懸索橋AS法主纜索鞍抗滑移試驗(yàn)研究

蘇 洋,伏亞鋒,謝 俊,陳 龍,黃安明

(1. 中交第二公路工程局有限公司，陜西 西安 710000； 2. 德陽天元重工股份有限公司，四川 德陽 618000)

0 引 言

空中紡絲法(air spinning method，簡稱AS法)是國外懸索橋主纜施工的主流技術(shù)，目前國內(nèi)的懸索橋均采用預(yù)制平行索股(PPWS)架設(shè)法，相比AS法存在錨碇錨面處面積大、單根索股重量大、施工牽引力需求大等缺點(diǎn)。在運(yùn)輸條件差，大型起重設(shè)備受限的山區(qū)峽谷處的懸索橋施工，采用AS法更具優(yōu)勢(shì)。在建的貴州省陽寶山特大橋是國內(nèi)第1座主纜采用AS法施工的懸索橋，全長1 112 m，主橋跨度650 m。由于AS法成型索股鋼絲數(shù)遠(yuǎn)大于PPWS法，造成索鞍槽路比常規(guī)的索鞍大，槽口間隔板厚度也增至10 mm。懸索橋纜索與鞍座間具有足夠的摩擦系數(shù)是保障整體結(jié)構(gòu)在使用階段可靠性的一項(xiàng)重要措施[1]，由于主纜與鞍座之間的受力傳力關(guān)系比較復(fù)雜，加之AS法架設(shè)主纜鋼絲導(dǎo)致的結(jié)構(gòu)差異，很難用理論模型準(zhǔn)確表達(dá)鞍座內(nèi)主纜與鞍座間的摩擦狀況[2]，試驗(yàn)測(cè)定結(jié)合理論分析是目前研究主纜與鞍座抗滑性能最為有效的途徑。

近30年來國內(nèi)外研究者對(duì)主纜與鞍座間摩擦問題開展了許多研究和測(cè)試工作。K.TAKENA等[3]通過模型試驗(yàn)研究了單根索股在索鞍內(nèi)的摩擦特征，并對(duì)不同涂層材料對(duì)抗滑能力的影響給出了結(jié)論；K. HASEGAWA等[4]利用試驗(yàn)研究驗(yàn)證了設(shè)置水平摩擦板能有效提高主纜與鞍座之間的摩擦阻力，并在東京彩虹橋的設(shè)計(jì)中采用了該結(jié)構(gòu)，但是在試驗(yàn)及計(jì)算公式中均忽略了側(cè)面摩擦的影響；周凌遠(yuǎn)等[1]通過試驗(yàn)測(cè)試和理論分析證明了鞍座與多索股間的摩擦系數(shù)值明顯大于與單索股的摩擦系數(shù)值；張清華等[5-8]假定主纜具有較好的整體性，主纜與鞍座間發(fā)生相對(duì)滑移時(shí)其索股之間以及索股內(nèi)鋼絲之間均不發(fā)生相對(duì)滑移，通過模型試驗(yàn)及理論分析研究了索鞍槽底、側(cè)壁和豎向隔板各自對(duì)索股抗滑的影響；王路等[9]考慮索股側(cè)面摩擦及試驗(yàn)索股數(shù)目的影響，開展了8種工況的試驗(yàn)測(cè)試，利用實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)對(duì)索力發(fā)展特征、索股滑移行為、滑移時(shí)變效應(yīng)以及名義摩擦因數(shù)變化規(guī)律等關(guān)鍵問題進(jìn)行了系統(tǒng)研究，提出側(cè)面摩擦是索股分批滑移的根本原因；戴顯榮等[10]研究在鞍座內(nèi)增設(shè)豎向摩擦板的抗滑方案，發(fā)現(xiàn)增設(shè)豎向摩擦板是提高主纜抗滑能力的有效途徑，索股列間全置豎向摩擦板可為主纜提供相對(duì)最優(yōu)的抗滑性能；現(xiàn)行規(guī)范JTG/T D65-05—2015《公路懸索橋設(shè)計(jì)規(guī)范》中亦將鞍座內(nèi)的主纜作為一個(gè)整體進(jìn)行抗滑計(jì)算，采用單一摩擦系數(shù)0.15與底部壓力一起計(jì)算抗滑摩擦力，未考慮鋼絲間、鞍座側(cè)壁和豎向隔板的影響，物理意義不明確，歐洲規(guī)范BS EN 1993-1-1：2006《 Design of Structures with Tension Com-ponents》則規(guī)定摩擦因數(shù)應(yīng)由試驗(yàn)確定。

上述研究為主纜與索鞍間的抗滑設(shè)計(jì)提供了理論依據(jù)及大量的試驗(yàn)數(shù)據(jù)，并為實(shí)橋設(shè)計(jì)所參考。但是主纜實(shí)際上由眾多鍍鋅鋼絲構(gòu)成，主纜與鞍座間的摩擦力由周邊鋼絲與鞍槽間接觸摩擦產(chǎn)生，不與鞍槽接觸的索股中間設(shè)置有隔板，對(duì)主纜整體性造成不連續(xù)影響，不能將主纜作為一個(gè)整體進(jìn)行抗滑計(jì)算。不同的結(jié)構(gòu)特征會(huì)產(chǎn)生不同的摩擦抗力，因此筆者針對(duì)AS法成型主纜在鞍座間的抗滑移性能進(jìn)行理論及試驗(yàn)研究，得出的一些結(jié)論以期為同類工程提供有益參考。

1 主索鞍抗滑試驗(yàn)方案

1.1 原型結(jié)構(gòu)與研究思路

陽寶山特大橋主纜采用抗拉極限1 860 MPa鍍鋅高強(qiáng)度鋼絲，纜索構(gòu)成：φ5.35 mm×[336(10)+320(26)]，槽路寬度92 mm，高度99 mm，槽口間隔板厚度10 mm。圖1為黃平側(cè)實(shí)橋鞍座斷面，鞍體為ZG270-480H全鑄式。

圖1 實(shí)橋鞍座斷面(單位：mm)Fig. 1 Cross-section of saddle on real bridge

摩擦系數(shù)與材料間的接觸方式和接觸應(yīng)力有密切的關(guān)系[1]，本試驗(yàn)將重點(diǎn)研究鞍槽底部、隔板、鞍座側(cè)壁、絲股間對(duì)抗滑系數(shù)的影響，通過試驗(yàn)測(cè)定纜索在寬槽路厚隔板鞍槽內(nèi)的實(shí)際抗滑系數(shù)，驗(yàn)證采用AS法架設(shè)主纜工藝后懸索橋索鞍抗滑的可靠性，確保結(jié)構(gòu)安全。

1.2 試驗(yàn)?zāi)Ｐ驮O(shè)計(jì)

影響主纜在鞍槽中抗滑能力的因素主要是主纜與鞍槽間的摩擦力，而摩擦力的大小與摩擦系數(shù)和壓力有關(guān)。為能定性和定量地反映鞍座與主纜間的關(guān)系，試驗(yàn)鞍座按照陽寶山黃平側(cè)主索鞍1∶4縮尺制作，承纜槽內(nèi)腔尺寸按鋼絲接觸面積比例縮小。鞍座底部設(shè)計(jì)為縱向擺動(dòng)式支座，通過滾動(dòng)偏擺補(bǔ)償兩側(cè)主纜鋼絲滑移前不同的彈性伸長，避免因鋼絲伸縮導(dǎo)致的滑動(dòng)誤判。采用平行鋼絲索股束模擬索鞍區(qū)段范圍內(nèi)的主纜，各索股兩端同步張拉至恒載平衡狀態(tài)，通過在索鞍頂部逐級(jí)施加不平衡拉力的方式來模擬活載作用下鞍座兩側(cè)的主纜不平衡力，直至索股與鞍座產(chǎn)生相對(duì)滑移后停止頂部加載。試驗(yàn)在可以承受索股巨大反力的自平衡式鋼結(jié)構(gòu)試驗(yàn)臺(tái)座上進(jìn)行，模型結(jié)構(gòu)如圖2和圖3。

圖2 試驗(yàn)?zāi)Ｐ驮O(shè)計(jì)(單位：mm)Fig. 2 Design diagram of test model

圖3 試驗(yàn)?zāi)Ｐ虵ig. 3 Pictures of test model

試驗(yàn)用的主纜鋼絲與實(shí)橋完全一致。按照相似比設(shè)計(jì)，單根索股鋼絲數(shù)為80絲，共9根索股，分3列排布，每列各3排(圖4)，試驗(yàn)纜力為實(shí)橋設(shè)計(jì)纜力的1/16，即12 042.12 kN。為了研究隔板厚度對(duì)主纜與鞍座抗滑移系數(shù)的影響，選取5 mm和10 mm兩種隔板厚度分別進(jìn)行了抗滑試驗(yàn)。

圖4 試驗(yàn)鞍座及索股排列(單位：mm)Fig. 4 Test saddle and strand wires

1.3 測(cè)試方法

為了準(zhǔn)確測(cè)定試驗(yàn)纜索在鞍槽內(nèi)的名義摩擦系數(shù)，需要準(zhǔn)確判斷滑移的開始時(shí)刻，并準(zhǔn)確地測(cè)量抗滑失穩(wěn)時(shí)鞍座兩側(cè)的索力差等，為此目的，試驗(yàn)中的測(cè)試內(nèi)容包括：各索股力、頂部拉力及各索股相對(duì)于鞍座的位移量。

在每根試驗(yàn)索股兩端的錨固位置各安裝1臺(tái)2 000 kN的穿心式壓力傳感器，9根索股共18臺(tái)；傳感器的兩端設(shè)置了球面墊圈，可確保索股軸向垂直于壓力傳感器的測(cè)試面。頂部拉桿張拉端安置了量程為3 500 kN的穿心式壓力傳感器，用于測(cè)試各級(jí)頂部拉力。索鞍槽口布置位移計(jì)，用于測(cè)試各索股與索鞍間的相對(duì)位移，測(cè)點(diǎn)布置見圖5。

圖5 測(cè)點(diǎn)布置Fig. 5 Placement of test points

1.4 測(cè)試工況

為研究索股側(cè)面摩擦及索股數(shù)目對(duì)主纜滑移行為及抗滑能力的影響規(guī)律，共設(shè)置6個(gè)試驗(yàn)工況，如圖6：鞍體選取5 mm和10 mm兩種隔板厚度分別進(jìn)行試驗(yàn)，根據(jù)隔板厚度分為A類和B類工況，每類工況下，分別對(duì)3根索股、6根索股和9根索股進(jìn)行抗滑試驗(yàn)，并根據(jù)索股數(shù)目不同分別編號(hào)為1、2、3。

圖6 試驗(yàn)工況設(shè)置(單位：mm)Fig. 6 Test condition setting

1.5 試驗(yàn)測(cè)試步驟

試驗(yàn)過程分基準(zhǔn)狀態(tài)調(diào)試、加載、卸載3個(gè)階段進(jìn)行，首先將試驗(yàn)索鞍兩側(cè)索股的張力施加到設(shè)計(jì)的恒載狀態(tài)，然后利用鞍座頂部拉桿系統(tǒng)逐級(jí)施加中跨側(cè)不平衡拉力，直至試驗(yàn)索股在鞍槽中產(chǎn)生相對(duì)滑移，確認(rèn)測(cè)試記錄完整后卸載。3個(gè)階段的詳細(xì)過程如下所述。

基準(zhǔn)狀態(tài)調(diào)試：①索股整型后裝入鞍槽，在索股兩錨固端布置穿心式壓力傳感器；利用250 t千斤頂在兩端同步張拉同一根索股至802.80 kN，即恒載的60%(初緊狀態(tài))；②工況內(nèi)各索股逐根入鞍并張拉至初緊狀態(tài)后進(jìn)行第2級(jí)張拉，兩端同時(shí)張拉，將索股逐根張拉至1 338.01 kN，即恒載的100%后穩(wěn)定10 min；③按照各工況的測(cè)點(diǎn)要求，布置位移計(jì)并記下初始讀數(shù)。

加載階段：①頂部的壓力傳感器檢查無誤后置零；②逐級(jí)向索鞍施加頂部拉力，第1級(jí)拉力加載值按照兩側(cè)索力的比值1.05進(jìn)行加載，滑移前的初期階段按照較上一級(jí)加載值增量10%進(jìn)行逐級(jí)加載，每級(jí)加載完畢穩(wěn)定10 min并記錄測(cè)試數(shù)據(jù)；③利用索鞍槽口鋼絲對(duì)位標(biāo)記和位移圖像判斷滑移狀態(tài)，在滑移初始狀態(tài)即將出現(xiàn)時(shí)每級(jí)按照2%的增量加載，每級(jí)加載完畢穩(wěn)定10 min并記錄測(cè)試數(shù)據(jù)；④根據(jù)測(cè)試數(shù)據(jù)，及時(shí)判斷各索股的滑移狀態(tài)，若索股均已滑移，則進(jìn)入卸載階段，否則繼續(xù)下一級(jí)加載。

卸載階段：①分3級(jí)卸載頂部拉力：卸載張拉力的20%，再卸載張拉力的30%，卸載至0，每級(jí)卸載穩(wěn)定10 min；②按照自上而下的索股排列順序，分2級(jí)逐根卸載索股拉力：第1級(jí)卸載40%，第2級(jí)卸載至0，第1級(jí)卸載后穩(wěn)定10 min，進(jìn)行測(cè)試讀數(shù)，再進(jìn)行第2級(jí)卸載。

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 滑移行為分析

以索力差ΔT與索股相對(duì)于索鞍的位移量關(guān)系為對(duì)象，對(duì)索股滑移行為進(jìn)行分析。圖7分別為工況A3和工況B3中索力差與索股位移的關(guān)系曲線，從圖7可以看出：①各條曲線根據(jù)斜率可分為3個(gè)階段：線性段-緩變曲線段-陡變直線段。線性段表征初始滑移前的階段，此時(shí)索股相對(duì)索鞍的位移量隨索力差線性增加，這主要是由鋼絲的彈性伸長所導(dǎo)致，該階段持續(xù)時(shí)間較長；索股進(jìn)入初始滑移后，索力差變化較小，位移非線性變化，進(jìn)入緩變曲線段；隨著索力差的持續(xù)增加，滑移曲線變陡，此時(shí)索股與鞍座間產(chǎn)生整體滑移，索股兩側(cè)索力差基本不再變化。從設(shè)計(jì)驗(yàn)證角度，我們以線性段的終止點(diǎn)位作為滑移臨界點(diǎn)。②各層索股表現(xiàn)為明顯的分層滑移，滑移順序總是從上層索股到下層索股，證明摩擦系數(shù)與各層索股的接觸狀態(tài)相關(guān)。③相比工況A3，工況B3各索股滑移臨界點(diǎn)明顯后移，由于各索股趨勢(shì)一致，如圖7(c)以索股6為例給出對(duì)比圖，表明增加隔板厚度能夠有效提高索鞍抗滑性能。

圖7 索股滑移行為Fig. 7 Slip behavior of strand

2.2 摩擦系數(shù)計(jì)算及方法

(1)

(2)

表1給出了各工況綜合名義摩擦系數(shù)的計(jì)算結(jié)果，可見，下層索股的名義摩擦系數(shù)均大于上層索股；下層索股隨著上層索股數(shù)目的增加，名義摩擦系數(shù)呈遞增趨勢(shì)；鞍槽內(nèi)隔板厚度增加后，各索股的綜合名義摩擦系數(shù)都同步提高，結(jié)論與圖7相對(duì)應(yīng)。

表1 名義摩擦因數(shù)計(jì)算結(jié)果Table 1 Calculation results of nominal friction coefficient

由此可見，名義摩擦系數(shù)與各索股的接觸狀態(tài)密切相關(guān)，它是主纜各索股在鞍槽內(nèi)不同接觸狀態(tài)摩擦力的綜合表征值。各索股在鞍槽內(nèi)與鞍槽底部、鞍槽側(cè)壁、隔板及相鄰索股通過接觸擠壓產(chǎn)生摩擦抗力，主纜索股與鞍座間的摩擦力亦可表示為上述4種摩擦抗力之和為：

(3)

根據(jù)式(1)和式(3)我們可以建立主纜索股與鞍座縱向任意接觸位置處的摩擦力平衡方程，即：

(4)

上式結(jié)合試驗(yàn)結(jié)果可推導(dǎo)計(jì)算出各基礎(chǔ)摩擦系數(shù)，定量研究鞍槽各結(jié)構(gòu)對(duì)抗滑性能的影響。

本實(shí)驗(yàn)按工況可分為9種接觸類型，分類詳見表2，表中各類接觸狀態(tài)對(duì)應(yīng)索股滑移時(shí)刻的綜合名義摩擦系數(shù)見表1。

表2 索股接觸狀態(tài)分類Table 2 Contact state classification of strand

(5)

式中:rv為承纜槽底面半徑，m。

(6)

側(cè)向壓力分布如圖8。

圖8 主纜與鞍座間側(cè)向壓力Fig. 8 Lateral pressure between main cable and saddle

(7)

(8)

(9)

(10)

式中:k為隔板數(shù)。

(11)

式中：m為被測(cè)索股之上的索股層數(shù)。

結(jié)合上述推導(dǎo)，式(4)可表達(dá)為名義摩擦系數(shù)與基礎(chǔ)摩擦系數(shù)的等式(12)：

(12)

根據(jù)試驗(yàn)中單股工況測(cè)試得到的結(jié)果，索股與鞍槽底部的摩擦系數(shù)μb約為0.25，索股與索股之間的摩擦系數(shù)μw為0.21，結(jié)合表1的試驗(yàn)數(shù)據(jù)利用計(jì)算機(jī)程序?qū)崿F(xiàn)多次迭代計(jì)算得到基礎(chǔ)摩擦系數(shù)值，推算結(jié)果見表3。

表3 基礎(chǔ)摩擦系數(shù)Table 3 Foundation friction coefficient

計(jì)算結(jié)果可見，鞍槽側(cè)壁對(duì)摩擦影響大，與試驗(yàn)鞍座的側(cè)向剛度有關(guān)。增大隔板厚度可有效增大隔板剛度，增大基礎(chǔ)摩擦系數(shù)。

2.3 結(jié)果與討論

3 結(jié) 論

根據(jù)多工況的模型試驗(yàn)得到以下結(jié)論：

1)鞍槽中的索股是分層逐漸滑移的，滑移順序總是從上層索股到下層索股。

2)名義摩擦系數(shù)從上層索股到下層索股依次遞增，同一層索股隨著上層索股數(shù)目的增加，名義摩擦系數(shù)亦呈遞增趨勢(shì)，證明摩擦系數(shù)與各層索股的接觸狀態(tài)和接觸應(yīng)力相關(guān)。

3)主纜鋼絲在鞍槽中不同的接觸狀態(tài)對(duì)應(yīng)不同的基礎(chǔ)摩擦系數(shù)，索股與槽底、索股與側(cè)壁、索股與隔板以及索股對(duì)索股的基礎(chǔ)摩擦系數(shù)分別為0.25、0.35、0.25(5mm隔板)、0.3(10 mm隔板)和0.21，增大鞍槽隔板厚度可有效增大結(jié)構(gòu)剛度提高基礎(chǔ)摩擦系數(shù)，提高鞍槽整體抗滑性能，建議AS法懸索橋主纜與索鞍間的摩擦系數(shù)可以取為0.2。