨度斜拉桥索塔多采用空心变截面塔柱[1-3]，相应的索塔锚固形式有预应力混凝土锚固、钢锚固梁、钢锚箱。这些锚固形式的构造和设计计算都比较复杂，是斜拉桥设计中的难点之一。

在早期斜拉桥和矮塔斜拉桥中，也采用过交叉锚和分层式索鞍锚固结构[4]。这种锚固构造设计较为简单，但适用的索力范围有限。近年来，随着斜拉索制造技术的进步，索鞍式索塔锚固结构逐渐应用于较大跨度斜拉桥之中。2007年美国在Maumee River上建成通车的等跨斜拉桥Veterans’Glass City Skyway就采用了这种构造。如图1所示，斜拉索纵向绕过塔柱，锚固在主梁上。这种锚固方式在塔柱上仅有一个类似于鞍座的分丝装置，而无须其他构造，且传递高效[5]，很好地避免了塔柱混凝土受拉开裂的问题，大大简化了索塔锚固区的设计。

如果尝试将这种索鞍式锚固推广到不等跨斜拉桥中则会发现:当索塔两侧拉索由于材料、跨径等原因不同，斜拉索在塔柱两侧索力不同，需要考虑拉索在索鞍中的滑动问题，且可能控制设计，使得方案难以实施。

图1 索塔纵向锚固系统示意图Fig.1 The longitudinal anchoring system schematic diagram

针对这一难题，提出斜置鞍座式索塔单向锚索方案，即拉索在索塔上，通过鞍座回旋，两端锚固在同侧主梁上，以保证同一根斜拉索两端受力相同，也使方案实施成为可能。结合徐明高速五河淮河大桥，对这一锚固形式的构造设计、设计计算、施工方法等进行了深入的研究。本文将对主要的技术要点进行介绍。

如图2所示，鞍座主要由四部分构造:异型分丝管、限位板、钢外箱和内填充料。其中分丝管采用不锈钢管，限位板和钢外箱均采用钢板，内填充料可根据设计要求确定是否需要添加，一般情况采用微膨胀混凝土。

图2 鞍座整体构造Fig.2 The overall structure of the saddle

如图3分丝管加工成雨滴形，可增加钢绞线与分丝管的摩擦力，同时增大两者的基础面积避免应力集中，确保索力均匀传递;限位板上孔洞做成雨滴形，保证分丝管与其接触牢固可靠。

根据斜拉桥总体设计要求，确定鞍座的尺寸及孔数。对于索力较大位置，可以增加孔数以便更加均匀有效地传递索力;当塔柱为变截面时，孔数也随之增加或减少。

图3 单根分丝管断面示意图Fig.3 The cross-section diagram of single tube

鞍座装配时，首先根据设计要求确定分丝管和钢外箱半径、圆心角等参数。限位板成形后，在相应的孔洞处穿插分丝管，此时注意保证结构整体线形，然后在限位板四周焊接钢外箱。最后在结构中浇筑内填充料。

桥塔施工过程中，浇筑至鞍座的位置，把预制好的鞍座整体吊装到桥塔上，固定后继续浇筑桥塔混凝土到下一鞍座处，如图4所示，如此往复施工，直到桥塔浇筑完成。

图4 索塔斜置鞍座安装示意图Fig.4 The installation diagram of the oblique saddle

3 鞍座受力特性及力学模型

3.1 鞍座力学模型

钢绞线承受巨大拉力作用时，索力通过钢绞线和分丝管的接触部位进行传递，再经由限位板及微膨胀混凝土传递给钢外箱，最终传递到桥塔上。

在索力传递过程中，钢绞线与分丝管挤紧并发生变形，此时，两者的接触面积也会发生变化，作用在分丝管上的力的分布情况也会随之变化，这是一个典型的接触受力过程。对接触模型进行计算分析，如图5所示，建立雨滴形和平板形有限元模型进行对比分析，随着索力增加，接触面的宽度也随之增加，在索力为0.4倍钢绞线材料极限强度状态时(图中虚线)，接触面的宽度在0.4～0.5 mm之间，钢绞线与分丝管间的接触面积很小。在工程误差允许的范围内，对鞍座整体结构进行有限元计算分析时，可将索力等效力q直接加在钢绞线与分丝管挤压变形前的接触线上，等效力按式(1)计算:

式中，F为索力;R为鞍座曲率半径;n为分丝管根数。

图5 接触面宽度与索力关系Fig.5 Relationship between the width of contact surface and cable tension

索力传递给分丝管后，再由限位板及内填充料共同承担。而实际情况需要考虑分丝管、限位板和钢外箱装配好后，由于分丝管布置较密，结构中空隙较小，浇筑的内填充料难以保证其密实度，针对这一情况可以考虑不浇筑内填充料。此时，需分析分丝管和限位板强度是否满足要求。

当结构中不浇筑内填充料时，对于单根分丝管其受力情况类似于一四跨连续梁承受均布荷载q作用，中间的支座相当于承受如图6上图阴影所示的荷载作用。计算结果表明:分丝管与限位板接触部位的应力明显高于其他部位，平均应力值在350 MPa左右;总体上看，分丝管上应力一般在200 MPa以上，限位板上应力平均值在466 MPa左右，此时已超出材料强度，发生破坏。同时，计算表明分丝管顶部圆弧段应力普遍偏高，这说明此处分丝管与限位板分离。综上所述，为满足鞍座各部分构造受力要求，结构中必须浇筑内填充料。

图6 分丝管与限位板接触良好与发生分离的力学模型Fig.6 The contacting and separated mechanical model of tube and fixed-plate

3.2 鞍座受力特性分析

鞍座中浇筑内填充料后，索力通过分丝管传递给限位板及填充料。此时不仅分丝管与限位板强度需要满足要求，填充料的受力性能也需符合要求。

如图7选取四段限位板建立有限元模型，内填充料采用C50微膨胀混凝土。因为鞍座嵌固在桥塔中，所以固结模型底端，同时限制两侧位移。索力的等效力由式(1)确定:

图7 限位板结构有限元模型Fig.7 FEA model of fix-plate structure

图8 混凝土拉、压应力分布Fig.8 Tensile and compressive stress distribution of concrete

计算结果表明分丝管与限位板接触部位平均应力值在46.6 MPa左右，不破坏;总体上，分丝管上应力一般在31.1 MPa左右，符合要求。限位板与分丝管接触部位应力值最大77.2 MPa，底部平均值在46.5 MPa左右，不发生破坏;分丝管顶部圆弧段与限位板相接的地方应力并不高，即分丝管与限位板连接很好。

从混凝土应力分布图可以看出，限位板结构顶部的C50微膨胀混凝土主要承受拉应力，底部承受压应力，且压应力自上向下逐渐增加。顶部分丝管附近的混凝土拉应力平均值在1.1 MPa左右，底部分丝管附近的混凝土受到的压应力较大，平均值在11.5 MPa左右，总体上混凝土压应力在5.03 MPa 左右，符合要求。

综上所述，鞍座中浇筑C50微膨胀混凝土后，分丝管和限位板应力均符合要求，混凝土受力性能也符合要求。同时，计算分析表明添加微膨胀混凝土后，整体结构不仅受力合理，索力在传递过程中也更加均匀。

3.3 桥塔受力特性分析

索力通过鞍座传递到混凝土桥塔上，如图9左图选取桥塔内索鞍位置为参考截面。如图9所示，通过有限元分析可以看出，桥塔全截面处于受压状态，且与鞍座接触部分的压应力能均匀地向塔内混凝土传递。

图9 桥塔截面选取位置及竖向应力分布Fig.9 The section location and vertical stress of pylon

以上分析说明，斜置鞍座式锚固系统可均匀有效地将索力转化为压力传递到混凝土塔柱上，充分利用了混凝土抗压性强的特点。

4 内填充料的性能要求

鞍座中添加填充料，一方面是保证结构整体受力更加合理，巨大的索力可以均匀有效地传递到索塔上;另一方面填充材料自身的受力性能也要满足要求，在传递索力的过程中，不能被压碎，同时应尽量避免应力集中。

当选取C50微膨胀混凝土作为填充料时，鞍座各部分构造受力性能均满足要求，且分丝管和限位板有较大的安全储备。此时，考虑选取不同强度等级的混凝土作为填充料，分析鞍座各部分构造性能，优化填充料的选取，从而保证施工的经济性。

如图9选取C20到C50不同强度等级的混凝土作为内填充料，分别考察混凝土的受力性能。可以看出，随着强度等级的降低，混凝土平均拉、压应力逐渐减小，但减小幅值不大，并在C30以下超过相应的混凝土拉、压应力设计值。混凝土强度等级越高，结构的安全储备也越大，只有选择C40以上的混凝土才符合要求。

综上所述为保证结构有一定安全度，同时内填充料自身受力满足要求需选取C40以上的混凝土。

5 斜置鞍座制作工艺

5.1 构件制作与组装

通过计算确定分丝管和钢外箱的弧长、圆心角、弯曲方向和半径等参数，选取壁厚为2 mm外直径为32 mm的圆形不锈钢管将其定型机械压制成雨滴形;钢外箱由四片钢板组成，如图10所示，两侧钢外箱在相应的位置上需预留固定限位板的孔洞。限位板采用8 mm厚钢板制作而成，四个端角处预留灌浆孔，保证内填充料在浇筑时通过，同时相应的位置预留雨滴型孔道以便分丝管穿过。

鞍座组装时，在其中心弧线上每隔500 mm设置一块限位板，用于定位分丝管并加强鞍座整体刚度，在相应的孔洞处穿插分丝管，然后装配两侧钢外箱钢板并与限位板焊接，最后焊接钢外箱顶底板，并在顶板处预留浇筑孔，以便浇筑微膨胀混凝土。

5.2 浇筑微膨胀混凝土

在定位好的限位板模型中浇筑微膨胀混凝土，为保证混凝土的浇筑密实度，采用立式浇筑，通过临时支架将鞍座固定。在浇筑过程中采用逐段浇筑的方式，并对鞍座顶部混凝土浇筑不密实的局部部位进行压降处理，提高微膨胀混凝土的密实性。

图10 混凝土拉、压应力与其强度等级关系Fig.10 The relationship between tensile and compressive stress and strength grade of concrete

图11 分丝管、限位板及钢外箱组装Fig.11 The tube，fix-plate and steel carton assembling

图12 立式浇筑与分段浇筑示意图Fig.12 The diagram of vertical and segmented pouring

考虑到使其浇筑过程中，可能由于振捣不够均匀等问题，导致限位板结构下部的混凝土中可能存在气泡，此时混凝土的受力性能也会发生变化。混凝土浇筑缺陷具有随机性，选取C40作为填充材料，随机选取一定比例的限位板结构下部混凝土单元，通过改变其弹性模量来模拟混凝土浇筑缺陷的现象，如图13所示，其中黄色区域表示弹模发生改变的混凝土单元。其中，选取的比例分别为10%、20%和30%;被选单元的弹性模量分别取为原来的0.2倍、0.1倍和0倍三种情况。

图13 鞍座顶部补充压降Fig.13 Supplementary pressure on the top of saddle

图14 浇筑缺陷模型示意图Fig.14 The diagram of defective pouring model

从表1可以看出，随着混凝土浇筑缺陷程度的增加，其平均压应力也随之增加;缺陷区混凝土弹性模量改变越大，其承受的平均压应力越大。同时，浇筑缺陷的局部混凝土应力水平较大，出现应力集中现象，针对这一问题建议选取C50微膨胀混凝土，保证整体结构的安全性。

表1 浇筑缺陷对混凝土压应力的影响Table 1 Influence of Casting defects on concrete compressine stress

有限元计算分析表明，浇筑缺陷对混凝土受力性能影响较大，应力集中现象明显，在鞍座的制作过程中需采取适当的措施，提高混凝土的密实度。

6 结论

本文主要从整体上介绍斜置鞍座的设计要求与制作工艺，并通过有限元计算分析鞍座的受力特性，同时参数化分析不同填充材料以及浇筑缺陷对鞍座整体性能的影响。通过计算分析可以充分说明，斜置鞍座单向锚固形式不仅避免了不平衡索力对索塔受力的影响，同时具有传力路径清晰、锚固构造简洁、受力均匀等特点，应用前景广阔。

但本文仅针对单个鞍座结构进行了较为系统的分析，并没有考虑其锚固在桥塔上、多组鞍座共同受力工作的情况，以及此时桥塔、全桥的受力特性。这些工作将在后续的研究中不断深入。

[1] 顾安邦.桥梁工程[M].北京:人民交通出版社，2008:238-346.Gu Anbang.Bridge engineering[M].Beijing:China Communications Press，2008:238-346. (in Chinese)

[2] 陈辉.斜拉桥索塔锚固区受力性能与模型实验研究[D].上海:同济大学，2011.Chen Hui.Mechanical properties and model experiment study of the cable-stayed bridge anchorage zone[D]. Shanghai: TongjiUniversity，2011. (in Chinese)

[3] 苏庆田，曾明根.斜拉桥混凝土索塔钢锚箱受力计算[J].结构工程师，2005，21(6):28-32.Su Qingtian，Zeng Minggen.Analysis of mechanical behavior on concrete pylon steel-anchor-box in cablestayed bridge[J].Structural Engineers，2005，21(6):28-32.(in Chinese)

[4] 梁爱霞.矮塔斜拉桥斜拉索结构和受力行为研究[D].西安:西南交通大学，2009.Liang Aixia.The structure and mechanical behavior study of cable in short-tower cable-stayed bridge[D].Xi’an:Southwest Jiaotong University，2009.(in Chinese)

[5] Wade S.The I-280 Veterans’Glass City Skyway:new land-mark cable-stayed bridge，Ohio[J].Structural Engineering International，2008，1:43-48.