高墩大跨矮塔斜拉橋結(jié)構(gòu)體系及靜力性能研究

(浙江工業(yè)大學(xué) 建筑工程學(xué)院，浙江 杭州 310023)

矮塔斜拉橋亦稱(chēng)部分斜拉橋，是介于連續(xù)梁(剛構(gòu))與斜拉橋之間的一種橋型，具有剛?cè)岵?jì)、外觀(guān)獨(dú)特和結(jié)構(gòu)靈活等特點(diǎn)[1-2]。矮塔斜拉橋總體上具有塔高較矮、主梁較剛和拉索相對(duì)集中的特點(diǎn)，主梁承擔(dān)大部分荷載，拉索僅起輔助作用，兼具斜拉橋的柔性和連續(xù)梁橋的剛性，結(jié)構(gòu)性能介于兩者之間，填補(bǔ)了梁式橋和斜拉橋之間的跨徑空白，為橋梁結(jié)構(gòu)的發(fā)展提供了更廣闊的空間。矮塔斜拉橋憑借其獨(dú)特的結(jié)構(gòu)形式和良好的受力特性，近些年在國(guó)內(nèi)外得到迅速發(fā)展。

矮塔斜拉橋?yàn)楦叽纬o定結(jié)構(gòu)，整體結(jié)構(gòu)受力狀態(tài)主要取決于主梁剛度、斜拉索布置長(zhǎng)度、橋塔高度和剛度及結(jié)構(gòu)形式、邊主跨比等結(jié)構(gòu)參數(shù)。眾多學(xué)者結(jié)合國(guó)內(nèi)矮塔斜拉橋工程開(kāi)展了結(jié)構(gòu)受力性能及設(shè)計(jì)參數(shù)影響分析，揭示了矮塔斜拉橋的結(jié)構(gòu)力學(xué)特點(diǎn)及其合理的設(shè)計(jì)參數(shù)取值[3-10]。當(dāng)前，國(guó)內(nèi)最大跨度的預(yù)應(yīng)力混凝土矮塔斜拉橋?yàn)?014年建成的長(zhǎng)山大橋，跨徑為260 m，此外相關(guān)資料統(tǒng)計(jì)表明我國(guó)已建成的矮塔斜拉橋橋墩高度普遍低于100 m[2]。本研究的工程背景洪溪特大橋是一座主跨265 m預(yù)應(yīng)力混凝土矮塔斜拉橋，該橋位于深切峽谷，橋墩高達(dá)142 m，橋面距離地面最大高差達(dá)250 m，是一座典型的高墩大跨矮塔斜拉橋。目前，國(guó)內(nèi)外對(duì)高橋墩大跨矮塔斜拉橋的結(jié)構(gòu)靜力性能研究比較匱乏，特別是合理的結(jié)構(gòu)體系方面。為此，結(jié)合洪溪大橋，采用MIDAS/Civil有限元分析軟件，分析主梁高度、邊主跨比、塔根無(wú)索區(qū)長(zhǎng)度、跨中無(wú)索區(qū)長(zhǎng)度(邊跨無(wú)所區(qū)長(zhǎng)度)、橋塔高度、橋塔剛度、橋塔形式、斜拉索布置形式和橋墩剛度等主要結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)參數(shù)對(duì)高墩大跨矮塔斜拉橋結(jié)構(gòu)靜力性能的影響，探討其經(jīng)濟(jì)合理的結(jié)構(gòu)形式，為高墩大跨矮塔斜拉橋的設(shè)計(jì)提供參考。

1 橋梁簡(jiǎn)介

如圖1所示為主跨265 m預(yù)應(yīng)力混凝土矮塔斜拉橋方案，左右幅分離布設(shè)，橋跨布置為150 m+265 m+150 m，采用墩、梁、塔固結(jié)的結(jié)構(gòu)體系，在橋臺(tái)處設(shè)置縱向活動(dòng)支座。主梁采用單箱雙室變梁高預(yù)應(yīng)力混凝土箱梁，梁寬15.25 m，中心梁高為4.5～9.2 m，梁底曲線(xiàn)為1.6 次拋物線(xiàn)。索塔采用雙柱型混凝土塔，高約172 m，其中橋面以上塔柱高42 m，下塔柱采用空心薄壁墩，中間部分采用橫橋向Y形薄壁墩過(guò)渡到上塔柱。斜拉索采用雙索面半扇形稀索布置方式，在主梁上設(shè)置錨固橫梁連接主梁和斜拉索，全橋梁共設(shè)置64 對(duì)斜拉索。邊中跨拉索對(duì)稱(chēng)布置，塔根無(wú)索區(qū)主梁長(zhǎng)度45.5 m，邊跨端部無(wú)索區(qū)梁長(zhǎng)29.2 m，中跨跨中無(wú)索區(qū)梁長(zhǎng)24 m。

圖1 洪溪大橋總體布置圖Fig.1 General layout of the Hongxi bridge

該橋的主要設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)：設(shè)計(jì)基準(zhǔn)期為100 年；工程安全等級(jí)為一級(jí)；公路等級(jí)為高速公路，雙向4 車(chē)道；設(shè)計(jì)車(chē)速為80 km/h；橋梁設(shè)計(jì)荷載為公路-I級(jí)；地震烈度為設(shè)計(jì)基本地震加速度為0.05 g，設(shè)防烈度Ⅵ度。

2 結(jié)構(gòu)三維有限元模型

采用MIDAS/Civil有限元分析軟件建立如圖2所示的三維有限元分析模型，全橋共劃分為549 個(gè)單元，432 個(gè)節(jié)點(diǎn)，其中主梁和索塔采用空間梁?jiǎn)卧M，斜拉索采用桁架單元進(jìn)行模擬。橋面主梁采用魚(yú)骨式計(jì)算模型，主梁的剛度和質(zhì)量集中在中間梁?jiǎn)卧?，中間梁?jiǎn)卧c兩側(cè)斜拉索采用剛臂單元連接。結(jié)構(gòu)的約束信息：橋塔底部與承臺(tái)頂面嵌固，即橋塔底部6 個(gè)方向自由度均約束；兩側(cè)橋臺(tái)處主梁沿橋縱向、繞豎軸和橫軸轉(zhuǎn)動(dòng)均自由，其他自由度約束；塔梁結(jié)合處固結(jié)，采用剛域處理。

圖2 結(jié)構(gòu)三維有限元模型Fig.2 Structural 3D finite element model

3 高墩大跨矮塔斜拉橋結(jié)構(gòu)靜力特性分析

基于上述計(jì)算模型，首先采用MIDAS/Civil的“未知荷載系數(shù)”功能并控制各跨跨中豎向位移和塔頂水平位移為±0.01 m，計(jì)算各斜拉索的初始索力；其次，通過(guò)索力調(diào)整功能得到優(yōu)化后的索力值；最后，通過(guò)結(jié)構(gòu)在自重、二期恒載和優(yōu)化索力共同作用下的幾何非線(xiàn)性靜力分析獲得斜拉索最終的索力值及成橋狀態(tài)結(jié)構(gòu)的幾何和內(nèi)力狀態(tài)，以此作為結(jié)構(gòu)在運(yùn)營(yíng)狀態(tài)荷載作用的基準(zhǔn)態(tài)。

在計(jì)算的成橋狀態(tài)上，考慮汽車(chē)荷載、汽車(chē)制動(dòng)力、溫度作用(體系升溫或降溫、非線(xiàn)性溫度梯度)、主梁和橋塔的縱橋向和橫橋向靜陣風(fēng)荷載等作用，進(jìn)行結(jié)構(gòu)幾何非線(xiàn)性靜力分析并進(jìn)行最不利荷載效應(yīng)組合，得到如表1所示的結(jié)構(gòu)主要位移和內(nèi)力的最大值，相應(yīng)的結(jié)構(gòu)位移和內(nèi)力包絡(luò)圖如圖3所示。分析時(shí)，汽車(chē)荷載按公路I級(jí)3 車(chē)道加載，并考慮汽車(chē)荷載橫向折減和沖擊效應(yīng)影響；溫度作用按體系升溫25 ℃和降溫-25.5 ℃考慮，同時(shí)考慮非線(xiàn)性溫度梯度作用；考慮與汽車(chē)荷載組合，靜陣風(fēng)荷載計(jì)算時(shí)取橋面高度處的基準(zhǔn)風(fēng)速為25 m/s[11]。

表1 結(jié)構(gòu)主要位移和內(nèi)力值Table 1 Main structural displacements and internal forces

圖3 結(jié)構(gòu)位移和內(nèi)力包絡(luò)圖Fig.3 The envelope diagrams of structural displacements and internal forces

由表1結(jié)果可知：主梁恒活載作用下的位移0.068 m，遠(yuǎn)小于規(guī)范對(duì)主梁最大豎向撓度L/500(0.53 m)的限值，同時(shí)橋塔的塔頂位移也很小，說(shuō)明該橋具有很好的靜力剛度。此外，該橋持久狀況的主梁正截面和斜截面的抗裂性驗(yàn)算、塔墩的角點(diǎn)應(yīng)力以及斜拉索的安全系數(shù)等均滿(mǎn)足規(guī)范要求，說(shuō)明結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)方案合理。成橋狀態(tài)恒載和活載作用下，塔梁結(jié)合處主梁出現(xiàn)了較大的負(fù)彎矩，同時(shí)承受最大的軸向壓力和剪力，是其受力的關(guān)鍵部位；橋塔的內(nèi)力最大值出現(xiàn)在塔底，其次為塔梁結(jié)合部，因此在高墩大跨矮塔斜拉橋設(shè)計(jì)中應(yīng)著重關(guān)注塔梁結(jié)合部和塔底等截面的細(xì)部構(gòu)造和局部應(yīng)力分析。

4 高墩大跨矮塔斜拉橋結(jié)構(gòu)靜力性能設(shè)計(jì)參數(shù)分析

為探討高墩大跨矮塔斜拉橋經(jīng)濟(jì)合理的結(jié)構(gòu)形式，以洪溪特大橋?yàn)楣こ瘫尘埃治鲅芯恐髁焊叨?、邊主跨比、塔根無(wú)索區(qū)長(zhǎng)度、跨中無(wú)索區(qū)長(zhǎng)度、橋塔高度、橋塔剛度、橋塔結(jié)構(gòu)形式、橋墩剛度以及斜拉索布置形式等主要設(shè)計(jì)參數(shù)對(duì)結(jié)構(gòu)靜力性能影響及其合理取值范圍。參數(shù)分析時(shí)，首先根據(jù)設(shè)計(jì)參數(shù)的變化調(diào)整結(jié)構(gòu)布置建立對(duì)比方案橋并建立其三維有限元分析模型；其次確定其合理成橋狀態(tài)；最后考慮結(jié)構(gòu)自重、索力、二期恒載、汽車(chē)荷載、溫度作用及靜風(fēng)荷載的共同作用，在計(jì)算得到的合理成橋狀態(tài)上進(jìn)行結(jié)構(gòu)靜力幾何非線(xiàn)性分析，獲得結(jié)構(gòu)的位移和內(nèi)力最不利值及其包絡(luò)圖。限于篇幅，下列參數(shù)分析只列表給出橋塔、主梁、橋墩和斜拉索的最不利的位移和內(nèi)力值，值得注意的是表中橋墩最大彎矩一欄，*表示橋墩最大彎矩位置為Y字型墩分叉點(diǎn)處，未標(biāo)明表示橋墩最大彎矩位置為墩底。

4.1 主梁高度

矮塔斜拉橋主梁在支點(diǎn)處的梁高一般為主跨跨徑的1/39～1/32，跨中處梁高為主跨跨徑的1/70～1/55，規(guī)范建議值為1/45～1/35[12]。設(shè)計(jì)方案橋支點(diǎn)處的梁高為跨徑的1/28.8，跨中處梁高為跨徑的1/58.9，可以看出方案橋支點(diǎn)處的梁高與其他橋梁相比較略微偏高。在設(shè)計(jì)方案橋基礎(chǔ)上，將主梁跨中處和支點(diǎn)處的梁高分別調(diào)整為4.5 m與8 m、4 m與8 m，分析梁高變化對(duì)高墩大跨矮塔斜拉橋結(jié)構(gòu)靜力特性的影響，結(jié)果如表2所示。

表2 主梁高度對(duì)結(jié)構(gòu)靜力性能的影響Table 2 Effect of girder depth on structural static performance

從表2可以看出：高墩大跨矮塔斜拉橋主梁高度變化對(duì)橋塔和主梁彎矩和撓度影響較顯著，但對(duì)斜拉索索力影響很小。在相同跨中梁高情況下，隨著支點(diǎn)梁高的降低，主梁跨中撓度和塔頂水平位移增大，墩頂主梁彎矩和橋墩最大彎矩分別下降6.7%和4.5%，但主梁跨中彎矩增加6.5%。在相同支點(diǎn)梁高情況下，隨著跨中梁高的減小，主梁跨中撓度和塔頂水平位移繼續(xù)增大，主梁跨中彎矩和墩頂彎矩分別減小14.1%和4.8%，但橋墩最大彎矩增加14.7%。因此，相對(duì)于支點(diǎn)梁高，跨中梁高對(duì)高墩大跨矮塔斜拉橋的結(jié)構(gòu)靜力性能影響更顯著?？傮w上看，主梁梁高變小，矮塔斜拉橋整體剛度減低，主梁受力減弱，斜拉索作用加強(qiáng)，橋墩受力變大，因此應(yīng)結(jié)合結(jié)構(gòu)的整體剛度、主梁和橋塔的受力綜合確定主梁跨中和支點(diǎn)梁高的最優(yōu)組合。

4.2 邊主跨比

矮塔斜拉橋邊主跨比是一個(gè)重要參數(shù)，比例太小會(huì)導(dǎo)致邊跨支點(diǎn)處出現(xiàn)負(fù)拉力，比例太大則邊跨會(huì)出現(xiàn)較大的正彎矩，給斜拉索的調(diào)索和邊跨的配束帶來(lái)困難，矮塔斜拉橋的邊跨與主跨跨徑比值統(tǒng)計(jì)值為0.42～0.62，規(guī)范建議取為0.5～0.76[12]。在設(shè)計(jì)方案橋(邊主跨比0.566)基礎(chǔ)上，保持中跨長(zhǎng)度不變，通過(guò)改變邊跨現(xiàn)澆段長(zhǎng)度來(lái)調(diào)整邊跨長(zhǎng)度，取邊主跨比分別為0.5，0.6和0.65建立相應(yīng)的對(duì)比方案橋，分析邊主跨比變化對(duì)高墩大跨矮塔斜拉橋結(jié)構(gòu)靜力性能的影響，結(jié)果如表3所示。

表3 邊主跨比對(duì)結(jié)構(gòu)靜力性能的影響Table 3 Effect of the side to main span ratio on structural static performance

從表3可以看出：高墩大跨矮塔斜拉橋邊主跨比對(duì)結(jié)構(gòu)的剛度、邊跨和中跨的主梁以及橋塔的受力有著顯著的影響。隨著邊主跨比的增大，邊中跨的主梁撓度和橋塔的水平位移均明顯增大，尤其是邊跨撓度增幅達(dá)178%，說(shuō)明結(jié)構(gòu)的整體剛度減小；主梁的邊跨彎矩和橋塔彎矩成倍增加(增幅分別達(dá)936%和131%)，斜拉索索力也顯著增大(增幅達(dá)10.3%)，主梁墩頂彎矩略有所增大，但其跨中彎矩卻顯著減小，減幅達(dá)70%。因此，邊跨長(zhǎng)度增加會(huì)明顯增大邊跨和橋塔的受力，并嚴(yán)重削弱結(jié)構(gòu)剛度。從總體上看，設(shè)計(jì)方案橋的邊主跨比較為合理。因此從結(jié)構(gòu)靜力性能考慮，高墩大跨矮塔斜拉橋宜采用短邊跨，邊中跨比為0.5～0.6比較適宜，尤其在0.55附近。

4.3 塔根無(wú)索區(qū)長(zhǎng)度

如圖4所示，設(shè)計(jì)方案橋邊跨端部無(wú)索區(qū)長(zhǎng)度L2=29.2 m，塔根無(wú)索區(qū)長(zhǎng)度L1=45.5 m，中跨跨中無(wú)索區(qū)長(zhǎng)度L3=24 m。塔根無(wú)索區(qū)長(zhǎng)度與主跨的比值一般為1/9～1/4.5，規(guī)范建議值為0.15～0.2[12]。在設(shè)計(jì)方案橋基礎(chǔ)上，保持邊跨端部無(wú)索區(qū)L2、中跨跨中無(wú)索區(qū)L3、塔高及斜拉索在主梁上的布置間距與傾角不變，通過(guò)改變塔根處的斜拉索根數(shù)來(lái)改變塔根無(wú)索區(qū)長(zhǎng)度L1，建立了塔根無(wú)索區(qū)長(zhǎng)度L1分別為40.5 m和50.5 m的兩座對(duì)比方案橋(單側(cè)塔柱錨固的斜拉索數(shù)量分別為17 對(duì)和15 對(duì))，其與主跨跨徑比值分別為0.15和0.19，塔根無(wú)索區(qū)長(zhǎng)度對(duì)高墩大跨矮塔斜拉橋結(jié)構(gòu)性能的影響如表4所示。

圖4 無(wú)索區(qū)長(zhǎng)度示意圖Fig.4 The schematic diagram of non cable-stayed girder length

表4 塔根無(wú)索區(qū)長(zhǎng)度對(duì)結(jié)構(gòu)靜力性能的影響Table 4 Effect of the non cable-stayed girder length near the towers on structural static performance

從表4可以看到：塔根無(wú)索區(qū)長(zhǎng)度對(duì)結(jié)構(gòu)位移基本沒(méi)有影響，但對(duì)主梁和橋塔的受力影響顯著。隨著塔根無(wú)索區(qū)長(zhǎng)度的增加，索力逐漸增加，但是增幅很小，越靠近塔根索力增幅越大；由于斜拉索承擔(dān)的塔根主梁自重比例降低，主梁承受的彎矩增大，墩頂主梁彎矩增大36%，跨中處增幅則較小，約為3.7%；橋墩承受彎矩則減小，減幅達(dá)13.3%。總體上看，塔根無(wú)索區(qū)長(zhǎng)度對(duì)墩頂主梁最大負(fù)彎矩影響明顯，采用較小的塔根無(wú)索區(qū)長(zhǎng)度對(duì)結(jié)構(gòu)受力比較有利。

4.4 中跨跨中無(wú)索區(qū)(邊跨端部無(wú)索區(qū))長(zhǎng)度

矮塔斜拉橋主跨跨中無(wú)索區(qū)長(zhǎng)度L3一般為主跨長(zhǎng)度的1/9～1/4.5，邊跨端部的無(wú)索區(qū)長(zhǎng)度L2一般為邊跨長(zhǎng)度的1/4.3～1/3，規(guī)范建議取值分別為中跨和邊跨跨徑的20%～35%[12]。在設(shè)計(jì)方案橋基礎(chǔ)上，保持塔根無(wú)索區(qū)長(zhǎng)度L1、塔高及斜拉索在主梁上的布置間距與傾角不變，通過(guò)改變斜拉索根數(shù)來(lái)改變邊跨端部無(wú)索區(qū)長(zhǎng)度L2和中跨跨中無(wú)索區(qū)長(zhǎng)度L3，建立了兩座對(duì)比方案橋，其邊跨無(wú)索區(qū)長(zhǎng)度L2分別為44.2 m和49.2 m，相應(yīng)的跨中無(wú)索區(qū)長(zhǎng)度L3分別為54 m和64 m，單側(cè)塔柱錨固的斜拉索數(shù)量分別為13 對(duì)和12 對(duì)，中跨跨中無(wú)索區(qū)長(zhǎng)度對(duì)高墩大跨矮塔斜拉橋結(jié)構(gòu)靜力性能的影響如表5所示。

表5 中跨跨中無(wú)索區(qū)長(zhǎng)度對(duì)結(jié)構(gòu)靜力性能的影響Table 5 Effect of the non cable-stayed girder length at midspan on structural static performance

從表5可以看出：中跨跨中無(wú)索區(qū)(邊跨端部無(wú)索區(qū))長(zhǎng)度的變化對(duì)結(jié)構(gòu)位移、主梁、橋塔和斜拉索索力的影響非常明顯。隨著中跨跨中無(wú)索區(qū)(邊跨端部無(wú)索區(qū))長(zhǎng)度增加，由于斜拉索數(shù)量的減小，導(dǎo)致斜拉索索力增幅較大，最大索力增加49%；中跨跨中位移增大11%，塔頂水平位移增大17%；中跨跨中彎矩增加280%，墩頂主梁彎矩增加23%；橋墩最大彎矩增加115%。與前述塔根無(wú)索區(qū)長(zhǎng)度因素相比，中跨跨中無(wú)索區(qū)(邊跨端部無(wú)索區(qū))長(zhǎng)度對(duì)高墩大跨矮塔斜拉橋結(jié)構(gòu)性能的影響更加顯著，采用越小的中跨跨中和邊跨端部無(wú)索區(qū)長(zhǎng)度對(duì)結(jié)構(gòu)整體受力越有利。

4.5 橋塔高度

如圖5所示，此處的橋塔高度主要指橋面以上部分的高度，其與主跨跨徑的比值一般為1/13～1/8.5，規(guī)范建議取值為1/12～1/8[12]。為研究高墩大跨矮塔斜拉橋塔高變化對(duì)結(jié)構(gòu)靜力性能的影響，在保持橋跨跨徑布置、主梁和斜拉索布置不變的前提下，改變塔柱無(wú)索區(qū)高度h從而改變橋塔高度，建立塔高分別為66，33，26 m三座對(duì)比方案橋，計(jì)算結(jié)果如表6所示。

圖5 塔高示意圖Fig.5 The schematic diagram of tower height

表6 橋塔高度對(duì)結(jié)構(gòu)靜力性能的影響Table 6 Effect of the tower height on structural static performance

從圖6可以看出：橋塔高度對(duì)高墩大跨矮塔斜拉橋的結(jié)構(gòu)位移以及主梁、橋塔和斜拉索的受力影響非常顯著。隨著橋塔高度降低，斜拉索的豎向支撐減弱，從而導(dǎo)致索力的顯著增加，當(dāng)塔高從66 m降至26 m，最大索力增大近1倍；主梁最大撓度增大44%，塔頂水平位移降低約40%；主梁中跨跨中彎矩增加370%，墩頂彎矩增加322%；橋墩最大彎矩也成倍增大?？傮w上看，矮橋塔對(duì)結(jié)構(gòu)受力十分不利，為改善高墩大跨矮塔斜拉橋的結(jié)構(gòu)靜力性能，建議采用較大的塔高跨比。

4.6 橋塔剛度

設(shè)計(jì)方案橋塔柱頂部截面尺寸為9 m(順橋向)×3.5 m(橫橋向)，由頂端往下線(xiàn)性地變化至主梁頂面處7.35 m(順橋向)×3.91 m(橫橋向)。為研究橋塔剛度對(duì)高墩大跨矮塔斜拉橋靜力性能的影響，改變塔柱頂端截面尺寸為6 m×3 m，并由頂端往下線(xiàn)性地變化至設(shè)計(jì)方案橋主梁頂面處的塔柱尺寸，以反映橋塔剛度減小后高墩大跨度矮塔斜拉橋的結(jié)構(gòu)靜力特性，結(jié)果如表7所示。

表7 橋塔剛度對(duì)結(jié)構(gòu)靜力性能的影響Table 7 Effect of the tower stiffness on structural static performance

從表7可以看出：橋塔剛度減小后，主梁撓度和塔頂水平位移略微增大，主梁跨中處和墩頂處彎矩有所增大，增幅分別為3.2%和2%，橋墩最大彎矩略微減小，減幅為1.47%。因此，橋塔剛度因素對(duì)高墩大跨矮塔斜拉橋結(jié)構(gòu)靜力性能影響不明顯，同時(shí)增大橋塔剛度更為有利。

4.7 橋塔結(jié)構(gòu)形式

此處定義的橋塔結(jié)構(gòu)形式主要是指橋塔的橫橋向結(jié)構(gòu)布置方式。設(shè)計(jì)方案橋的橫橋向塔型為Y型，主梁以上部分塔柱向外側(cè)傾斜。為研究橋塔結(jié)構(gòu)形式對(duì)高墩大跨矮塔斜拉橋結(jié)構(gòu)靜力性能的影響，將主梁以上塔柱改為H型和倒V型布置方式建立對(duì)比方案橋，即橋塔橫橋向兩側(cè)塔柱分別為豎直和向內(nèi)側(cè)傾斜，分析結(jié)果見(jiàn)表8。從表8可以看出：橋塔結(jié)構(gòu)形式對(duì)結(jié)構(gòu)位移和斜拉索索力影響甚微，改為H型和倒V型后，主梁跨中處和墩頂處彎矩略有增大，橋墩最大彎矩有所減小，但幅度都非常小。因此，橋塔結(jié)構(gòu)形式改變對(duì)高墩大跨矮塔斜拉橋結(jié)構(gòu)靜力性能的影響不大，不是敏感因素。

表8 橋塔結(jié)構(gòu)形式對(duì)結(jié)構(gòu)靜力性能的影響Table 8 Effect of the tower structural form on structural static performance

4.8 橋墩剛度

為研究橋墩剛度對(duì)高墩大跨矮塔斜拉橋結(jié)構(gòu)特性的影響，將設(shè)計(jì)方案橋的橋墩尺寸縮小為原來(lái)的80%和70%建立對(duì)比方案橋，其他部位尺寸不變，分析結(jié)果見(jiàn)表9。從表9可以看出：橋墩尺寸下降至原來(lái)的70%時(shí)，即剛度下降后，主梁中跨跨中撓度增加41%，塔頂水平位移增加39%；主梁跨中處彎矩增大11.8%，但墩頂處彎矩增加很小，橋墩最大彎矩降低61%；斜拉索索力有微小增加，但可忽略不計(jì)。總體上看，橋墩剛度減小，主要影響為降低高墩大跨矮塔斜拉橋的整體剛度，略微增大主梁的受力，但可顯著降低橋墩的受力程度。

表9 橋墩剛度對(duì)結(jié)構(gòu)靜力性能的影響Table 9 Effect of the pier stiffness on structural static performance

4.9 斜拉索布置形式

斜拉橋常用的索面布置形式為輻射形、扇形和豎琴形等，設(shè)計(jì)方案橋斜拉索采用扇形索面布置形式。為研究斜拉索索面布置形式對(duì)高墩大跨矮塔斜拉橋結(jié)構(gòu)靜力性能影響，通過(guò)降低塔根處無(wú)索區(qū)高度，保持其他參數(shù)不變，將設(shè)計(jì)方案橋索面布置改為豎琴形建立對(duì)比方案橋，計(jì)算結(jié)果見(jiàn)表10。

表10 斜拉索布置形式對(duì)結(jié)構(gòu)靜力性能的影響Table 10 Effect of the cable arrangement on structural static performance

從表10可以看出：當(dāng)斜拉索布置形式改為豎琴形后，由于斜拉索傾斜角度的減小，斜拉索索力有所增加，最大索力增加6%。同時(shí)，由于斜拉索豎向支撐減弱，主梁撓度和彎矩均增大，尤其是墩頂主梁負(fù)彎矩增大近45%，橋墩最大彎矩也增大約9.7%。因此，斜拉索布置形式從扇形改為豎琴形后，由于斜拉索傾斜角度減小后其豎向支撐效果弱化，結(jié)構(gòu)整體剛度下降，斜拉索、主梁和橋塔的受力增加，結(jié)構(gòu)靜力性能惡化。因此，高墩大跨矮塔斜拉橋不適宜采用豎琴形的索面布置形式，宜采用扇形布置形式。

5 結(jié) 論

以主梁撓度和塔頂水平位移、主梁跨中和墩頂處彎矩、橋墩最大彎矩和斜拉索最大索力等結(jié)構(gòu)靜力性能為指標(biāo)，分析研究主梁高度、邊主跨比、塔根無(wú)索區(qū)長(zhǎng)度、跨中無(wú)索區(qū)長(zhǎng)度、橋塔高度、橋塔剛度、橋塔結(jié)構(gòu)形式、橋墩剛度以及斜拉索布置形式等設(shè)計(jì)參數(shù)對(duì)高墩大跨矮塔斜拉橋結(jié)構(gòu)靜力性能的影響。為了提高其靜力性能，高墩大跨矮塔斜拉橋應(yīng)結(jié)合結(jié)構(gòu)的整體剛度、主梁和橋塔的受力綜合確定主梁跨中和支點(diǎn)梁高的最優(yōu)組合；宜采用短邊跨，邊中跨比在0.55附近；宜采用較小的塔根、中跨跨中和邊跨端部無(wú)索區(qū)長(zhǎng)度；宜采用較大的塔高跨比并增大橋塔剛度；減小橋墩剛度；斜拉索宜采用扇形布置形式。