大矢跨比車行索道橋結(jié)構(gòu)的可行性

景天虎，莫時(shí)旭，劉麗榮，鄧康成(桂林理工大學(xué)廣西巖土力學(xué)與工程重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，廣西桂林541004)

現(xiàn)代車行索道橋?qū)儆诤?jiǎn)易柔性懸索橋的橋梁大類［1－3］.這種橋梁主索的矢跨比必須小于1/35，以滿足跨端行車的要求.因此橋梁主索的恒載拉力占總設(shè)計(jì)拉力的比重往往很大，致使索材的利用效率較低.為了降低主索的拉力，有學(xué)者建議加大橋梁主索的矢跨比，使之大于1/35;同時(shí)，縮短橋跨兩端八字形橫梁的吊臂高度，憑借穩(wěn)定索把橋面索吊起，達(dá)到改善橋頭縱坡的目的［4］.在此，把主索矢跨比大于1/35的索道橋稱為大矢跨比索道橋，至今尚未見(jiàn)其研究文獻(xiàn).

本研究以黃河白浪車行索道橋(簡(jiǎn)稱舊橋)為原型，擬定了一座主跨438 m的大矢跨比車行索道橋(簡(jiǎn)稱新橋).新橋結(jié)構(gòu)構(gòu)件的空間力學(xué)特征顯著，對(duì)其內(nèi)力分析不能采用近似解析法［4－5］.因此，采用考慮主索和橫梁大變形力學(xué)行為的幾何非線性有限元法，借助于ANSYS軟件來(lái)分析新橋結(jié)構(gòu)的靜力性能，并簡(jiǎn)要分析了該結(jié)構(gòu)的經(jīng)濟(jì)性與施工可行性.

1 材料與方法

1.1 新橋恒載狀態(tài)線形確定的起始位形

要采用有限元法確定恒載作用下主索成橋狀態(tài)線形，首先必須確定結(jié)構(gòu)建模的起始位形.再以該起始位形的幾何參數(shù)為依據(jù)建立結(jié)構(gòu)的有限元模型.以預(yù)期的主索成橋狀態(tài)線形為目標(biāo)，通過(guò)迭代分析來(lái)逼近，進(jìn)而最終確定各構(gòu)件恒載平衡狀態(tài)的幾何參數(shù)，即進(jìn)行一般懸索結(jié)構(gòu)的找形分析［6－7］.在起始位形中設(shè)定主索曲線為互相平行的拋物線，其跨中矢高為9.131 m(圖1a).但橋面索和內(nèi)穩(wěn)定索的線形在跨端局部區(qū)段略有變化，即在21#(21'#)橫梁至支座之間的索形為水平直線，21#(21'#)橫梁至19#(19'#)橫梁之間的索形為傾斜線;同時(shí)它們互相平行，但不平行于外穩(wěn)定索.其余區(qū)段的主索全部為互相平行的拋物線.

圖1 成橋狀態(tài)起始位形和橋梁橫斷面示意圖Fig.1 Schematic graphs of initial geometrical configurations of the finished bridge under dead loads and its cross-section

1.2 新橋構(gòu)件截面的擬定

初步擬定的新橋主索參數(shù)及橫橋向布置與舊橋的相同，詳見(jiàn)表1.從表1可見(jiàn)，每根鋼絲繩的容許拉力為392.4 kN，鋼絲總面積 5.8913 cm2，彈性模量為1.08 ×105MPa;木質(zhì)橋面板的容許應(yīng)力為17.64 MPa，彈性模量為8.83×103MPa;橫梁的中部為工字形截面，吊臂為箱形變截面，彈性模量為2.06×105MPa，容許應(yīng)力為333.2 MPa.本研究中所使用的舊橋結(jié)構(gòu)數(shù)據(jù)見(jiàn)文獻(xiàn)［4］，而實(shí)際設(shè)計(jì)橋梁時(shí)應(yīng)按照最新的技術(shù)標(biāo)準(zhǔn).

表1 舊橋上部結(jié)構(gòu)參數(shù)Table 1 Structural parameters of old bridge superstructure

新橋的橫梁全部采用由902鋼板焊接而成的箱形截面，其布置數(shù)量和間距也與舊橋的完全相同.一般區(qū)段的橫梁吊臂高度h=1.62 m(圖1b)，21#(21'#)和20#(20'#)橫梁吊臂高度分別為0.4358h(=0.706 m)和0.7030h(=1.139 m).經(jīng)大量計(jì)算發(fā)現(xiàn)，不等長(zhǎng)吊臂構(gòu)造致使新橋的部分橫梁受力情況極為不佳.因此，把新橋的橫梁截面分為普通型和加強(qiáng)型兩類，截面幾何尺寸如圖2所示.為了滿足腹板的局部穩(wěn)定要求，普通型橫梁截面在受壓區(qū)設(shè)置縱、橫向加勁肋.設(shè)定橋面板與橋面索的約束作用可保證普通型橫梁的整體穩(wěn)定性.全橋共設(shè)39道普通型橫梁，計(jì)入加勁肋后每道的質(zhì)量為1.1 t.為了滿足截面強(qiáng)度要求，加強(qiáng)型橫梁的壁厚擬定得較大，不需設(shè)置加勁肋就能保證截面的局部穩(wěn)定與整體穩(wěn)定的要求;全橋共設(shè)4道加強(qiáng)型橫梁，每道質(zhì)量約為4.31 t.除21#、21'#、19#、19'#橫梁采用加強(qiáng)型截面外，其余橫梁都采用普通型截面.新橋橫梁的總質(zhì)量比舊橋的大11.54 t.

圖2 橫梁截面Fig.2 Cross-section of floor-beams

為了使新橋結(jié)構(gòu)參數(shù)與舊橋的具有可比性，新橋的橋面板采用木板，其結(jié)構(gòu)參數(shù)與舊橋的相同(表1).橋面恒載為0.254 kN·m－1(不含鋼索和橫梁質(zhì)量).

由此可見(jiàn)，新、舊橋的絕大部分結(jié)構(gòu)參數(shù)是相同的.

1.3 新橋的靜力特性分析

對(duì)傳統(tǒng)索道橋的靜力特性分析可采用平面解析法，可取得較為精確的結(jié)果.而新橋的外穩(wěn)定索與橋面索不平行，主索線形也由一整段單曲線變?yōu)槎喽螐?fù)曲線.顯然，新橋結(jié)構(gòu)已經(jīng)超出了平面解析法的適用范圍［4］.要較為準(zhǔn)確地把握它的結(jié)構(gòu)特性，就必須采用有限元法從空間結(jié)構(gòu)的角度來(lái)分析它.考慮到有限元建模和找形分析的收斂性對(duì)結(jié)構(gòu)模型的要求，設(shè)定橋面系的連接構(gòu)造能夠保證在橫梁與穩(wěn)定索、橋面索之間的交點(diǎn)處無(wú)構(gòu)件的相對(duì)滑動(dòng)，因此，只建立中跨橋面索與穩(wěn)定索的模型便能夠較好地模擬整橋狀態(tài)［7］.

1.3.1 有限元分析模型的建立 新橋整個(gè)結(jié)構(gòu)是完全對(duì)稱的.如圖3所示，把起始位形中連接2組外穩(wěn)定索曲線的跨中點(diǎn)所形成的直線段的中點(diǎn)，作為結(jié)構(gòu)整體坐標(biāo)系的原點(diǎn)，以X軸沿橋梁的縱向中軸線向右為正，以Y軸豎直向上為正，以Z軸為橫橋向，正方向由坐標(biāo)系的右手法則確定.結(jié)構(gòu)分析采用大型通用有限元軟件ANSYS.對(duì)于鋼橫梁中部水平段的箱形截面梁段采用空間梁?jiǎn)卧猙eam 4模擬，共劃分989個(gè)單元;對(duì)于箱形變截面的橫梁吊臂采用空間梁?jiǎn)卧猙eam 44模擬，共劃分86個(gè)單元，如圖3b所示.因鋼箱梁屬閉口薄壁桿件，大多數(shù)單元的長(zhǎng)度比其橫截面尺寸短，故在鋼橫梁的梁?jiǎn)卧獙?shí)常數(shù)輸入時(shí)應(yīng)考慮剪切變形影響項(xiàng).設(shè)定橫梁上密布的橋面索和橋面板與梁受壓翼緣牢固相連，并能阻止受壓翼緣發(fā)生側(cè)向變位和扭轉(zhuǎn)，故不考慮鋼箱梁?jiǎn)卧穆N曲自由度［8］.穩(wěn)定索和橋面索采用索單元link 10模擬，單元最大長(zhǎng)度為1.607 m，共劃分6292個(gè)單元.橋面板不承受縱向拉力，但能橫向聯(lián)系、約束橋面索，且可傳遞局部車輪荷載，其力學(xué)行為用橫橋向的空間梁?jiǎn)卧猙eam 4模擬，共劃分989個(gè)單元.整個(gè)結(jié)構(gòu)有限元模型的單元節(jié)點(diǎn)有7346個(gè).因橫梁中部水平段截面的形心與橋面板、橋面索截面形心間的豎向距離超過(guò)了0.25 m(即橫梁截面高度的一半)，三者交叉點(diǎn)處的節(jié)點(diǎn)組采用耦合約束，共2580個(gè).同時(shí)設(shè)定橫梁和橋面板在橋面索、穩(wěn)定索的約束下不能繞自身中軸線轉(zhuǎn)動(dòng).主索支座采用固定鉸支約束.

圖3 全橋計(jì)算模型及其局部放大圖Fig.3 Calculation model of the whole bridge and its partial enlarged graph

以每根主索拉力157.66 kN(舊橋在成橋狀態(tài)恒載作用下的水平索力為268.3 kN)所對(duì)應(yīng)的索應(yīng)變值(2.48×10－3)為每個(gè)索單元的初應(yīng)變，求出成橋恒載作用下新橋的平衡狀態(tài).該初應(yīng)變值是經(jīng)大量計(jì)算得到的.

1.3.2 成橋狀態(tài)恒載作用下的找形分析 在ANSYS的求解代碼模塊部分，打開(kāi)幾何非線性開(kāi)關(guān)，激活應(yīng)力剛化效應(yīng)，荷載子步數(shù)設(shè)置為20，結(jié)構(gòu)自重為Y軸方向的慣性荷載.

1.4 運(yùn)營(yíng)活載作用下的受力分析

1.4.1 新橋的檢算荷載標(biāo)準(zhǔn) 對(duì)新橋結(jié)構(gòu)進(jìn)行分析時(shí)荷載標(biāo)準(zhǔn)和荷載組合的選取參考文獻(xiàn)［4］.為了使新、舊橋結(jié)構(gòu)具有可比性，對(duì)新橋結(jié)構(gòu)分析時(shí)采用文獻(xiàn)［4］中對(duì)舊橋分析所采用的荷載標(biāo)準(zhǔn)和荷載組合，即一種基本可變荷載(對(duì)應(yīng)索道橋檢算的坦克車或汽車荷載)與一種永久荷載(對(duì)應(yīng)索道橋檢算的恒載)相組合.

據(jù)此，新橋檢算所采用的活載標(biāo)準(zhǔn)為:(1)3輛履帶式坦克總重1177.2 kN;(2)9輛車輪式卡車總重882.9 kN.上述恒活載及其布載圖式采用舊橋的數(shù)據(jù).舊橋的構(gòu)件內(nèi)力檢算采用容許應(yīng)力法(安全系數(shù)為2.5)，計(jì)算時(shí)也不考慮4根外伸八字形簡(jiǎn)易抗風(fēng)索的作用.為了使分析具有可比性，對(duì)新橋的結(jié)構(gòu)分析亦如此處理.1.4.2 新橋的活載布置圖式 新橋的活載加載圖式采用如下6種荷載工況［4］.工況A:沿橋梁縱橫向中心軸線對(duì)稱布置1177.2 kN坦克荷載，縱橋向車距150 m(圖4a);工況B沿橋梁縱、橫向中心軸線對(duì)稱加載882.9 kN卡車荷載，縱橋向車距50 m(圖4b).工況C:在工況A的基礎(chǔ)上，把跨中坦克車橫橋向偏置0.3 m加載.工況D:在工況B的基礎(chǔ)上，將跨中卡車橫向偏置0.6 m加載.工況E:1177.2 kN坦克荷載在橫向中心布置，但在縱向?qū)⒌?輛坦克車布置于跨端橫梁處(圖4c).工況F:882.9 kN卡車荷載橫向仍中心布置，但在縱向?qū)⒌?輛卡車布置于跨端橫梁處(圖4d).工況A和B的目的是檢算在預(yù)期的活載布置下鋼索及鋼橫梁的強(qiáng)度是否滿足要求;工況C和D的目的是檢算在最不利的活載布置下索道橋抗橫傾的能力，即檢查橋面橫向傾斜角是否超限(最大限值為3°);工況E和F的目的是檢算在最不利的活載布置下橋梁跨端縱坡是否滿足限坡要求(履帶式坦克和輪式車輛的最大限坡分別為13%和10%).

圖4 荷載縱向加載示意圖Fig.4 Schematic diagrams of load cases acting longitudinally

每輛車荷載是按履帶或車輪實(shí)際的空間分布尺寸施加到相應(yīng)的橋面單元上的，故圖4只表示每個(gè)車輛荷載合力的作用位置.

2 結(jié)果與分析

2.1 成橋狀態(tài)恒載作用下的找形分析

采用upgeom命令將求得的節(jié)點(diǎn)位移值疊加到找形起始有限元模型的各節(jié)點(diǎn)上，更新模型后便得到成橋狀態(tài)恒載作用下橋梁平衡狀態(tài)的幾何形狀，此時(shí)，縱向橋面索為一條平順的曲線.19#(19'#)橫梁至右(左)跨端區(qū)間的橋面索也由起始位形的折線變?yōu)槠交€;在橫橋向，每道橋面板和橫梁的水平段的各相鄰節(jié)點(diǎn)的豎向相對(duì)變位小于1 mm.由文獻(xiàn)［4］可知，找形分析得到的橋面索線形滿足索道橋橋面的行車要求.

從表2可見(jiàn)，主索設(shè)置的初應(yīng)力(索單元的初應(yīng)變)使得新橋在成橋狀態(tài)恒載作用下跨中矢跨比大于舊橋.根據(jù)起始構(gòu)形，在尋求恒載平衡態(tài)過(guò)程中結(jié)構(gòu)以豎向變位為主.這是因?yàn)榻Y(jié)構(gòu)幾何形狀在水平面關(guān)于X和Z軸對(duì)稱，而重力荷載只作用在豎向面內(nèi).

表2 恒載工況作用下主索跨中最大位移1)Table 2 Maximum displacements at mid-span of main cables under dead load

由理想柔性索幾何線形的懸鏈線解析公式［4］可知，在成橋狀態(tài)恒載基本不變的情況下，主索跨徑所對(duì)應(yīng)的等代簡(jiǎn)支梁跨中彎矩也不變，這時(shí)主索的水平索力決定其跨中矢高［1］;而不同的主索水平索力又對(duì)應(yīng)于索單元不同的初應(yīng)力值.因此，不同橫梁位置所對(duì)應(yīng)的等代簡(jiǎn)支梁的跨中彎矩相近，同時(shí)在找形分析時(shí)索單元所設(shè)置的初應(yīng)力值也相同，那么最終得到的索道橋成橋平衡態(tài)的跨中矢跨比也會(huì)很接近.這為索結(jié)構(gòu)找形分析時(shí)索單元初應(yīng)變的合理選擇提供了判據(jù).

2.2 活載作用下的結(jié)構(gòu)內(nèi)力

上述6種荷載工況的部分計(jì)算結(jié)果列于表3－5.在表5中，橫梁最不利截面位于其水平段端部與內(nèi)穩(wěn)定索形心軸交點(diǎn)處的截面.在荷載工況E作用下，橫梁橫截面的最大、最小應(yīng)力值分別為329.87、－329.60 MPa，發(fā)生位置為21#(21'#)橫梁水平段端部.

表3 荷載工況A作用下主索跨中的最大位移1)Table 3 Maximum displacements at mid-span of main cables under load in case A

表4 每種承重索的單根軸向拉力極值Table 4 Extremum of axial tensile force of single piece of each kind of main cables

表5 橫梁受力最不利截面的內(nèi)力1)Table 5 Internal forces on the most unfavorable cross-section of floor-beams kN·m－1

因?yàn)樗鞯罉蚪Y(jié)構(gòu)具有很強(qiáng)的幾何非線性特性，不能象常規(guī)橋梁結(jié)構(gòu)那樣先分別求出恒載、活載的效應(yīng)值，然后利用線性疊加原理求出二者的組合值(即總效應(yīng)值).本文所有計(jì)算結(jié)果都為恒、活載作用下的組合值(即總效應(yīng)值).從表3可知，在荷載工況A作用下新橋的矢跨比大于1/35(常規(guī)車行索道橋矢跨比的上限值)，可見(jiàn)，新橋是大矢跨比索道橋.從表4－5可知，其主索的水平索力(240.85 kN)比舊橋的(300.21 kN)［4］下降了19.77%.這說(shuō)明主索設(shè)置較大的跨中矢跨比可產(chǎn)生預(yù)期的結(jié)構(gòu)效應(yīng).顯然，主索找形時(shí)設(shè)置的初應(yīng)變?cè)叫?，成橋恒載狀態(tài)及滿布活載狀態(tài)的跨中矢跨比就越大，主索內(nèi)力下降的幅度也越大.在所有荷載工況下，主索索力的極值均小于單根鋼索的容許拉力(392.4 kN).

由表4可知，雖然橋面系荷載是直接作用在橋面索上的，主索的最大索力出現(xiàn)在外穩(wěn)定索上而不是在橋面索上，并且最大值出現(xiàn)在跨端橫梁(X=±207.75 m)的位置.這說(shuō)明縮短橫梁的吊臂長(zhǎng)度能把更多的橋面荷載傳向穩(wěn)定索.與一般單跨懸索的索力極值分別出現(xiàn)在索跨跨端與跨中的情況不同，新橋的內(nèi)穩(wěn)定索和橋面索的索力極值出現(xiàn)在跨端橫梁處.由此可見(jiàn)，截面加強(qiáng)型橫梁對(duì)主索索力的縱、橫向分布都具有顯著的調(diào)配功能.

從表5可知，在各根橫梁受力最不利截面上的彎矩My反映了橫梁對(duì)橫橋向布置的各根主索拉力的調(diào)配作用，正是各根主索的拉力差形成My.另外，My值由跨中橫梁向跨端橫梁逐漸增大，但在19#橫梁(位于縱橋向的吊臂等長(zhǎng)與不等長(zhǎng)橫梁所在區(qū)段的交界位置)水平段端部的最不利截面上出現(xiàn)了劇增，之后在20#橫梁上劇降，最后在21#橫梁上劇增至最大值.橫梁截面上的彎矩Mz反映了橫梁對(duì)局部豎向荷載具有由橋面索向內(nèi)、外穩(wěn)定索的傳遞及再分配的功能.因此，在每種荷載工況下，位于車輛荷載附近的橫梁橫截面上的Mz均較大;同時(shí)，在跨端附近的19#和20#橫梁上Mz出現(xiàn)了較大的量值(21#橫梁達(dá)到了極大值).這也就是對(duì)該位置的橫梁采用加強(qiáng)型截面的原因.

與彎矩內(nèi)力相比，各荷載工況下單元軸向內(nèi)力N小得多.這是因?yàn)閺姆治鼋Y(jié)果得到的受力最不利截面位于橫梁的水平段，所考察的荷載又都是豎向作用的，不會(huì)對(duì)構(gòu)件產(chǎn)生很大的水平拉力.

由表5可知，橫梁最不利的加載情況出現(xiàn)在荷載工況E.在該工況作用下21#(21'#)橫梁受力最不利截面的應(yīng)力達(dá)到了極值，但其絕對(duì)值仍小于容許值(333.2 MPa).由此可見(jiàn)，橫梁的強(qiáng)度滿足要求.

由圖5可知，在豎向平面內(nèi)橋面板撓曲變形非常小，完全滿足行車要求.

即使沒(méi)有考慮抗風(fēng)索的橫向穩(wěn)定作用，當(dāng)橋上的3輛坦克車中有一輛在跨中偏載行駛時(shí)(即荷載工況 C)，橋面橫傾角(1.3331°)不到限值(3°)的一半，也達(dá)不到舊橋在該工況下橫傾角(2.817°)［4］的一半;9輛卡車中有一輛偏載(即荷載工況D)引起的橋面橫傾角則更小(新橋的為0.8307°，舊橋的為2.945°).由此可見(jiàn)，橫梁和穩(wěn)定索對(duì)車行索道橋抵抗橫向傾覆、保證行車安全的作用是很顯著的.

一般單跨懸索曲線的跨端斜率(索道橋的橋面縱坡)隨跨中矢高的增大而增大.為了滿足索道橋的行車要求，履帶車的橋梁跨端的縱坡［4］應(yīng)小于13%;輪式車的應(yīng)小于10%.在工況E下，新、舊橋的跨端縱坡分別為10.328%、10.6%;在工況F下，新、舊橋的跨端縱坡分別為9.217%、9.7%.由此可見(jiàn)，雖然新橋的矢跨比大于舊橋，但新橋跨端的橋面縱坡仍滿足限坡要求，且略小于舊橋.當(dāng)然，橋面縱坡越小對(duì)行車越有利.由此可見(jiàn)，縮短跨端橫梁吊臂的豎向高度，能改善大矢跨比索道橋的橋頭縱坡.但應(yīng)看到，為了能省去常規(guī)公路懸索橋上所設(shè)置的高大橋塔，索道橋跨端穩(wěn)定索與橋面索的支座所設(shè)置的高差不會(huì)很大(新橋?yàn)?.37 m)，跨端橫梁吊臂縮短的幅度也不會(huì)很大.因此，采用這種方法改善跨端橋面縱坡的效果很有限，新橋在滿布活載時(shí)矢跨比不大于1/32，達(dá)不到常規(guī)公路懸索橋主索矢跨比(1/10左右).

圖5 工況A作用下橋面板局部區(qū)段的斜視圖Fig.5 Oblique view of partial section of pavement slabs under load in cases A

2.3 新橋結(jié)構(gòu)的施工可行性

新、舊橋構(gòu)件的最大區(qū)別在于后者的橫梁吊臂等高，而前者的則不等高.但吊臂不等高橫梁的數(shù)量很少，且只設(shè)在跨端附近.黃紹金等［4］認(rèn)為一般索道橋的各根主索是等長(zhǎng)的.采用有限元方法分析的結(jié)果表明，新橋的穩(wěn)定索和橋面索的索長(zhǎng)并不相等.例如，在成橋恒載平衡態(tài)時(shí)外穩(wěn)定索的有應(yīng)力和無(wú)應(yīng)力索長(zhǎng)分別為438.507和437.011 m，而橋面中心索的有應(yīng)力和無(wú)應(yīng)力索長(zhǎng)則為439.486和438.129 m.這主要是由于新橋結(jié)構(gòu)的全橋橫梁吊臂不等長(zhǎng)，在找形分析時(shí)所設(shè)定的索形起始位形中穩(wěn)定索與橋面索的線形不平行，二者的無(wú)應(yīng)力索長(zhǎng)也就不相等了.橫梁的主要作用之一就是把橋梁橫斷面內(nèi)分布不均勻的豎向荷載在穩(wěn)定索與橋面索之間進(jìn)行調(diào)配.受載后長(zhǎng)達(dá)14 m的橫梁沿橫橋向的豎向撓度不完全相同，經(jīng)過(guò)它的調(diào)配后穩(wěn)定索和橋面索的內(nèi)力也不相同，從而導(dǎo)致二者的有應(yīng)力索長(zhǎng)不相同.另外從表1可知，雖穩(wěn)定索和橋面索的長(zhǎng)度不同，但它們的跨中矢跨比卻非常接近.這主要是由于二者的長(zhǎng)度差(1 m左右)相對(duì)于438 m的主跨徑而言很小.一般來(lái)說(shuō)，各種承重索的矢跨比不同，它們所受的拉力也不會(huì)相同，從而影響各根主索受力的均衡性，這對(duì)索道橋的安全穩(wěn)定性是不利的.但從前面分析可知，新橋結(jié)構(gòu)抵抗橫向傾覆的安全穩(wěn)定性優(yōu)于舊橋，這說(shuō)明前者的加強(qiáng)橫梁構(gòu)造對(duì)橋梁橫斷面內(nèi)的偏載作用具有更有效的橫向分配功能.除此之外，新、舊橋的其他構(gòu)件的構(gòu)造是基本相同的.因此，把舊橋的施工方法［4］略加修改，即可用于新橋的建造.

2.3.1 橫梁安裝位置的標(biāo)記 確定橫梁安裝位置時(shí)要使用記號(hào)符合法［9］.首先根據(jù)新橋在成橋恒載平衡狀態(tài)時(shí)各根鋼索的單元內(nèi)力和應(yīng)變反算出它們的無(wú)應(yīng)力長(zhǎng)度，以及橫梁與主索的交點(diǎn)在無(wú)應(yīng)力鋼索長(zhǎng)度方向上的投影位置;然后在鋼索下料時(shí)在橫梁的安裝位置標(biāo)上記號(hào).在主索初掛的空索狀態(tài)只要讓每道橫梁的位置與鋼索上相應(yīng)記號(hào)相符合，就可固定橫梁，完成安裝工作.

2.3.2 橫梁的展放 如圖6所示，施工時(shí)展放橫梁不能采用一岸展放法，而應(yīng)采用兩岸向橋跨中的展放法.新橋的每個(gè)跨端附近有2根橫梁的吊臂縮短了，展放這些短臂橫梁時(shí)，它們?cè)谥魉魃系幕瑒?dòng)受到很大阻力，安裝時(shí)若從一岸展放，它們要滑過(guò)主索一個(gè)整跨長(zhǎng)度才能到達(dá)對(duì)岸的安裝位置.若采用兩岸展放法，短臂橫梁是最后安裝的，它們從主索上滑過(guò)的距離很短，因而安裝也就容易得多.總之，采用現(xiàn)有施工技術(shù)能較容易地建造大矢跨比索道橋，該結(jié)構(gòu)形式的施工可行性好.

2.4 新橋結(jié)構(gòu)的經(jīng)濟(jì)性分析

在沒(méi)有對(duì)新橋進(jìn)行主要構(gòu)件優(yōu)化的情況下，新、舊橋的橋面板材料用量基本相同，而新橋鋼橫梁的總質(zhì)量比舊橋的大了11.54 t.根據(jù)主索找形分析的線形結(jié)果和結(jié)構(gòu)內(nèi)力分析的應(yīng)變結(jié)果可以求出優(yōu)化設(shè)計(jì)后新橋的鋼索總質(zhì)量為146.491 t，比舊橋節(jié)省了36.161 t.因此，實(shí)際設(shè)計(jì)大矢跨比索道橋時(shí)，最終設(shè)計(jì)結(jié)果應(yīng)該是調(diào)整優(yōu)化后的橋梁結(jié)構(gòu)，而不是初步擬定的結(jié)構(gòu).顯然，最終實(shí)施的新橋全橋荷載相對(duì)于舊橋減小了，進(jìn)而主索對(duì)鞍座的豎直拉力也比舊橋的小.

據(jù)此初步估算，當(dāng)?shù)窒麢M梁總質(zhì)量的增量后，新橋的上部結(jié)構(gòu)比舊橋的輕了241.53 kN.這里還沒(méi)有考慮到鋼索自身截面變小，恒載減小.通過(guò)進(jìn)一步減小鋼索的截面面積，節(jié)省更多索材工程量.

最后，再考慮材料價(jià)格因素，鋼索的材料單價(jià)約是橫梁鋼板材料的2倍，因此新橋相對(duì)舊橋具有顯著的經(jīng)濟(jì)性優(yōu)勢(shì).

圖6 橫梁安裝示意圖Fig.6 Schematic diagrams for erection of floor-beams

新橋結(jié)構(gòu)實(shí)際上只是對(duì)原有索道橋結(jié)構(gòu)的少量構(gòu)件進(jìn)行了升級(jí)改造，使得前者具有顯著的經(jīng)濟(jì)性.因此，對(duì)舊橋結(jié)構(gòu)的這種改良具有很高的工程效率.

3 結(jié)論

首先擬定了大矢跨比索道橋的結(jié)構(gòu)方案，并分析了它的靜力特性.最后通過(guò)對(duì)比，考察了其施工可行性與經(jīng)濟(jì)性，得出如下結(jié)論.

(1)大矢跨比索道橋力學(xué)行為的空間效應(yīng)更加顯著.用于傳統(tǒng)索道橋結(jié)構(gòu)分析的平面解析法不宜用于這種結(jié)構(gòu)的內(nèi)力分析.只有采用能考慮到結(jié)構(gòu)構(gòu)件空間效應(yīng)的幾何非線性有限元法對(duì)其做精細(xì)分析，才能正確把握其力學(xué)特性.

(2)縮短索道橋跨端附近橫梁的吊臂長(zhǎng)度能改善橋頭縱坡，但改善幅度有限.因受跨端橋面縱坡的限制，索道橋的主索跨中矢跨比很難達(dá)到常規(guī)公路懸索橋的主索矢跨比.

(3)大矢跨比索道橋的結(jié)構(gòu)行為參數(shù)達(dá)到常規(guī)索道橋的技術(shù)要求;其所有構(gòu)件的安裝完全可采用現(xiàn)有的常規(guī)施工技術(shù)來(lái)實(shí)現(xiàn)，具有可施工性;并且該結(jié)構(gòu)的經(jīng)濟(jì)性優(yōu)勢(shì)顯著.由此可知該結(jié)構(gòu)形式是完全可行的.

［1］周新年.工程索道與柔性吊橋——理論 設(shè)計(jì) 案例［M］.北京:人民交通出版社，2008:245－247.

［2］周新年，鄭麗鳳，游明興，等.柔性吊橋設(shè)計(jì)理論及其應(yīng)用研究Ⅳ.簡(jiǎn)易柔性懸索橋總體設(shè)計(jì)方案研究—福建省建甌市慈口懸索橋例析［J］.福建林學(xué)院學(xué)報(bào)，2001，21(3):203 －206.

［3］周新年，鄭麗鳳，馮建祥，等.柔性吊橋設(shè)計(jì)理論及其應(yīng)用研究Ⅰ.福建省簡(jiǎn)易柔性懸索橋分析研究［J］.福建林業(yè)科技，2000，27(2):72 －74.

［4］黃紹金，劉伯生.現(xiàn)代索道橋［M］.北京:人民交通出版社，2004:243，154－180.

［5］王小桃，周新年，馮輝榮，等.基于VB 6.0的懸鏈線理論單跨索道側(cè)型圖設(shè)計(jì)［J］.福建農(nóng)林大學(xué)學(xué)報(bào):自然科學(xué)版，2012，41(2):149 －152.

［6］景天虎，李青寧.懸索橋主纜成橋線形確定的有限元新算法［J］.世界橋梁，2012，40(1):42－46.

［7］田仲初，卜銘，黃宏輝，等.臨時(shí)索道橋的成橋狀態(tài)確定與荷載試驗(yàn)研究［J］.長(zhǎng)沙交通學(xué)院學(xué)報(bào)，2005，21(2):21－25.

［8］湖北省發(fā)展計(jì)劃委員會(huì).GB 50018-2002冷彎薄壁型鋼結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)范［S］.北京:中國(guó)計(jì)劃出版社，2002:22－24.

［9］白劍，趙小星，賀栓海.懸索橋主纜施工中的溫度測(cè)試及溫度影響的控制［C］∥中國(guó)公路學(xué)會(huì)橋梁和結(jié)構(gòu)工程學(xué)會(huì).2003年全國(guó)橋梁學(xué)術(shù)會(huì)議論文集.北京:人民交通出版社，2003:758－761.